SUDIU COMPARATIV PRIVIND DIFERITE SISTEME DE [618609]

Anexa 8

MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE ȘI CERCETĂRII ȘTIINȚIFICE
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA: INGINERIA PETROLULU I ȘI GAZELOR
DEPARTAMENTUL: F.E.T.H.
PROGRAMUL DE STUDII: I.P.G.
FORMA DE ÎNVĂȚĂMÂNT: ZI

Vizat
Facultatea IPG
(semnătura și ștampila) Aprobat,
Director de departament,
Prof.Dr.Ing. AVRAM LAZĂR

PROIECT DE DIPLOMĂ

TEMA: SUDIU COMPARATIV PRIVIND DIFERITE SISTEME DE
EXTRACTIE UTILIZATE LA UN GRUP DE SONDE DIN CADRUL
STRUCTURII TINTEA

Conducător științific:

Conf . Dr. Ing. MARCU MARIEA
Absolvent: [anonimizat]
2018

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

2
CUPRINS

INTRODUCERE…………………………… …………… …………………………… 4
I. GEOLOGIA STRUCTURII ……………………………….. …………………….. 5
1.1 Localizarea structurii.. …………………………………………………………….. 5
1.2 Stratigrafia și litologia.. ………………………………………………………… ,,..6
1.3 Tectonica structurii………………………………………………………………… 6
1.4 Obiective de interes petrolifer …………………………………………………….. 7
1.5 Geologia câmpului si zăcămintelor…………………………………………………7
1.6 Distribuția inițială a fluidelor………………………………………………………8
1.7 Tipuri de zăcăminte și capcane………………………………………………………8

II. POMPAJUL CONTINUU CU PRĂJINI ……………… …… ………………….. 9
2.1 Aspecte ge nerale………………………………………………………………….. 9
2.2 Instalația de pompare cu prăjini ……………………………………………………9
2.3 Dimensionarea țevilor de extracț ie……………………………………………….1 4
2.4 Determinarea sarcinilor la pr ăjina lustruită………………………………………15
2.5 Fenomele vibratorii in g arnitura de prăjini ……………………………………….16
2.6 Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare ………………………………… 18
2.7 Cursa reală a pistonului …………………………………………………………..21
2.8 Debitul instalației de pompare ……………………………………… ……………2 2
2.9 Parametri caracteristici unitații de pompare ………………………………… …….24
2.10 Echilibrarea unitaților de pompare …………………………………………… 25
2.11 Cuplul la reductor …………………………………………………………….25
2.12 Puterea motorului unitații de pompare ……………………………………….2 5
2.13 Alegerea unității de pompare………………………………………… ………………………26
2.14 Verificarea parametrilor regimului de funcționare al sondelor în pompaj
continuu cu prăjini…………………………………………………. …………….28
2.15 Calculul de reproiectare a funcționării sondelor în pompaj cu prăjini…… ….34
III. PROIECTAREA REGIMULUI DE FUNCȚIONARE A UNEI SONDE ÎN POMPAJ
INTERMIT ENT…………… ………… …….. …………………………………………… 61
3.1 Principii generale ………………………………………………………………… 61

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

3
3.2 Calculul nivelului de lichid din sondă în momentul pornirii, la sfârsitul perioadei de
acumulare …………………………………………………………………… …… 65
3.3 Calculul perioadei ciclului ……………………………………………………… 65
3.4 Calculul timpului total de funcționare ………………………………………….. 66
3.5 Calculul debitului sondei ……………………………………………………….. 66
3.6 Calculul energiei consumate……………………………………………………. 66

IV. PROIECTAREA REG IMULUI DE FUNCȚ IONARE AL UNOR SONDE
ÎN POMPAJ ELICOIDA L…………………………………………………. 69
4.1 Principii generale …………………………………………………………… 69
4.2 Instalația de pompare cu pompe elicoidale …………………………………. 72
4.3 Principiul de funcționare al pompelor elicoidale …………………………… 72
4.4 Performanțele pompelor elicoidale …………………………………………. 74
4.5 Prăjinile de pompare …………………………………………………..……. 75
4.6 Solicitările garniturii de prăjini de pompare ………………………………… 75
4.7 Țevile de extracție ……………………….. ………………………………… 77
4.8 Metodologia de calcul a unei instalații de pompare elicoidale ……….. ……..78
4.9 Proiectarea unei instalații de pompare cu pompe elicoidale ………….. ……..79
CONCLUZII …………………………………………………………………… ..94
BIBLIOGRAFIE ……………………………………………………………… ..98

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

4
INTRODUCERE

Țara noastra a beneficiat mult de pe urma descoperirii petrolului , realizată în secolul
al XV -lea , o descoperire ce ne -a permis să realizăm o întreagă industrie petrolieră cu
domenii de activitate în localizarea ,extracția si rafinarea hidrocarburilor , industrie cu o
importanța sporită datorită solicitării acestor bogății naturale ca sursă de energie,
combustibil, materii prime în petrochimie și industria farmaceutică, lubrifianți e.t.c.
Având o cerere destul de mare , conform ultimilor statistici fiind principala sursă de
energie , se impune inten sificarea lucrărilor geologice și geofizice pentru descoperirea de
rezerve noi, aplicarea pe scară largă a metodelor de recuperare a zăcămintel or deja existente,
inten sificarea fluxului de fluid din stratul productive în sondă și extragerea acestuia la
suprafață.
Datorita faptului că timpul mediu de exploatare a zăcămintelor în România are un
caracter îndelungat , principalul mod de extracție ut ilizat este prin metode de erupție
artificială.
Caracterul producției trebuie să fie unul optim , adică se incearcă să se obțină un
randament cât mai bun , producția fiind maximă în timp ce consumul aferent să fie cat mai
mic.
În prezenta lucra re se încearcă s ă se pună în evidenț ă avantajele si dezavantajele unor
diferite sisteme de extracție prin metode de erupție artificială prin realizarea unui studiu
comparativ la un grup de sonde de pe structura Țintea .Sistemele de extracție comparate în
paginile ce urmează sunt : pompajul continuu cu prăjini , pompajul intermitent si pompajul
elicoidal.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

5
CAPITOLUL I
GEOLOGIA STRUCTURII
1.1 Localizarea structurii
Structura Ț intea – Băicoi – Flore ști – Călinești este situată în Depresiunea
Precarpatică subzona mio -pliocenă cu structuri diapire majore și face parte din aliniamentul
structural Moreni -Gura Ocniței – Filipești – Băicoi – Țintea – Măgurele – Păcurești -Surani –
Cărbunești , care este dezvoltat pe o direcț ie SV -NE
Aliniamentul structural din care face parte structura este situată la cca. 20 km nord
de Ploie ști și 13 km sud de C âmpina și este situat în cadrul geografic al
subcarpa ților Munteniei.

Figura 1.1. Schita cu amplasarea aliniamentului structural
ȚINTEA – BĂICOI – FLORE ȘTI – CĂLINE ȘTI

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

6
1.2 Stratigrafia și litologia
Sondele s ăpate p ână în prezent în cadrul acestui aliniament structural au dovedit
prezen ța depozitelor paleogene, reprezentate prin Eocen și Oligocen; neogene, reprezentate
prin Miocen (Acvitanian, Burdigalian, Helvetian, Tortonian, Sarmatian) și Pliocen (Meotian,
Pontian, Dacian, Romanian) și Cuaternare.
Fundamentul aliniamentului structural este alcatuit din depozite eocene și
oligocene car e apar la adancimi mari dar prezente la nord (C âmpina, Runcu, Bu ștenari) sau la
vest (V ărfuri, Ursei) la ad âncimi mici, apar ând chiar la suprafa ța.
1.3 Tectonica structurii
Tectonica structurii este cea a aliniamentului structural, determinat ă de
diapiris mul ce se manifest ă sub toate variantele sale, de la atenuat la exagerat. Acesta a generat
străpungerea sedimentelor de c ătre lama de sare, înclinarea stratelor în diferite grade
până chiar la r ăsturnarea lor, împar țirea cutei de -a lungul accidentului major astfel determinat
(falia axiala B ăicoi – Flore ști) în flancul nordic, mai ridicat, divizat de o serie de accidente
tectonice transversale, cu decalaje pe vertical ă, în unit ăți hidrodinamice distincte la nivelul
fiecarei subdiviziuni stratigrafice și flancul sudic mai coborat, u șor încălecat de flancul nordic
în special la nivelul forma țiilor mio -pliocene mai ad ânci.
Astfel, în sectorul Țintea, flancul nordic încalec ă mult (cca. 550 m) peste pliocenul
flancului sudic, scufundat, la nivelul Dacianului mai ales. Spre vest, p ână la Băicoi, sarea
afloreaz ă pe o zon ă mare separand cele doua flancuri, în continuare masivul de sare care se
scufund ă sub depozitele pliocene fiind substituit de o puternic ă linie de dislocatie și încalecare,
accidentul major, pe care se mai gasesc sporadic lentile subtiri de sare.
Înclinarea stratelor este mare în apropierea diapirului sau faliei s ării (de la 50 –
800 în nord, până la răsturnarea lor, mai ales în Dacian), pentru ca pe masura departarii de
acesta înclinarea s ă devin ă mai mic ă (10-200 in sud).

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

7
1.4 Obiectivele de interes petrolifer
Obiectivele de interes pe întregul aliniament structural s -au dovedit a fi Dacianul
și Meo țianul și numai local, în zona B ăicoi Sud (Lilie ști), Sarmatianul. Depozitele acestor
obiecti ve cantoneaz ă zăcăminte de țiței cu gaze dizolvate, în majoritatea cazurilor.
În unele zone – Țintea Sud (Dacian superior), B ăicoi Sud (Meo țian -bloc I), Lilie ști
(Sarma șian) s -a dovedit și existen ța gazelor sub forma capurilor primare de gaze.
1.5 Geologia c âmpului și zăcămintelor
Zăcămintele de petrol din cadrul sectorului structural B ăicoi Nord, situate pe
flancul nordic al aliniamentului diapir, sunt cantonate în depozitele meo țiene și daciene ale
succesiunii stratigrafice.
Zăcămintele se afl ă situate la ad âncimi cuprinse între:
-cca 2100 -1500 m, pe direc ție E- V și cca 2100 – 600 m, pe direc ție N- S, pentru intreaga
secven ța a meo țianului, func ție de gradul de înclinare al complexelor constituente. Sunt
dezvoltate pe o suprafat ă de cca 3,5 km lungime și 1,5 km l ătime, partial suprapuse peste
Dacian;
-cca 900 -300 m, pe direc ție E- V și cca 750 – 100 m pe direc ție N-S, pentru toat ă
secventa Dacianului, cu observatia c ă în extremitatea estica (bl A 5, A 7) se întâlneste și
Draderul răsturnat, la ad âncimi medii de cca 700 m, respectiv 850 m. Se dezvolt ă pe o
suprafa ță de cca 3,2 km lungime și 0,8 km l ătime.
Sunt orientate E – V, delimitate, at ât la Meo țian c ât și la Dacian, spre sud de sare și
falia majora (FM) ce le separ ă de zăcămintele de la B ăicoi Sud, iar spre nord, est și vest
au închideri periclinale de c ătre apa de sinclinal.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

8
1.6 Distribu ția ini țială a fluidelor
Distribu ția ini țială a fluidelor a fost analizat ă ținand seama de rezultatele probelor de
produc ție vechi și noi reprezentate izobatic de comportarea sondelor în exploatare și aspectul
diagrafiilor electrice. Pentru ob ținearea unor rezultate c ât mai corecte s -a luat fiecare sonda
din zona de contact și s-a analizat debit ul net de țiței și impurit ățile de la intrarea și iesirea
sondelor din produc ție , evolu ția acestora în timp , precum și cumulativele extrase pe fiecare
sond ă .
1.7 Tipuri de z ăcăminte și de capcane
Stratele de nisipuri și gresii din care sunt constituite complexele productive, prezinta
mari varia ții de facies pe vertical ă și orizontal ă ajungand p ână la marnizari locale și îndințări
de facies , dar pe ansamblu ele sunt continue și corelabile. Exista și cazuri cand stratele
colectoare prezint ă un aspect lent iliform deoarece se efileaz ă pe paleorelieful miocen sau se
marnizeaz ă local. Ca urmare z ăcămintele de petrol din cadrul structurii sunt in general
stratiforme , delimitate de ape marginale sau delimite de satura ție integral ă cu petrol și
ecranate lateral în zona ridicat ă de falii sau de diapir și mai rar lentiforme unde stratele
colectoare au dezvoltari locale , datorit ă efilarilor stratigrafice sau al marnizarlor si
indint ărilor de facies asa cum se intalnesc la B ăicoi Sare (Lilie ști ) lentilele fiind sat urate
integral cu petrol sau delimitate de contacte țiței-apă
Capcanele întalnite în cadrul structurii Țintea – Băicoi – Flore ști – Călinești sunt de mai
multe tipuri :
– Capcane structurale – unde stratele colectoare sunt mai mult sau mai pu țin bolt ite și
ecranate de falii , laterale sau situate în partea ridicata a structurii sau de diapir.
– Capcane complexe – cu strate asezate deasupra unei discordan țe care se aseaza direct
peste discordan ța miocen -pliocena acolo unde lipse ște pachetul M II 5 și al pachetelor
M II 1 -5 de la B ăicoi Nord care se efileaz ă pe aceasta discordan ță în zona de est
inclusiv a complexului M int, care în acest caz se aseaz ă direct peste discordan ță .
Toate acese strate sunt ecranate lateral și în partea ridicat ă și de falii , de diapir și
izolat ți de marniz ări ;
– Capcane stratigrafice – puține la num ăr , când acumul ările de petrol sunt închise în
principal prin marnizarea stratelor colectoare sau a îndințărilor de facies – cazul
acumul ărilor de petrol de la B ăicoi Nord .

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

9
CAPITOLUL II
POMPAJUL CONTINUU CU PRĂJINI

2.1 Aspecte generale

După perioada eruptivă a sondelor atunci cănd energia naturală a zăcamântului scade și
nu mai poate ridica , în mod independent , fluidele la suprafața , se intervine prin aplicarea
sistemelor extractive artificiale , apelându -se la o metodă artificială de ridicare sau liftare a
fluidelor in sondă.
Pompajul se aplică mai mult în faza finală a exploatării, atunci când zăcământul este
depletat si nu suportă contra pre siune pe strat ca la gazliftul continuu sau câ nd consumul de
gaze comprimate este extreme de mare.
În mare , sistemele de pompaj de adâncime se cla sifică după modul în care transmit de
la suprafața la pompa energia necesară funcționă rii acesteia, astfel:
• Pompajul de adâncime cu pră jini;
• Pompajul de adâncime fără pră jini.
Datorită simplit ății construcției și ușurința deservirii utilajelor , pompajul cu prăjini
deține o pondere însemnată , atât ca numar de sonde , cât si ca debit extras în majoritatea tărilor
cu industr ie petrolieră dezvo ltată si fază înaintată de exploatare a țițeiului , chiar si in Romania
pompajul cu prăjini fiind prezent in peste 85% din totalul sondelor în producție.

2.2 Instalaț ia de pompare cu prăjini

Instalația de pompare este alcătuită din echipamentul de suprafaț ă si echipamentul de
fund.
Echipamentul de suprafață cuprinde unitatea de pompare , capul de pompare si
conducta de amestec.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

10
Unitatea de pompare este alcatuita din urm ătoarele :
− balan sier – 11;
− capră de susț inere – 15;
− reductor – 12;
− bielele – 13;
− manivelele – 14;
− rama sau sania – 7;
− electromotorul – 10;
Echipamentul de fund se compun e din:
− pompa de adâ ncime – 1;
− separatorul de fund pentru gaze si nisip – 2;
− țevile de extracț ie – 3;
− prăjinile de pompare – 4;
− ancora pentr u țevile de extracț ie – 5;
− curățitoarele de parafină – 6;

Fig. 2.1 Unitate de pompare (13)

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

11
Pompa este introdusă în coloana de exploatare cu supapa fixă sub nivelul la care se
stabilește lichidul în coloană, când pompa funcționează. Distanța de la nivelul de lichid (nivel
dinamic) până la supapa fixă se numește submergență dinamică a pompei(h).

În România se găsesc pompe de extracție dup ă două normative:
a. pompe de extracț ie dup ă standardul international A.P.I.
b. pompe de extractie dup ă standardul rom ânesc.

Simbolizarea pompelor dup ă A.P.I.:
23/8 x 1¼ RLBC 7 –2 –4
• 23/8 – diametrul exterior al țevii de extractie
• 1¼ – diametrul interior al pompei
• R – tipul pompei introdus ă cu prăjini
• L – tipul cilindrului – cilindru cu c ămasi
• B – locul dispozitivului de fixare – jos
• C – tipul dispozitivului de fixare – cu cupe

Pompe de extrac ție dup ă standardul rom ânesc:
• tip TB, cu piston metalic și cu cilindru din mai multe c ămăsi; corpul
pompei se introduce in sonda cu țevile de extractie, iar pistonul cu
prăjini le de pompare;
• tip TI, cu piston cu garnituri de etansare si cu cilindru dintr -o bucat ă;
corpul pompei se introduce cu țevile de extractie iar pistonul cu prăjini le
de pompare;
– tip P, cu piston metalic mobil si cu cilindru din mai multe c ămasi;
pompa complet ă se introduce cu prăjini le de pompare.

Țevile de extractie . La sondele în pompaj, țevile de extrac ție sunt supuse la sarcini
mai mari dec ât la sondele eruptive, deoarece, pe l ânga greutatea proprie și a echipamentului
de fund intervine greutatea masei de lichid din interiorul țevilor , iar datorit ă varia ției
periodice a eforturilor din țevi, ca urmare a transferului greuta ții lichidului alternativ asupra

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

12
pistonului și țevilor de ex tracție, in cursul unu i ciclu de pompare, acestea su nt supuse
fenomenelor de oboseal ă.
Prăjini de pompare. Prăjinile de pompare, care transmit pistonului pompei mișcarea
rectilinie alternativă dată de balansier, sunt cele mai importante pisese ale instalației de pompaj.
Alegerea incorecta a dimensiunilor acestora sau a calitătii materialului din care sunt fabricate
măresc frecvența ruperilor în timpul lucrului în sondă, iar rezultatele în producție pot avea drept
consecință exploatarea neeconomică a sondei.
Prăjinile de p ompare sunt de două tipuri :
• Mufe din corp
• Cu mufe demontabile.
Cele mai frecvente ruperi de prăjini sunt ruperile provenite din oboseala materialului.

Fig 2.2 Prăjini de pompare (14)
Prajina lustruita . Prajina de sus , facută dintr -un material superior datorită supunerii
acesteia la eforturi de flexiune repetate dar si expunerii mai indelungate actiunii mediului
coroziv , care trece prin cutia de etanșare de la gura sondei și care face legatura între garnitura
de prăjini de pompare și dispozitivu l de acționare a acestuia se numeste prăjina lustruită.
Puntea de agatare a prăjini lustruite la capul balan sier. Acest dispozitiv const ă dintr –
o punte propriu -zisă prevazut ă cu dou ă găuri, in care se introduce un cablu de otel.
Dispozitive de rotire a prăjinilor . Dispozitivele de rotire a prăjinilor se folosesc în
urmatoarele scopuri: evitarea desurubării prăjinilor în timpul pompajului, împidicarea uzurii
localizată pe o singură generatoare a mufelor de prăjini sau a țevi lor de extracție, asigurarea
unei uzuri uniforme a pistonului și a cămășilor.
Amortizoare. Amortizoarele sunt dispozitive care au rolul de a amortiza vibrațiile care
iau naștere în garnitura de prăjini și de a reduce forțele de inerție aplicate garniturii, absorb ind
o parte din energ ia transmisă în anumite perioade și restituind -o sistemului în mod treptat.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

13

Cutia de etanșare . Realizează etanșarea între țevile de extracție și prăjina lustruită.

Capul de coloană . Pentru pompare este dispozitivul pe care se sprijină țevile de extracție și
care realizează etanșarea spațiului inelar dintre țevile de extracție și coloană de exploatare a
sondei, pentru a face posibilă captarea gazelor separate prin acest spațiu inelar.

Fig. 2.3 Capul de pompare

Curatitoarele de parafina. La sondele in pompaj depunerea de parafin ă este mai
accentuat a in comparati e cu cele eruptive, datorit ă vitezei reduse a țițeiului in țevile de
extrac ție ,curațirea acesteia din țevile de extrac ție se face mecanic cu ajutorul cur ățitoarelor
de parafin ă, montate la interval e regulate de unu ,doi pa si de prăjini de-a lungul zonei de
depunere a parafinei circa 800 -1000 m.

Baioneta Dantov . Se foloseste la sondele cu adancimi mari unde se utilizeaz ă pompe
tip P pentru a nu pierde țițeiul din țevile de extra cție in timpul opera ției de deparafinare sau
de rezolvare a unei ruperi de prăjini .

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

14
2.3 Dimen sionarea țevilor de extrac ție

Uzura țevilor de extrac ție este accentuat ă si de frec ările existente in punctele de contact
ale țevilor cu coloana de exploatare sau cu garnitura de prăjini si de frecarile dintre acestea si
cuțitele de deparafinare prev ăzute in componeta garniturii de prăjini . O alta cauz ă care
contribuie in mod substan țial la cresterea uzurii, respectiv la micsorarea rezisten ței materialului
este mediul coroziv si abraziv.

In alegerea țevilor de extrac șie , in afara calculu lui de rezisten ța, se ține cont
dimen sionând de la suprafa ța spre talpa sondei de ad âncimea de depunere a parafinei si de
posibilitatea de prindere a prăjini lor de pompare cu corunca, in eventualitatea in care acestea
s-au rupt la put.

Varia ția eforturilor unita re maxime si minime din țevile de extrac ție

t1p p t1 l
t1m axabP1,1 L)A (APσ +  − +=gam ,

t1t1 t1 p am p t1 l
t1m inaqlbP1,1 L)A (APσ+ +  − +=g  ,

in care:

σt1 min – efortul unitar minim in tronsonul i;
σt1 max – efortul unitar maxim in tronsonul i, ;
lti – lungimea tronsonului;
qti – greutatea unitara a tronsonului;
ati – sectiunea tronsonului i.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

15
2.4 Determinarea sarcinilor la prajina lustruit ă

În cursul unui ciclu de pompare asupra prăjini i de pompare ac ționeaza urm ătoarele
forțe:
– greutatea proprie a garniturii de prăjini ;
– greutatea coloanei de lichid care este ridicat ă de pistonul pompei;
– forțele de frecare provenite
Aceste forte fiind constant e la cursa ascendenta, respectiv descendenta se numesc si
sarcini statice.
In cursul acelua si ciclu de pompare, sistemul garniturii de prăjini -piston, care are o
mișcare du -te-vino, își schimb ă de dou ă ori sensul misc ării. Masa acestuia, precum și masa
lichidului ridicat ă de piston, se misc ă cu viteze variabile, deci în fiecare ciclu accelera ția
sistemului va varia ca m ărime si sens, prin urmare, în sistem apar și forțe de iner ție. Pe de alta
parte în sistem iau na ștere for țe suplimentare, datorit ă fenomenelor vibratorii care apar ca
urmare a aplic ării și înlăturării instantanee de pe piston a sarcinii date de coloa na de lichid.
Forțele de iner ție și cele rezultate din fenomenele vibratorii sunt cunoscute sub
numele de sarcini dinamice.

)m(bPP Pasc p l m ax ++=
,

) m(bP Pdesc p m in − = ,

oamlb−= ;

a t am i i)(1    +−=



+=lr11790nSm2
asc ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

16



−=lr11790nSm2
desc ;

LA Pp am l  = g  ,

pii
1pi p ql P  = ,
în care:
▪ Pmax – sarcina maxim ă din pr ăjina lustruit ă;
▪ Pmin – sarcina minim ă din prajina lustruit ă;
▪ b – factorul de plutire a prăjini lor in lichid;
▪ ρo – densitatea o țelului;
▪ masc – factor dinamic la cursa ascendent ă;
▪ mdesc – factor dinamic la cursa descendent ă;
▪ r – lungimea manivelei unita ții de pompare;
▪ l – lungimea bielei unita ții de pompare;
▪ Pp – greutatea garniturii de prăjini ;
▪ Pl – greutatea coloanei de lichid ce ac ționeaz ă asupra sec țiunii totale a
pistonului,

2.5 Fenome nele vibratorii in garnitur a de prăjini

Ruperile de prăjini , în loc sa fie concentrate în sec țiunile din partea superioar ă a
garniturii unde solicitarile sunt maxime, sunt distribuite de -a lungul garniturii. Sarcinile
statice și dinamice într-o garnitur ă de prăjini sunt maxime în partea superioar ă a garniturii si
se mic șoreaz ă de la pr ăjina lustruit ă la pistonul pompei. Sarcinile care provin din fenomele
vibtratorii au valori maxime la piston și se amortizeaz ă de la piston la pr ăjina lustruit ă. Prin
însumarea acestor dou ă sarcini s e obține valoarea maxim ă a sarcini totale din garnitura de
prăjini , care ac ționeaz ă într-un punct ce se deplaseaz ă de-a lungul garniturii în func ție de
parametrii instala ției și ai regimului de pompare. Aceasta înseamn ă că, datorit ă fenomenelor
vibtratorii , eforturile maxime nu se g ăsesc neap ărat în partea superioar ă a garniturii, ci pot fi

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

17
repartizate de -a lungul ei. Asa se explic ă , în mare parte ruperea prăjini lor de pompare în zona
median ă și in cea inferioar ă a garniturii.
Studiul fenomenelor vibratorii din garnitura de pompare este foarte complicat,
îndeseobi datorit ă natur ii variate a frec ărilor care apar în sistem. Pentru rezolvarea
aproximativ ă a problemei, s -a presupus, în prima faz ă că balan sierul este fix, iar greutat ea
coloanei de lichid și a garniturii lucreaz ă ca o for ța perturbatoare, care aplicat ă brusc asupra
pistonului pompei, îl îndeparteaz ă de la pozi ția lui de repaus. Oscila țiile produse de for ța
perturbatoare sunt longitudinal, oscila țiile transversal e nu apar datorit ă secțiuni reduse a
prăjini lor.
Unele oscila ții induse de for ța perturbatoare la piston se deplaseaz ă în lungul garniturii
cu o vitez ă egală cu viteza sunetului în oțelul din care sunt construite prăjini le. In garnitura de
prăjini se stabi lește un regim de curse sta ționare cu nod la suprafa ța si ventra la piston.
În acest caz, dac ă L este lungimea garniturii, lungimea de und ă a oscilației este:

λ = 4L
• perioada oscilatiilor;

1275L
v4L
vλT
o on = = = ,

• frecventa naturala a oscilatiilor;

L1275
T1F
nn = = ,

Balan sierul fiind în mișcare, peste oscila țiile libere amortizate ale garniturii elastice se
suprapun și oscila țiile for țate impuse garniturii de mișcarea balan sierului. În ipoteza c ă
mișcarea capului de balan sier are loc dup ă o armonic ă simplă avem:

60nTf= ,
n60Ff=

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

18

În cazul c ănd frecven țele impulsurilor for țate și cele ale oscila țiilor libere sunt egale sau
multiple una fa ță de alta și în concordan ță de faz ă, oscila țiile sunt sincrone, întărindu -se
reciproc, astfel încât sarcina în garnitura de prăjini se măreste.
De aceea este necesar s ă stabilim un num ăr de curse la pr ăjina lustruit ă astfel încât
fenomene le de sincronism să nu se produc ă.

LN76500nI= ,

1I I i nn n+ = ,
unde:
nI – frecvente periculoase;
ni – frecvente nepericuloase .

2.6 Dimen sionarea garniturii de prăjini de pompare

Dimensionarea corespunzătoare a garniturii de prăjini este foarte importantă deoarece
aceasta este cea mai solicitată parte a unei instalații de pompare , deci este c omponenta
predispusă cel mai mult la întâmplarea unui accident , de asemenea garnitura de prăjini
influențează mărimea cursei reale a pistonului,
Din punct de vedere al calculelor de rezisten ță, garniturile de pompare se
dimen sioneaz ă prin metode de calcul statice si prin metode de calcul la solicitarile variabile.
Fiecare secțiune din prăjină trece succesiv prin diferite stări de tensiune deoarece
sarcini le din garnitura de prăjini variază alternativ în funcție de unghiul de rotație al
manivelei , care poate fi maxim sau minim , deci dimensionarea corectă a acesteia poate fi
realizată decăt numai dacă aceasta este considerată a fi supusă solicitarilor vari abile, ținându –
se seama de fenomenul de oboseală și lucrul în mediul coroziv.
Exista doua metode de a dimen siona o garnitura de pompare la solicitarile statice:
1. metoda eforturilor unitare maxime;
2. metoda eforturilor unitare egale.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

19
Metoda eforturilor unita re maxime admi sibile. Prin aceasta metod ă se determin ă,
încep ând cu dimen siunea cea mai mic ă de pr ăjină aleas ă punctual în care efortul unitar este
maxim din prăjini devine egal cu rezistenta maxim ă admi sibilă. Deasupra acelui punct se trece
la prăjini le standardizate de diametru imediat superior și tot așa mai departe p ână când suma
lungimilor tronsoanelor devine egal ă sau de regul ă mai mare ca ad âncimea de fixare a pompei.

)m(bqP aσl
asc p1l p1 ad
p1+−= ,

)m(bq)a a(σl
asc p21p p2 ad
p2+− = ,

)m(bq)a a(σl
asc p3p2 p3 ad
p3+− = ,
Dacă
 pil > L atunci surplusul Δ l p =
Llpi− se scoate din fiecare tronson
propor țional cu ponderea tronsonului respectiv în lungimea total ă.
Prin aceast ă metod ă de dimen sionare se ob țne garnitura cea mai usoar ă realiz ându-se
economie de material ți reduc ându-se sarcina la pr ăjina lustruit ă.
Lungimea corectată a tronsoanelor va fi:





− = pip
p1'
p1lΔll l l ,





− = pip
p2'
p2lΔll l l ,





− = pip
p3'
p3lΔll l l ,

s-au utilizat nota țiile:
– greutatea coloanei de lichid ce ac ționeaz p asupra sec țiunii totale a pistonului:

Pl = ρ am ·g· A p · L,

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

20
• factorul de flotabilitate :

oamlb−= ;
• factorul dinamic la cursa ascendent ă:



+=lrl1790nSmasc
Varia ția eforturilor unitare în garnitura de prăjini

p1l
1m inaPσ =,

p1asc p1'
p1 l
1m axa)m(bqlPσ+  += ,

p2asc p1'
p1 l
2m ina)m(bqlPσ+  += ,

p22
1pi'
pi asc l
2m axaql )m(bP
σ

 ++
= ,

p32
1pi'
pi asc l
3m inaql )m(bP
σ

 ++
= ,

p33
1pi'
pi asc l
3m axaql )m(bP
σ

 ++
= ,
în care:
σad – efortul unitar admi sibil al materialului din care sunt confectionate prăjini le de
pompare ;
σi min – efortul unitar minim in prăjini le de pompare din tronsonul i;
σi max – efortul unitar maxim in prăjini le de pompare din tronsonul i;
Pl – greutatea c oloanei de lichid ce actioneaza asupra sectiunii totale a pistonului

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

21
2.7 Cursa reală a pistonului

Determinarea debitului instalației de pompare și al randamentului volumetric al
pompei nu se poate face fara determinarea în prealabil a cursei reale a pistonului în
pompă.Determinarea exactă a acesteia este dificil de realizat deoarece aceasta diferă de cursa
de suprafața a prăjinii lustruite și de asemenea intervin mai mulți factori nocunoscuți ,
valoarea exactă a acestora fiind greu de determinat. Acest i factori sunt: alungirea și scurtarea
prăjini lor de pompare și a țevilor de extrac ție în timpul unui ciclu complet de pompare (o
cursă dublă) sub influen ța coloanei de lichid, supracursa pistonului datorit ă forțelor de iner ție,
efectul vibratiilor în prăjini ,frecarea pistonului în pomp ă, a prăjini lor de țevi si frecarea
țevilor de coloana.
In calculele practice, cursa real ă a pistonului în pomp ă se determin ă ținând seama
numai de deforma țiile elastic e ale prăjini lor în pomp ă și ale țevilor de extrac ție produse de
sarcinile statice precum și de supracursa pistonului datorit ă forțelor de inertie.
La începutul cursei ascende nte a prăjini i lustruite, greutatea coloanei de lichid din
țevile de extrac ție care actioneaz ă asupra țevilor de extrac ție este preluat ă de piston și va
acționată implicit asupra garniturii de pompare.
Datorit ă acestui fapt, la începutul cursei ascendente se produce urmatorul fenomen: în
timp ce pr ăjina lustruit ă îsi efectueaz ă cursa la suprafa ță, pistonul ramane nemiscat în pomp ă
pană în momentul în care se termin ă deforma țiile elastic e ale prăjini lor și țevilor de extrac ție.
Rezult ă că, la cursa ascende ntă, pistonul preia treptat de pe țevi greutatea coloanei de lichid
corespunz ătoare sec țiuni brute a pistonului.
La cursa descendent ă greutatea lichidului trece de pe piston pe țevile de extrac ție, ca
urmare prăjini le se scurteaz ă simultan cu alungirea țevilor.
Cursa real ă a pistonului rezult ă din rela ția:
Sr = S – (λp – λt) = S – λ
în care:
λp – deforma ția elastic ă a garniturii de prăjini , datorit ă greuta ții coloanei de lichid
preluate de pistonul pompei la cursa ascendent ă a acestuia;
λt – deforma ția elastic ă a garniturii țevilor de extrac ție, datorit ă greuta ții coloanei de
lichid preluate de țevi la cursa descend entă a pistonului;
λ – deforma ția elastic ă totală.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

22
Pentru o garnitur ă de prăjini combinat ă din i trepte de lungimi l pi și secțiunea
respectiva a pi cursa real ă se determin ă cu rela ția:

;

,al
al
EPλ
titii
1 pipi 1




+ =  

sau

λ n)(L102,651S S2
10 r −
 +=
,
unde:
S – cursa prăjinii lustruite;
Sr – cursa reală a pistonului;
n – numărul de cd/min ale prăjinii lustruite;
E – modulul de elasticitate al materialului;
P1 – sarcina creată de coloana de lichid asupra pistonului;
qpi – greutatea unitară a prăjinilor;
lti – lungimea țevilor de extracție;
ati – secțiunea țevilor de extracție;
L – lungimea totală a garniturii de prăjini;

2.8 Debitul instala ției de pompare

Debitul teoretic de lichid Qt al unei pompe, în ipoteza c ă cilindrul pompei se umple
complet cu un volum incompre sibil, este dat de rela ția:

nSA Qrp t . 1440=
,

( ) ,alqlE2gω1S Si
1 pipi
pi pi2
r −








+=  

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

23
unde:
A – este aria sec țiunii pistonului;
Sr – cursa real ă a pistonului;
n – numărul de curse duble pe minut
Ipotetic debitul instalației va fi egal cu debitul pompei daca întreaga cantitate de lichid
refulata de pompă este evacuată din aceasta, realistic volumul lăsat liber în cilindrul pompei
sub piston, în timpul cursei ascendente, nu se umple c omplet cu lichid, iar cantitatea de lichid
care trece deasupra pistonului nu ajunge în întregime la suprafață în conducta de amestec.
Aceasta se datorează pierderilor de lichid atât la nivelul pompei, cât și pe traseul parcurs de
lichid în coloana de țevi de extracție.
Debitul real al instala ției de pompare, Qr, este mai mic dec ât debitul teoretic și se
poate calcula ținând seama de randamentul volumetric, cu urm ătoarele rela ții:
s u vv rp rs u crp r
nSA QsaunSA Q
 
., . 1440:..,. . 1440
====

unde:
ηv- randamentul volumetric de fund al pompei;
ηc- randamentul de curs ă;
ηu- randamentul volumetric de umplere;
ηs- randamentul de pierderi de lichid prin sc ăpări
La sondele cu adancimi de pana la 2500 m, α ia valori cuprinse intre 0,6..0,8, iar la
sondele cu adancimi pana la 3000 m, α ia valori cuprinse intre 0,5…0,6.
Randamentul volumetric al pompei poate fi definit ca raportul dintre debitul real
produs de sond ă si debitul teoretic calculat în cazul sondei date, pe baza cursei reale concrete
pentru sonda respectiv ă.
Proprietățile fizice ale lichidului pompat, submergența pompei, etanșeitatea pompei,
adâncimea sondei, marimea cursei influențează randamentul volumetric.
Randamentul volumetric depinde și de vâscozitatea fluidului pompat ,cu cât
vâscozitatea este mai mare, cu at ât pompa se umple mai greu, iar supapele vor avea o

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

24
întârziere la închidere. Referitor la condi țiile de pompare, se poate spune c ă, dac ă adâncimea
de fixare a pompei este mai mare, și condi țiile de pompare sunt mai grele. Deo arece la
adâncimi mari cursa pistonului se mic șoreaza mult din cauza alungiri prăjini lor și țevilor de
extrac ție, pentru a putea ob ține acela si debit este indicat s ă se aleag ă un piston cu diametrul
mai mic și să se mareasc ă lungimea cursei.

2.9 Parametri caracteristici unit ății de pompare

Parametri caracteristici ai unit ăților de pompare pot fi împarțiți în categoriile
următoare :

• parametri caracteristici constructivi :
• capacitatea instala ției, data de sarcin ă maxim ă la prajina
lustruita ;
• cuplul maxim al reductorului ;
• greutatea specific ă redus ă , care reprezint ă raportul dintre
greutatea unita ții și produsul dintre cursa maxim ă și sarcina
maxim ă.
• Parametri caracteri sitici dinamici :
• factorul de durat ă al cursei ;
• factorul de a simetrie ;
• indicele cinematic la cursa ascendent ă și descendent ă ;
• inidicele dinamic la cursa ascendent ă și descendent ă.

Dimensionarea la rezistență a elementelor care compun instalația și gabaritul acesteia
nu este singurul lucru de care trebuie ținut cont atunci c ând se proiectează o instalație de
pompare , ci trebuie ținut cont si de schema cinematică a instalației.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

25
2.10 Echilibrarea unita ților de pompare

Scopul echilibrării este acela de a avea în bielă aceeasi forță la ambele curse ale
pistonului,aceasta reprezentând un aspect foarte important în funcționarea optima a unitații de
pomare.C u ajutorul cle ștelui volt -ampermetru, se fac mi șcări ale greut ăților de echilibrare
pentru ca echilibrarea s ă fie cât mai corect ă și consumul de energie egal la cele dou ă curse ale
pistonului după ce în prealabil s -au realizat calculele aferente echilibrării (se fac în ipoteza
cinematicii elementare) suficient de exacte pentru a determina valoarea contragreutăților de
echilibrare și locul de plasare.

2.11 Cuplul la reductor

Cuplul maxim la reductor determin ă marimea acestuia, fiind influen țat de sarcina la
capul balan sier, de lungimea cursei prăjini i lustruite, precum și de gradul de echilibrare a
unita ții de pompare și reprezintă factorul cel mai important de care se ține seama la alegerea
reductorului unei unitați de pompare. .
Pentru calculul cuplului al reductorului s -a folo sit formula recomandat ă de A.P.I.
Datorit ă erorilor care se comit cu aceast ă metod ă se recomand ă ca la reductorul ales cuplul sa
fie mai mare decat la cel calculat anterior.

2SP0,4 cm ax m ax   = ,

m ax ales c 1,25) (1,15 c  − = ,;
unde:
cmax – cuplul maxim la redactor;
Pmax – sarcina maxima la pr ăjina lustruit ă;
S – cursa prăjini i lustruite.

2.12 Puterea motorului unit ății de pompare

Determinarea puterii de acționare a unității de pompare este complicata foarte mult de
caracterul variabil, ciclic, al sarcinii la pr ăjina lustruit ă.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

26
În literatura de specialit ate, avand în vedere complexitatea factorilor care i ntervin, se
propun diferite rela ții semiempirice pentru determinarea puterii nominale a motoarelor de
acționare a unit ăților de pompare. Una dintr e ele este cea a lui J.W. Fairbanks:

2.13. Alegerea unit ății de pompare

Unitatea de pompare se alege ținând cont de:
➢ adâncimea sondei (se recomandă alegerea să fie cu caracteristicile cele
mai mari);
➢ sarcina maximă din prăjina lustruită;
➢ gama de lungimi de cursă, ale prăjinii lustruite, pe care unitatea de
pompare le poate asigura;
➢ numărul de curse duble pe minut;
➢ cuplul maxim la reductor.

O pompă tip se alege în f uncție de:
– adâncimea de fixare;
– debitul care trebuie extras.

DATE NECESARE CALCUL UI DE PROIECTARE
• DATE GENERALE

PRĂJINI DE POMPARE

Prăjini 5/8 in 3/4 in 7/8 in 1 in 1 1/8 in
Diametrul, d p mm 16 19 22 25 28
Secțiunea, a p cm2 2,00 2,82 3,78 4,91 6,15
Greutatea
unitară, q p N / m 17,5 24,2 32,2 41,6 52,5

N
n
0.1205
Q
t

10
3
−

L
f
1.13

=

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

27
POMPE DE EXTRACȚIE T IP P

Pompa de extracție 2 3/8×1 1/16 2 3/8×1 1/4 2 7/8×1 1/2 2 7/8×1 3/4 3 1/2×2 1/4
Diametru
piston, D p mm 27 32 38 44,5 57
Secțiunea,
Ap cm2 5,72 8,04 11,34 15,55 25,52

OȚELURI PRĂJINI DE P OMPARE

Marca oțelului Rezistența
La rupere La curgere Pentru ciclul
alternant
simetric Pentru ciclul
pulsator
σr σc σ-1 σo
10m / N5 2

10m / N5 2
10m / N5 2
10m / N5 2
35M16 7000 4500 1800 2800
20Mon35 6500 5300 2000 3100
41MoC11 8900 7440 2030 3300
36MoCN10 8050 6200 2070 3310
18MoCr13 7300 5400 1820 2950
*) σ a = (0,43 – 0,47) σ c

ȚEVI DE EXTRACȚIE

Țevi extracție 2 3/8 2 7/8 3 1/2 4 4 1/2
Diametrul
nominal, d e mm 60,32 73,02 88,9 101,6 114,3
Grosime
perete, t mm 4,83 5,51 6,45 6,66 6,88
Diametrul
interior, d i mm 50,66 62 76 88,28 100,54
Secțiunea, a ț cm2 8,41 11,68 16,71 19,87 23,21
Secțiunea de
curgere, A ț cm2 20,16 30,19 45,36 61,20 79,39
Greutatea
unitară, q ț N/m 68,9 95,8 138,0 163,6 192,0

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

28
2.14. VERIFICAREA PARAMETRILOR REGIMULUI DE FUNC ȚIONARE
AL SONDELOR ÎN POMPAJ CONTINUU CU PR ĂJINI

Calculul de verificare a funcționării sondelor de pe un zăcământ reprezintă una din
principalele condiții în funcționarea eficienta a procesului de exploatare.
Acest calcul are drept scop scoaterea în evidență a subdimen sionărilor sau a
supradimen sionărilor garniturii de prăjini de pompare, a evitării consumurilor exce sive de piese
de schimb si de energie precum si a unor lucrări de intervenție, ceea ce ar determina o creștere
a prețurilor de cost pe tona de țiței.
În calculele următoare se caută să se obțină valorile parametrilor:
• sarcina maximă si minimă din fiecare tronson al garniturii de prăjini;
• lungimea reală a cursei pistonului;
• debitul teoretic de fluide extrase;
• coeficientul de umplere al pompei de extracție;
• randamentul volumetric.

Sonda 1
Instalația de pompare pentru sonda 1 este o unitate U.P 9 T tip VULCAN având
urmatoarele specificații provenite din stas :
• Cursa de suprafața a prajinii lustruite : S = 1,5 m;
• Numarul de curse : n = 5 cd/minș;
• Raza manivelei : r = 740 mm = 0 ,74 m;
• Lungime a bielei : l = 1440 mm = 1 ,44 m;
Pompa de extracție este de tip 25 -125-RHAC -10-3-0-0 cu urmatoarele specificații :
• Diametrul pistonului : dp = 11/4 in = 0,03175 m;
• Aria sec țiunii pistonului : Ap = 0.000792 m2;
Debitul furnizat de strat pentru sonda 1 este Q = 1,3 m3/zi
1. Se calculează den sitatea lichidului extras:
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,2)+1022 ∙0,2=924 ,4 kg/m3;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

29
2. Se determină factorul de flotabilitate:
𝑏=1−𝜌′
𝜌𝑜=1−924 ,4
7850=0,882 ;
3. Se calculează factorii dinamici :
• la cursa ascendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1+𝑟
𝑙)=1,5∙52
1790∙(1+0,74
1,44)=0,0317 ;
• la cursa descendentă:

𝑚𝑑𝑒𝑠𝑐 =𝑆∙𝑛2
1790∙(1−𝑟
𝑙)=1,5∙52
1790∙(1−0,74
1.44)=0,0101 ;
unde:
r – raza manivelelor ( r = 740 mm);
l – lungimea bielelor ( l = 1440 mm).
4. Se calculează greutatea coloanei de lichid care acționează pe secțiunea brută a
pistonului:
𝑃𝑙=𝜌′∙𝑔∙𝐿𝑓∙𝐴𝑝=924 ,4∙9,81∙1318 ,5∙0,0007913 =9461 ,635 𝑁;
5. Se determină greutatea prăjinilor de pompare:
𝑃𝑝=𝑙𝑝1∙𝑞𝑝1+𝑙𝑝2∙𝑞𝑝2=(343 ,1∙3,28∙9,81+975 ,4∙2,43∙9,81)=34955 ,9 𝑁;
6. Se calculează sarcina maximă si minima în prăjina lustruită:
𝑃𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+(𝑚𝑎𝑠𝑐+𝑏)∙𝑃𝑝=9461 ,635 +(0,0317 +0,882 )∙34955 ,9
=41409 ,84 𝑁;
7. Se determină alungir ea prajinilor si a tubingului :
❖ alungirea prăjinilor de pompare:
λ𝑝=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑝1
𝑎𝑝1+𝑙𝑝2
𝑎𝑝2)=9461 ,635
2∙1011∙(343 ,1
3,28∙10−4+975 ,4
2,43∙10−4)=0,178 𝑚;
❖ alungirea tubing -ului:
λ𝑡=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑡
𝑎𝑡)=9461 ,635
2∙1011∙(1318 ,5
11,6∙10−4)=0,053 𝑚;
unde:
E – modulul de elasticitate longitudinal ( E=2,1· 1011 N/m2 )

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

30
8. Se determină alungir ea toatala
λ=λ𝑝+λ𝑡=0,178 +0,053 =0,232 𝑚;
9. Se determină lungimea cursei reale:
𝑆𝑟=𝑆∙[1+2,65
1010∙(𝐿𝑓∙𝑛)2]−λ=2∙[1+2,65
1010∙(1318 ,5∙5)2]−0,232 =1,28 𝑚;
10. Se calculează debitul teoretic al pompei:
𝑄𝑡=24∙60∙𝐴𝑝∙𝑆𝑟∙𝑛=24∙60∙0.007913 ∙1,28∙5=7,32 𝑚3𝑧𝑖;⁄

11. Se determină randamentul volumetric:
𝜂𝑣=𝑄
𝑄𝑡∙100 =1,3
7,132=17,75 %;

Sonda 2
Instalația de pompare pentru sonda 2 este o unitate U.P 7 T tip VULCAN având
urmatoarele specificații provenite din stas :
• Cursa de suprafața a prajinii lustruite : S = 1,2 m;
• Numarul de curse : n = 12 cd/min;
• Raza manivelei : r = 595 mm = 0 ,595 m;
• Lungimea bielei : l = 2400 mm = 2 ,4 m;
Pompa de extracție este de tip 20 -150-RWAC -14-4-0-0 cu urmatoarele specificații :
• Diametrul pistonului : dp = 11/4 in = 0,03175 m;
• Aria secțiunii pistonului : Ap = 0.000792 m2;
Debitu l furnizat de strat pentru sonda 2 este Q = 13,9 m3/zi
12. Se calculează densitatea lichidului extras:
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,7)+1022 ∙0,7=985 ,4 kg/m3;
13. Se determină factorul de flotabilitate:
𝑏=1−𝜌′
𝜌𝑜=1−985 ,4
7850=0,874 ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

31
14. Se calculează factorii dinamici :
• la cursa ascendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1+𝑟
𝑙)=1,2∙122
1790∙(1+0,595
2,4)=0,120;
• la cursa descendentă:

𝑚𝑑𝑒𝑠𝑐 =𝑆∙𝑛2
1790∙(1−𝑟
𝑙)=1,2∙122
1790∙(1−0,595
2.4)=0,072
;
unde:
r – raza manivelelor ( r = 595 mm);
l – lungimea bielelor ( l = 2400 mm).

15. Se calculează greutatea coloanei de lichid care acționează pe secțiunea brută a
pistonului:
𝑃𝑙=𝜌′∙𝑔∙𝐿𝑓∙𝐴𝑝=985 ,4∙9,81∙502 ,72∙0,0007913 =3845 ,60 𝑁;
16. Se determină greutatea prăjinilor de pompare:
𝑃𝑝=𝑙𝑝∙𝑞𝑝=(502 ,72∙2,84∙9,81)=12216 ,096 𝑁;
17. Se calculează sarcina maximă si minima în prăjina lustruită:
𝑃𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+(𝑚𝑎𝑠𝑐+𝑏)∙𝑃𝑝=3845 ,60+(0,120 +0,874 )∙12216 ,096 =1599 ,89 𝑁;
18. Se determină alungirea prajinilor si a tubingului:
❖ alungirea prăjinilor de pompare:
λ𝑝=𝑃𝑙
𝐸∙𝑙𝑝
𝑎𝑝=3845 ,60
2∙1011∙502 ,72
2,84∙10−4=0,025 𝑚;
❖ alungirea tubing -ului:
λ𝑡=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑡1
𝑎𝑡)=3845 ,60
2∙1011∙(502 ,72
8,31∙10−4)=0,011 𝑚;
unde:
E – modulul de elasticitate longitudinal ( E=2,1· 1011 N/m2 )

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

32
19. Se determină alungirea toatala
λ=λ𝑝+λ𝑡=0,025 +0,011 =0,037 𝑚;
20. Se determină lungimea cursei reale:
𝑆𝑟=𝑆∙[1+2,65
1010∙(𝐿𝑓∙𝑛)2]−λ=2∙[1+2,65
1010∙(502 ,72∙12)2]−0,037 =1,17 𝑚;
21. Se calculează debitul teoretic al pompei:
𝑄𝑡=24∙60∙𝐴𝑝∙𝑆𝑟∙𝑛=24∙60∙0.007913 ∙1,17∙12=16,06 𝑚3𝑧𝑖;⁄

22. Se determină randamentul volumetric:
𝜂𝑣=𝑄
𝑄𝑡∙100 =13,6
16,06=85,54 %;

Sonda 3
Instalația de pompare pentru sonda 3 este o unitate U.P 12 T tip VULCAN având
urmatoarele specificații provenite din stas :
• Cursa de suprafața a prajinii lustruite : S = 3,5 m;
• Numarul de curse : n = 8,1 cd/minș;
• Raza manivelei : r = 1095 mm = 1,095 m;
• Lungimea bielei : l = 3770 mm = 3,77 m;
Pompa de extracție este de tip 2 0-125-RHAC -10-4-0-0 cu urmatoarele specificații :
• Diametrul pistonului : dp = 11/4 in = 0,03175 m;
• Aria secțiunii pistonului : Ap = 0.000792 m2;
Debitul furnizat de strat pentru sonda 3 este Q = 25,8 m3/zi
23. Se calculează densitatea lichidului extras:
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,5)+1022 ∙0,5=961 kg/m3;
24. Se determină factorul de flotabilitate:
𝑏=1−𝜌′
𝜌𝑜=1−961
7850=0,877;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

33
25. Se calculează factorii dinamici :
• la cursa ascendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1+𝑟
𝑙)=3,5∙8,12
1790∙(1+1,095
3,77)=0,165 ;
• la cursa descendentă:

𝑚𝑑𝑒𝑠𝑐 =𝑆∙𝑛2
1790∙(1−𝑟
𝑙)=3,5∙8,12
1790∙(1−1,095
3,77)=0,09

unde:
r – raza manivelelor ( r = 1095 mm);
l – lungimea bielelor ( l = 3770 mm)

26. Se calculează greutatea coloanei de lichid care acționează pe secțiunea brută a
pistonului:
𝑃𝑙=𝜌′∙𝑔∙𝐿𝑓∙𝐴𝑝=961 ∙9,81∙1447 ∙0,0007913 =11018 ,69 𝑁;
27. Se determină greutatea prăjinilor de pompare:
𝑃𝑝=𝑙𝑝1∙𝑞𝑝1+𝑙𝑝2∙𝑞𝑝2=(662 ,3∙3,28∙9,81+784 ,7∙2,43∙9,81)=34955 ,9 𝑁;
28. Se calculează sarcina maximă si minima în prăjina lustruită:
𝑃𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+(𝑚𝑎𝑠𝑐+𝑏)∙𝑃𝑝=11018 ,69+(0,165 +0,877 )∙40791 ,65
=53569 ,62 𝑁;
29. Se determină alungirea prajinilor si a tubingului:
❖ alungirea prăjinilor de po mpare:
λ𝑝=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑝1
𝑎𝑝1+𝑙𝑝2
𝑎𝑝2)=11018 ,69
2∙1011∙(662 ,3
3,28∙10−4+784 ,7
2,43∙10−4)=0,178 𝑚;
❖ alungirea tubing -ului:
λ𝑡=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑡1
𝑎𝑡1)=11018 ,69
2∙1011∙(1447
11,6∙10−4)=0,07 𝑚;
unde:
E – modulul de elasticitate longitudinal ( E=2,1· 1011 N/m2 )

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

34
30. Se determină alungirea toatala
λ=λ𝑝+λ𝑡=0,242 +0,07=0,312 𝑚;
31. Se determină lungimea cursei reale:
𝑆𝑟=𝑆∙[1+2,65
1010∙(𝐿𝑓∙𝑛)2]−λ=2∙[1+2,65
1010∙(1447 ∙8,1)2]−0,312 =3,32 𝑚;
32. Se calculează debitul teoretic al pompei:
𝑄𝑡=24∙60∙𝐴𝑝∙𝑆𝑟∙𝑛=24∙60∙0.007913 ∙3,32∙8,1=30,64 𝑚3𝑧𝑖;⁄

33. Se determină randamentul volumetric:
𝜂𝑣=𝑄
𝑄𝑡∙100 =25,8
30,64=84,18 %;

2.15. CALCULUL DE REPROIECTARE A FUNC ȚION ĂRII SONDELOR ÎN
POMPAJ CU PR ĂJINI

Sonda 1

Date caracteristice:
1.Debitul de lichid produs de strat : Ql = 1,3 m3 / zi ;
2. Impurita ți : i = 20% ;
3.Ad âncime a de fixare a pompei : Lf = 1318 ,5 ;
4 Densitatea țițeiului : ρț = 900 kg/m3 ;
5.Densitatea apei de z ăcămant : ρa = 1022 kg/m3 ;
6. Densitatea lichidului extras :
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,2)+1022 ∙0,2=924 ,4 kg/m3;
7.Factorul de flotabilitate :
𝑏=1−𝜌′
𝜌𝑜=1−924 ,4
7850=0,882 ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

35
Sonda este echipat ă cu unitatea UP 9T -2500 -3500 M care are urm ătoarele
specifica ții generale :

– Sarcina maximă la prăjina lustruită :9000 kgf ;
– Cuplul maxim la reductor : 3500 kgf ∙ m;
– Lungimea cursei de suprafață (S): 900, 1200 ,1500, 2000 , 2500 mm;
– Numărul minim si maxim de curse duble pe minut (n) :6…15;
– Raportul de transmitere al reductorului : 1:36,64 ;
– Lungimea brațului anterior (a) : 1200 mm ;
– Lungimea brațului posterior (b) : 1200 mm ;
– Lungimea bielei (l) : 1440 mm ;
– Raza manivelei (r ) : 450,595,740,975,1195 mm ;
– Numărul și greutatea contragreutăților de echilibrare : 4∙ 885 kgf;
– Greutatea aproximativă : 12410 kgf ;

1. Calculul frecvențelor periculoase:
N7 = 7; 𝑛7=76500
Lf ∙N7 =76500
1318 ,5∙7=8,28 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N8 = 8; 𝑛8=76500
Lf ∙N8 =76500
1318 ,5∙8=7,25 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N9 = 9; 𝑛9=76500
Lf ∙N9 =76500
1318 ,5∙9=6,44 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N10 = 10; 𝑛10=76500
Lf ∙N10 =76500
1318 ,5∙10=5,80 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N11 = 11; 𝑛11=76500
Lf ∙N11 =76500
1318 ,5∙11=5,27 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N12 = 12; 𝑛12=76500
Lf ∙N12 =76500
1318 ,5∙12=4,83 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
3.Calculul frecvențelor nepericuloase:

1i i j nn n+ = ,
𝑛𝑉𝐼𝐼=√𝑛7∙𝑛8=√8,28∙7,25=8,45 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑉𝐼𝐼𝐼=√𝑛8∙𝑛9=√7,25∙6,44=7,71 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝐼𝑋=√𝑛9∙𝑛10=√6,44∙5,80=7,09 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑋=√𝑛10∙𝑛11=√5,80∙5,27=6,57 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑋𝐼=√𝑛11∙𝑛12=√5,27∙4,83=6,11 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

Se va alege prima valoare care corespunde condiției n > 6 , astfel se va alege n = 6,11

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

36
4. Alegerea pompei si a unității de pompare:
Pompa folosită pentru sonda 1 este cu piston de tip 25 -125-RHAC -10-3-0-0
5. Se determină cursa de suprafață si numărul de curse:
– Se determină diametrul pistonului:
o 𝑑𝑝=(1+1
4)∙25,4∙10−3=0,03175 𝑚;
– Se determină aria secțiunii pistonului:
o 𝐴𝑝=𝜋
4∙𝑑𝑝2=𝜋
4∙0,0031752=0,0007917 m2

– Se alege r randamentul instalației
 :

=0,5 – 0,6 pentru H > 2500 m;

=0,6 – 0,8 pentru H < 2500 m.
Se alege:
 =0,6
– Se calculează produsul 𝑆∙𝑛 ,condiția fiind ca: 𝑆∙𝑛 < 33
𝑆∙𝑛=𝑄𝑙
1440 ∙𝐴𝑝∙𝛼=1,3
1440 ∙0,0007917 ∙0,6=1,9;
– Se determină lungimea cursei calculate :
𝑆𝑐=𝑆
𝑛=1,9
6,11=0,31𝑚
Pe baza lungimii cursei Sc se alege o lungime a cursei standardizată S din caracteristicile
unității de pompare S=900 mm = 0.9 m;
− pentru unitatea de pompare aleasă se cunoaște, în funcție de S:
– lungimea manivelei, r = 450 mm;
– lungimea bielei, l = 1440 mm.

6. Se calculează factorii di namici:
• la cursa ascendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1+𝑟
𝑙)=0,9∙6,112
1790∙(1+0,45
1,44)=0,024 ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

37
• la cursa descendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1−𝑟
𝑙)=0,9∙6,112
1790∙(1−0,45
1,44)=0,012 ;

7. Dimen sionarea garniturii de prăjini de pompare:
Se dimen sionează garnitura de prăjini prin metoda rezistențelor maxime
admi sibile.Determinarea lungimilor de tronsoane se face din condiția ca rezistența maximă să
fie egală cu cea admisibilă
a  m ax
Ca punct de plecare sunt diametrele :
019,0 0254,043
1= =pd
m
022,0 0254,087
2= =pd
m
Oțelul ales este 20MoNi35 , ce are: rezistența admisibilă σ𝑎= 2385 ∙105𝑁𝑚2⁄ .
• Se determină aria secțiunii transversale a prăjinii:
4 2 2108,2 019,04 41 1− = = = 
p p d a
m
4 2 21087,3 022,04 42 2− = = = 
p p d a
m
𝑞𝑝1= 24,3 N/m
𝑞𝑝2= 32,8 N/m
• Se determină greutatea coloanei de lichid care acționează asupra secțiunii brute a
pistonului:
𝑃𝑙=𝜌′∙𝑔∙𝐿𝑓∙𝐴𝑝=924 ,4∙9,81∙1318 ,5∙0,0007917 =9466 ,43𝑁;
• Se determină lungimea tronsoanelor de prăjini :
𝑙𝑝1=σ𝑎∙𝑎𝑝1−𝑃𝑙
𝑞𝑝1∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)=2385 ∙105∙2,85∙10−4−9466 ,43
24,3∙(0,88+0,024 )=2654 ,99 𝑚
𝑙𝑝2=σ𝑎∙𝑎𝑝2−𝑃𝑙
𝑞𝑝2∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)=2385 ∙105∙3,87∙10−4−9466 ,43
32,8∙(0,88+0,024 )=825 ,20 𝑚

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

38
• verificare: 𝛴𝑙𝑝𝑖=𝑙𝑝1+𝑙𝑝2=3480 ,2 𝑚
• rezulta: 𝛴𝑙𝑝𝑖>𝐿𝑓 <=>3480 ,2>1318 ,5
• daca 𝛴𝑙𝑝𝑖>𝐿𝑓 se redistribuie ce este in plus cu l p la fiecare tronson unde:
𝛥𝑙𝑝=𝛴𝑙𝑝𝑖−𝐿𝑓=2161 ,7 𝑚
𝑙′𝑝1=𝑙𝑝1∙(1−𝛥𝑙𝑝
𝛴𝑙𝑝𝑖)=1005 ,86 𝑚
𝑙′𝑝2=𝑙𝑝2∙(1−𝛥𝑙𝑝
𝛴𝑙𝑝𝑖)=312 ,63 𝑚
• Se verifică dacă suma noilor lungimi calculate este egală cu adâncimea de fixare a
pompei :
𝑙′𝑝𝑡= 𝑙′𝑝1+𝑙′𝑝2=1318,5𝑚= 𝐿𝑓
• Determinarea eforturilor unitare minime si maxime din garnitura de prăjini de pompare:

Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului 1 :
σ1𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑙
𝑎𝑝1=9466 ,43
2,85∙10−4=0,33∙108𝑁𝑚2⁄ ;
Tensiunea maximă corespuzătoare tronsonului 1 :
σ1𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+𝑙′𝑝1∙𝑞𝑝1∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑎𝑝1=9466 ,43+1005 ,86∙24,3∙(0,88+0,024 )
2,85∙10−4
σ1𝑚𝑎𝑥 =1,10∙108𝑁𝑚2⁄
Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului 2 :
σ2𝑚𝑖𝑛 = σ1𝑚𝑎𝑥 ∙𝑎𝑝1
𝑎𝑝2=1,10 ∙108∙2,85 ∙10−4
3,87∙10−4=0,81∙108 𝑁𝑚2⁄
Tensiunea maximă c orespunzătoare tronsonului 2 :
σ2𝑚𝑎𝑥 = 𝑃𝑙+(𝑏+ 𝑚𝑎𝑠𝑐)∙(𝑙′
𝑝1∙𝑞𝑝1+ 𝑙′
𝑝2∙𝑞𝑝2)
𝑎𝑝2
σ2𝑚𝑎𝑥 =9466 ,43+(0,88+0,024 )∙(1005 ,86∙24,3+312 ,63∙32,8)
3,87∙10−4
σ2𝑚𝑎𝑥 =1,05∙108 𝑁/𝑚2
σ𝑚𝑎𝑥 =σ1𝑚𝑎𝑥 =1,10∙108 N/m2 < σ𝑎 = 2,3 ∙108 N/m2

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

39
• Cu ajutorul tensiunilor minime și maxime a fiecărui tronson în parte și în funcție de
lungimile de prăjini se va trasa graficul variației eforturilor în garnitura de prăjini
prezentat în figura 2.4. :

Fig 2.4. Diagrama de eforturi pentru prăjini
8. Dimen sionarea garniturii de țevi de extracție:
– tronsoanele de țevi de extracție au caracteristicile:
• Se determină diametrul exterior al tubing -ului:
𝑑𝑒𝑥𝑡=[(2+3
8)∙25,4∙10−3]=0,0603 𝑚;
• Se determină diametrul interior al tubing -ului:
𝑑𝑖𝑛𝑡=[2∙25,4∙10−3]=0,0508 𝑚;
• Greutatea pe metrul liniar al tubing -ului:
𝑞𝑡=70 𝑁𝑚⁄;
• Lungimea tubing -ului:
𝑙𝑡=1318 ,5 𝑚;
• Se determină aria secțiunii metalice a țevilor:
𝑎𝑡=𝜋
4∙(𝑑𝑒𝑥𝑡2−𝑑𝑖𝑛𝑡2)=𝜋
4∙(0,06032−0,05082)=8,31∙10−4 m2
0
200
400
600
800
1000
1200
14000 0.3 0.6 0.9 1.2Adâncimea [m] Efortul unitar , 108[N/m2]
Variația efortului unitar în prăjini cu adâncimea

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

40
• Se determină aria secțiunii transversale a țevilor:
𝐴𝑡=𝜋
4∙𝑑𝑖𝑛𝑡2=𝜋
4∙0,05082=0,0020268 𝑚2;
• Se determină greutatea prăjinilor în aer:

𝑃𝑝=𝑙′
𝑝1∙𝑞𝑝1+ 𝑙′
𝑝2∙𝑞𝑝2=1005 ,86∙24,3+312 ,63∙32,8=34696 ,957 𝑁;

• Se determină greutatea specifică a lichidului pompat:

𝛾𝑙=𝜌′∙𝑔=924 ,4∙9,81=9068 ,364 𝑁𝑚3⁄

• Se determină eforturil e unitare minime si maxime în garnitura de țevi de extracție:

Tensiunea minimă corespunzătoare întregului tubing :

σ𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑙+(𝐴𝑡−𝐴𝑝)∙𝛾𝑙∙𝐿𝑓+1,1∙𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑡;

σ𝑚𝑖𝑛 =9466 ,43+(0,0020268 −0,0007917 )∙9068 ,364 ∙1318 ,5+1,1∙34696 ,9∙0,88
8,31∙10−4

σ𝑚𝑖𝑛 =0,696 ∙108𝑁𝑚2⁄

Tensiunea maximă corespunzătoare întregului tubing:

σ𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+(𝐴𝑡−𝐴𝑝)∙𝛾𝑙∙𝐿𝑓∙𝑙𝑡∙𝑞𝑡+1,1∙𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑡;

σ𝑚𝑎𝑥 =9466 ,4+(0,0020268 −0,0007917 )∙9068 ,3∙1318 ,52∙70+1,1∙34696 ,9∙0,8
8,31∙10−4

σ𝑚𝑎𝑥 =1,806 ∙108𝑁𝑚2⁄ ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

41
Cu ajutorul tensiunilor minime și maxime din tubing și în funcție de lungimea
acestuia se va trasa graficul variației eforturilor în tubing prezentat în figura 2.5. :

Fig. 2.5. Diagrama de eforturi pentru țevi
Pe baza condiției 𝜎<σ𝑎,se alege pentru tubing -ul de extracție oțelul
C-75 având tensiunea admisibilă egală cu 2395 ∙ 104 N/m2 și limita de curgere egală
cu 5270 ∙ 104 N/m2, concluzionându -se că tubing -ul rezistă la tensiunile din timpul
operației.

9. Se determină cursa reală a pistonului:
• Se determină alungirea prăjinilor:
λ𝑝=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑝1
𝑎𝑝1+𝑙𝑝2
𝑎𝑝2)=9466 ,43
2∙1011∙(1005 ,86
2,85∙10−4+312 ,63
3,8∙10−4)=0,195 𝑚;
• Se determină alungirea tubing -ului:
λ𝑡=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑡
𝑎𝑡)=9466 ,43
2∙1011∙(1318 ,5
8,31∙10−4)=0,071 𝑚;
unde E – modulul lui Young și este egal cu 2,1∙1011𝑁𝑚2⁄ .
0
200
400
600
800
1000
1200
14000 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2ADÂNCIMEA [M]EFORTUL UNITAR , 108[N/ ]

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

42
• Se determină alungirea totală:
λ=λ𝑝+λ𝑡=0,195 +0,071 =0,266 𝑚;
• Se determină cursa reală a pistonului în pompă:
𝑆𝑟=𝑆∙[1+2,65
1010∙(𝐿𝑓∙𝑛)2]−λ=2,5∙[1+2,65
1010∙(1318 ,∙6,11)2]−0,266
=0,64 𝑚;
• Se determină debitul teoretic al instalației:
𝑄𝑡=24∙60∙𝐴𝑝∙𝑆𝑟∙𝑛=24∙60∙0,0007917 ∙0,64∙6,11=4,07 𝑚3𝑧𝑖;⁄
10. Calculul de verificare al unității de pompare:
• Se determină randamentul volumetric:
𝜂𝑣=𝑄
𝑄𝑡∙100 =1,3
4,07=31,9 %;
• Se determină debitul instalației:
𝑄𝑖𝑛𝑠=𝑄𝑡∙𝜂𝑠∙𝜂𝑣=4,07∙0,9∙0,319 =2,36 𝑚3𝑧𝑖;⁄

• Se determină sarcina maximă si minimă în prăjina lustruită:
𝑃𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+𝑃𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑔=9466 ,43+34696 ,9∙(0,88+0,024 )
9,81=4172 ,68 𝑁;
𝑃𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑔=34696 ,9∙(0,88+0,024 )
9,81=3074 ,66 𝑁;
• Se determină cuplul maxim la reductor:
𝐶𝑚𝑎𝑥 =(𝑘∙𝑃𝑚𝑎𝑥 −𝐺)∙𝑆
2∙𝑘=(1∙4172 ,68 −3623 ,67 )∙0,9
2∙1
=2358 ,77 𝑘𝑔𝑓 ∙𝑚;
unde: G – forța care ia naștere în bielă, și se determină astfel :
𝐺=𝑘∙(𝑃𝑚𝑎𝑥 +𝑃𝑚𝑖𝑛)
2=1∙(4172 ,68 +3074 ,66)
2=3623 ,67 𝑁;
k – raportul dintre cele două brațe ale balansierului calculat ca 𝑎
𝑏= 1,2
1,2 = 1.
• Se determină puterea nominală a motorului electric:
𝑁𝑛=0,1205 ∙𝑄𝑡∙10−3∙𝐿𝑓1,13=0,1205 ∙4,07∙10−3∙1318 ,51,13=1,64 𝑘𝑊;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

43
În cadrul calculului de reproiectare al regimului de funcționare al sondei 1 s -au
considerat mai multe variante prezentate in tabelul de mai jos :

Varianta dp S n t v t v
– inch m cd/min m % m %
1 1 ¼ 0,9 6,11 0 0,287 0,071 0,319
2 1 ¼ 1,2 6,11 0 0,202 0,071 0,217
3 1 ¼ 1,5 6,11 0 0,155 0,071 0,164
4 1 ¼ 2 6,11 0 0,112 0,071 0,117
5 1 ¼ 2,5 6,11 0 0,088 0,071 0,091
6 1 116⁄ 0,9 6,11 0 0,37 0,071 0,396

Din motive tehnice, se va opta pentru varianta 1 cu diametrul pistonului de 11/4 , alungirea
țevilor egală cu 0,071 la un randament de 31,9 %.

Sonda 2

Date caracteristice:
1.Debitul de lichid produs de strat : Ql = 13,9 m3 / zi ;
2. Impuritați : i = 20% ;
3.Adâncimea de fixare a pompei : Lf = 502,72 ;
4 Densitatea țițeiului : ρț = 900 kg/m3 ;
5.Densitatea apei de zăcămant : ρa = 1022 kg/m3 ;
6. Densitatea lichidului extras :
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,5)+1022 ∙0,5=985 ,4 kg/m3;
7.Factorul de flotabilitate :
𝑏=1−𝜌′
𝜌𝑜=1−985 ,4
7850=0,874 ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

44
Sonda es te echipată cu unitatea UP 7T-2000-2000 M care are 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 si maxim de curse duble pe minut (n) :6,3…15;
– Raportul de transmitere al reductorului : 1:36, 1;
– Lungimea brațului anterior (a) : 2200 mm ;
– Lungimea brațului posterior (b) : 2200 mm ;
– Lungimea bielei (l) : 2400 mm ;
– Raza manivelei (r ) : 445,595,7 35,965 mm ;
– Numărul și greutatea contragreutăților de echilibrare : 4∙ 700 kgf;
– Greutatea aproximativă : 8800 kgf;

1. Calculul frecvențelor periculoase:
N19 = 19; 𝑛19=76500
Lf ∙N19 =76500
502 ,72∙19=8,009 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N20 = 20; 𝑛20=76500
Lf ∙N20 =76500
502 ,72∙20=7,6 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N21 = 21; 𝑛21=76500
Lf ∙N21=76500
502 ,72∙21=7,24 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N22 = 22 ; 𝑛22=76500
Lf ∙N22 =76500
502 ,72∙22=6,91 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N23 = 23; 𝑛23=76500
Lf ∙N23 =76500
502 ,72∙23=6,61 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N24 = 24; 𝑛24=76500
Lf ∙N24 =76500
502 ,72∙24=6,34 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
3.Calculul frecvențelor nepericuloase:

1i i j nn n+ = ,
𝑛𝑋𝐼𝑋=√𝑛24∙𝑛25=√8,009 ∙7,6=7,80 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑋𝑋=√𝑛25∙𝑛26=√7,6∙7,24=7,42 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑋𝑋𝐼=√𝑛26∙𝑛27=√7,24∙6,91=7,07 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑋𝑋𝐼𝐼 =√𝑛27∙𝑛28=√6,91∙6,61=6,76 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑋𝑋𝐼𝐼𝐼 =√𝑛28∙𝑛29=√6,61∙6,34=6,47 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

Se va alege n = 6, 76

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

45
4. Alegerea pompei si a unității de pompare:
Pompa folosită pentru sonda 1 este cu piston de tip 2 0-150-RWAC-14-4-0-0
5. Se determină cursa de suprafață si numărul de curse:
– Se determină diametrul pistonului:
𝑑𝑝=(1+1
2)∙25,4∙10−3=0,0381 𝑚;
– Se determină aria secțiunii pistonului:
𝐴𝑝=𝜋
4∙𝑑𝑝2=𝜋
4∙0,003812=0,0011401 m2

– Se alege rrandamentul instalației
 :

=0,5 – 0,6 pentru H > 2500 m;

=0,6 – 0,8 pentru H < 2500 m.
Se alege:
 =0,8
– Se calculează produsul 𝑆∙𝑛 ,condiția fiind ca: 𝑆∙𝑛 < 33
𝑆∙𝑛=𝑄𝑙
1440 ∙𝐴𝑝∙𝛼=13,9
1440 ∙00,0011401 ∙0,8=10,58;
– Se determină lungimea cursei calc ulate:
𝑆𝑐=𝑆
𝑛=10,58
6,76=1,56𝑚
Pe baza lungimii cursei Sc se alege o lungime a cursei standardizată S din caracteristicile
unității de pompare S= 1500 mm = 1,5 m;
− pentru unitatea de pompare aleasă se cunoaște, în funcție de S:
– lungimea manivelei, r = 735 mm;
– lungimea bielei, l = 2400 mm.

6. Se calculează factorii dinamici:
• la cursa ascendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1+𝑟
𝑙)=1,5∙6,762
1790∙(1+0,735
2,4)=0,05;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

46
• la cursa descendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1−𝑟
𝑙)=1,5∙6,762
1790∙(1−0,735
2,4)=0,026 ;

7. Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare:
Se dimensionează garnitura de prăjini prin metoda rezistențelor maxime
admisibile.Determinarea lungimilor de tronsoane se face din condiția ca rezistența maximă să
fie egală cu cea admisibilă
a  m ax
Ca punct de plecare este diametrul :
019,0 0254,043
1= =pd
m
Oțelul ales este 20MoNi35 , ce are:rezistența admisibilă σ𝑎= 2385 ∙105𝑁𝑚2⁄ .
• Se determină aria secțiunii transversale a prăjinii:
4 2 2108,2 019,04 41 1− = = = 
p p d a
m
𝑞𝑝= 24,3 N/m
• Se determină greutatea coloanei de lichid care acționează asupra secțiunii brute a
pistonului:

𝑃𝑙=𝜌′∙𝑔∙𝐿𝑓∙𝐴𝑝=985 ,4∙9,81∙502 ,72∙0,0011401 =5540 ,48𝑁;

• Se determină lungimea tronso nului de prăjini :
𝑙𝑝=σ𝑎∙𝑎𝑝−𝑃𝑙
𝑞𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)=2385 ∙105∙2,85∙10−4−5540 ,48
24,3∙(0,87+0,05)=2779 ,08 𝑚
Deoarece sonda are un singur tronson de prăjini , și lungimea calculată a acestuia
depășește adâncimea de fixare a pompei , i se va atribui tronsonului de prăjini lungimea egală
cu adâncimea de fixare a pompei .
𝑙′𝑝=𝐿𝑓=502 ,72 𝑚

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

47
• Determinarea eforturilor unitare minime si maxime din garnitura de prăjini de pompare:
Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului de prăjini :
σ𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑙
𝑎𝑝=5540 ,48
2,85∙10−4=0,19∙108𝑁𝑚2⁄ ;
Tensiunea maximă corespuzătoare tronsonului de prăjini :
σ𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+𝑙′𝑝∙𝑞𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑎𝑝=5540 ,48+502 ,72∙24,3∙(0,87+0,05)
2,85∙10−4
σ𝑚𝑎𝑥 =0,59∙108𝑁𝑚2⁄

σ𝑚𝑎𝑥 =0,59∙108 N/m2 < σ𝑎 = 2,3 ∙108 N/m2

• Cu ajutorul tensiunilor minime și maxime a tronson ului și în funcție de lungim ea
tronsonului de prăjini se va trasa graficul variației eforturilor în garnitura de prăjini
prezentat în figura 2.6. :

Fig 2. 6. Diagrama de eforturi pentru prăjini
0
100
200
300
400
500
6000 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7Adâncimea [m] Efortul unitar , 108[N/m2]

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

48
8. Dimensionarea garn iturii de țevi de extracție:
– tronsoanele de țevi de extracție au caracteristicile:
• Se determină diametrul exterior al tubing -ului:
𝑑𝑒𝑥𝑡=[(2+7
8)∙25,4∙10−3]=0,073025 𝑚;
• Se determină diametrul interior al tubing -ului:
𝑑𝑖𝑛𝑡=[(2+1
2)∙25,4∙10−3]=0,0635 𝑚;
• Greutatea pe metrul liniar al tubing -ului:
𝑞𝑡=96 𝑁𝑚⁄;
• Lungimea tubing -ului:
𝑙𝑡=502 ,72 𝑚;
• Se determină aria secțiunii metalice a țevilor:
𝑎𝑡=𝜋
4∙(𝑑𝑒𝑥𝑡2−𝑑𝑖𝑛𝑡2)=𝜋
4∙(0,0730252−0,06352)=10,21∙10−4 m2
• Se determină aria secțiunii transversale a țevilor:
𝐴𝑡=𝜋
4∙𝑑𝑖𝑛𝑡2=𝜋
4∙0,0635 =0,0010213 𝑚2;
• Se determină greutatea prăjinilor în aer:
𝑃𝑝=𝑙′
𝑝∙𝑞𝑝=502 ,72∙24,3=12216 ,096 𝑁;
• Se determină greutatea specifică a lichidului pompat:
𝛾𝑙=𝜌′∙𝑔=985 ,4∙9,81=9666 ,774 𝑁𝑚3⁄ ;
• Se determi nă eforturile unitare minime si maxime în garnitura de țevi de extracție:
Tensiunea minimă si maximă corespunzătoare întregului tubing :
σ𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑙+(𝐴𝑡−𝐴𝑝)∙𝛾𝑙∙𝐿𝑓+1,1∙𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑡;
σ𝑚𝑖𝑛 =9466 ,43+(0,0010213 −0,0011401 )∙9666 ,774 ∙502 ,72+1,1∙12216 ,09∙0,87
10,21∙10−4
σ𝑚𝑖𝑛 =0,267 ∙108𝑁𝑚2⁄ ;
σ𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+(𝐴𝑡−𝐴𝑝)∙𝛾𝑙∙𝐿𝑓∙𝑙𝑡∙𝑞𝑡+1,1∙𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑡;
σ𝑚𝑎𝑥 =9466 ,4+(0,0010213 −0,0011401 )∙9666 ,774 ∙502 ,722+1,1∙12216 ,09∙0,8
10,21∙10−4
σ𝑚𝑎𝑥 =0,738 ∙108𝑁𝑚2⁄ ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

49
Cu ajutorul tensiunilor minime și maxime din tubing și în funcție de lungimea
acestuia se va trasa graficul variației eforturilor în tubing prezentat în figura 2.7. :

Fig. 2. 7. Diagrama de eforturi pentru țevi
Pe baza condiției 𝜎<σ𝑎,se alege pentru tubing -ul de extracție oțelul
H-40 având tensiunea admisibilă egală cu 1277 ∙ 104 N/m2 și limita de curgere egală
cu 2810 ∙ 104 N/m2, concluzionându -se că tubing -ul rezistă la tensiunile din timpul
operației.

9. Se determină cursa reală a pistonului:
• Se determină alungirea prăjinilor:
λ𝑝=𝑃𝑙
𝐸∙𝑙𝑝
𝑎𝑝=5540 ,48
2∙1011∙502 ,72
2,85∙10−4=0,046 𝑚;
• Se determină alungirea tubing -ului:
λ𝑡=0 𝑚;
• Se determină alungirea totală:
λ=λ𝑝+λ𝑡=0,195 +0=0,046 𝑚;
0
100
200
300
400
500
6000 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1Adâncimea [m]Efortul unitar , 108[N/m2]

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

50
• Se determină cursa reală a pistonului în pompă:
𝑆𝑟=𝑆∙[1+2,65
1010∙(𝐿𝑓∙𝑛)2]−λ=2,5∙[1+2,65
1010∙(502 ,72∙6,76)2]−0,046
=1,45 𝑚;
• Se determină debitul teoretic al instalației:
𝑄𝑡=24∙60∙𝐴𝑝∙𝑆𝑟∙𝑛=24∙60∙0,0011401 ∙1,45∙6,76=14,57 𝑚3𝑧𝑖;⁄
10. Calculul de verificare al unității de pompare:
• Se determină randamentul volumetric:
𝜂𝑣=𝑄
𝑄𝑡∙100 =13,9
14,57=95,3 %;
• Se determină debitul instalației:
𝑄𝑖𝑛𝑠=𝑄𝑡∙𝜂𝑠∙𝜂𝑣=14,57∙0,9∙0,953 =13,11 𝑚3𝑧𝑖;⁄

• Se determină sarcina maximă si minimă în prăjina lustruită:
•
𝑃𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+𝑃𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑔=5540 ,48+12216 ,09∙(0,87+0,05)
9,81=1716 ,11 𝑁;
𝑃𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑔=12216 ,09∙(0,87+0,05)
9,81=1055 ,82𝑁;
• Se determină cuplul maxim la reductor:
𝐶𝑚𝑎𝑥 =(𝑘∙𝑃𝑚𝑎𝑥 −𝐺)∙𝑆
2∙𝑘=(1∙1716 ,11−1385 ,96 )∙1,5
2∙1=247 ,60 𝑘𝑔𝑓 ∙𝑚;
unde: G – forța care ia naștere în bielă, și se determină astfel:
𝐺=𝑘∙(𝑃𝑚𝑎𝑥 +𝑃𝑚𝑖𝑛)
2=1∙(1716 ,11 +1055 ,82)
2=1385 ,96 𝑁;
k – raportul dintre cele două brațe ale balansierului calculat ca 𝑎
𝑏= 2,2
2,2 = 1.
• Se determină puterea nominală a motorului electric:
𝑁𝑛=0,1205 ∙𝑄𝑡∙10−3∙𝐿𝑓1,13=0,1205 ∙14,57∙10−3∙502 ,721,13=1,98 𝑘𝑊;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

51
În cadrul calculului de reproiectare al regimului de funcționare al sondei 2 s-au
considerat mai multe variante prezentate in tabelul de mai jos :

Varianta dp S n t v
– inch m cd/min m %
1 11/2 2 6,47 0 0,74
2 11/2 1,5 6,47 0 0,99
3 11/4 2 6,76 0 1,01
4 11/2 0,9 6,76 0 1,62
5 11/2 1,2 6,76 0 1,2
6 11/2 1,5 6,76 0 0,95
7 11/2 2 6,76 0 0,7

Din motive tehnice, se va opta pentru varianta 6 cu diametrul pistonului de 11/2 la un
randament de 95 %.

Sonda 3

Date caracteristice:
1.Debitul de lichid produs de strat : Ql = 25,8 m3 / zi ;
2. Impuritați : i = 50% ;
3.Adâncimea de fixare a pompei : Lf = 1447 ;
4 Densitatea țițeiului : ρț = 900 kg/m3 ;
5.Densitatea apei de zăcămant : ρa = 1022 kg/m3 ;
6. Densitatea lichidului extras :
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,5)+1022 ∙0,5=961 kg/m3;
7.Factorul de flotabilitate :
𝑏=1−𝜌′
𝜌𝑜=1−961
7850=0,877;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

52
Sonda este echipată cu unitatea UP 12T -5000 -7500 M car e are următoarele
specificații generale :
– Sarcina maximă la prăjina lustruită :12000 kgf;
– Cuplul maxim la reductor : 7500 kgf ∙ m;
– Lungimea cursei de suprafață (S): 1500, 2 000 ,2500, 3000 ,
3500,4000,4500,5000 mm;
– Numărul minim si maxim de curse duble pe minut (n) :6…11,7;
– Raportul de transmitere al reductorului : 1:34,81;
– Lungimea brațului anterior (a) : 5000 mm;
– Lungimea brațului posterior (b) : 3200 mm;
– Lungimea bielei (l) : 3770 mm ;
– Raza manivelei (r ) : 480,635,790,945,1095,1245,1390,1535 mm ;
– Numărul și greutatea contragreutăților de echilibrare : 4∙ 2150 kgf;
– Greutatea aproximativă : 26350 kgf;

1. Calculul frecvențelor periculoase:
N6 = 6; 𝑛6=76500
Lf ∙N6 =76500
1447 ∙6=8,81 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N7 = 7; 𝑛7=76500
Lf ∙N7 =76500
1447 ∙7=7,55 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N8 = 8; 𝑛8=76500
Lf ∙N8 =76500
1447 ∙8=6,60 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N10 = 9; 𝑛9=76500
Lf ∙N9 =76500
1447 ∙9=5,87 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N11 = 10; 𝑛10=76500
Lf ∙N10 =76500
1447 ∙10=5,28 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
N11 = 11; 𝑛11=76500
Lf ∙N11 =76500
1447 ∙11=4,80 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;
3.Calculul frecvențelor nepericuloase:

1i i j nn n+ = ,
𝑛𝑉𝐼=√𝑛6∙𝑛7=√8,81∙7,55=8,15 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑉𝐼𝐼=√𝑛7∙𝑛8=√7,55∙6,60=7,06 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑉𝐼𝐼𝐼=√𝑛8∙𝑛9=√6,60∙5,87=6,23 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝐼𝑋=√𝑛9∙𝑛10=√5,87∙5,28=5,57 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

𝑛𝑋=√𝑛10∙𝑛11=√5,28∙4,80=5,04 𝑐𝑑𝑚𝑖𝑛⁄ ;

Se va alege prima valoare care corespunde condiției n > 6 ,6 , astfel se va alege n = 7,06

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

53
4. Alegerea pompei si a unității de pompare:
Pompa folosită pentru sonda 1 este cu piston de tip 2 0-125-RHAC -10-4-0-0
5. Se determină cursa de suprafață si numărul de curse:
– Se determină diametrul pistonului:
o 𝑑𝑝=(1+1
4)∙25,4∙10−3=0,03175 𝑚;
– Se determină aria secțiunii pistonului:
o 𝐴𝑝=𝜋
4∙𝑑𝑝2=𝜋
4∙0,0031752=0,0007917 m2

– Se alege rrandamentul instalației
 :

=0,5 – 0,6 pentru H > 2500 m;

=0,6 – 0,8 pentru H < 2500 m.
Se alege:
 =0,8
– Se calculează produsul 𝑆∙𝑛 ,condiția fiind ca: 𝑆∙𝑛 < 33
𝑆∙𝑛=𝑄𝑙
1440 ∙𝐴𝑝∙𝛼=25,8
1440 ∙0,0007917 ∙0,8=28,28;
– Se determină lungimea cursei calculate:
𝑆𝑐=𝑆
𝑛=28,28
7,06=4,003 𝑚
Pe baza lungimii cursei Sc se alege o lungime a cursei standardizată S din caracteristicile
unității de pompare S= 4000 mm = 4 m;
− pentru unitatea de pompare aleasă se cunoaște, în funcție de S:
– lungimea manivelei, r = 1245 mm;
– lungimea bielei, l = 3770 mm.

6. Se calculează factorii dinamici:
• la cursa ascendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1+𝑟
𝑙)=4∙7,062
1790∙(1+1,245
3,77)=0,148 ;

• la cursa descendentă:
𝑚𝑎𝑠𝑐=𝑆∙𝑛2
1790∙(1−𝑟
𝑙)=4∙7,062
1790∙(1−1,245
3,77)=0,074 ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

54
7. Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare:
Se dimensionează garnitura de prăjini prin metoda rezistențelor maxime
admisibile.Determinarea lungimilor de tronsoane se face din condiția ca rezistența maximă să
fie egală cu cea admisibilă
a  m ax
Ca punct de plecare sunt diametrele :
019,0 0254,043
1= =pd
m
022,0 0254,087
2= =pd
m
Oțelul ales este 20MoNi35 , ce are:rezistența admisibilă σ𝑎= 2385 ∙105𝑁𝑚2⁄ .
• Se determină aria secțiunii transversale a prăjinii:
4 2 2108,2 019,04 41 1− = = = 
p p d a
m
4 2 21087,3 022,04 42 2− = = = 
p p d a
m
𝑞𝑝1= 24,3 N/m
𝑞𝑝2= 32,8 N/m
• Se determină greutatea coloanei de lichid care acționează asupra secțiunii brute a
pistonului:
𝑃𝑙=𝜌′∙𝑔∙𝐿𝑓∙𝐴𝑝=961 ∙9,81∙1477 ∙0,0007917 =10800 ,361 𝑁;
• Se determină lungimea tronsoanelor de prăjini :
𝑙𝑝1=σ𝑎∙𝑎𝑝1−𝑃𝑙
𝑞𝑝1∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)=2385 ∙105∙2,85∙10−4−10800 ,361
24,3∙(0,87+0,148 )=2293 ,48 𝑚
𝑙𝑝2=σ𝑎∙𝑎𝑝2−𝑃𝑙
𝑞𝑝2∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)=2385 ∙105∙3,87∙10−4−10800 ,361
32,8∙(0,87+0,148 )=729 ,47 𝑚

• verificare: 𝛴𝑙𝑝𝑖=𝑙𝑝1+𝑙𝑝2=3022 ,95 𝑚
• rezulta: 𝛴𝑙𝑝𝑖>𝐿𝑓 <=>3022 ,95>1447

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

55
• daca 𝛴𝑙𝑝𝑖>𝐿𝑓 se redistribuie ce este in plus cu l p la fiecare tronson unde:
𝛥𝑙𝑝=𝛴𝑙𝑝𝑖−𝐿𝑓=1575 ,95 𝑚
𝑙′𝑝1=𝑙𝑝1∙(1−𝛥𝑙𝑝
𝛴𝑙𝑝𝑖)=1097 ,82 𝑚
𝑙′𝑝2=𝑙𝑝2∙(1−𝛥𝑙𝑝
𝛴𝑙𝑝𝑖)=349 ,17 𝑚
• Se verifică dacă suma noilor lungimi calculate este egală cu adâncimea de fixare a
pompei :
𝑙′𝑝𝑡= 𝑙′𝑝1+𝑙′𝑝2=1447 𝑚= 𝐿𝑓
• Determinarea eforturilor unitare minime si maxime din garnitura de prăjini de pompare:
Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului 1 :
σ1𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑙
𝑎𝑝1=10800 ,361
2,85∙10−4=0,37∙108𝑁𝑚2⁄ ;
Tensiunea maximă corespuzătoare tronsonului 1 :
σ1𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+𝑙′𝑝1∙𝑞𝑝1∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑎𝑝1=10800 ,361 +1097 ,82∙24,3∙(0,87+0,148 )
2,85∙10−4
σ1𝑚𝑎𝑥 =1,33∙108𝑁𝑚2⁄
Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului 2 :
σ2𝑚𝑖𝑛 = σ1𝑚𝑎𝑥 ∙𝑎𝑝1
𝑎𝑝2=1,33 ∙108∙2,85 ∙10−4
3,87∙10−4=0,983 ∙108 𝑁𝑚2⁄
Tensiunea maximă corespunzătoare tronsonului 2 :
σ2𝑚𝑎𝑥 = 𝑃𝑙+(𝑏+ 𝑚𝑎𝑠𝑐)∙(𝑙′
𝑝1∙𝑞𝑝1+ 𝑙′
𝑝2∙𝑞𝑝2)
𝑎𝑝2
σ2𝑚𝑎𝑥 =10800 ,361 +(0,87+0,148 )∙(1097 ,82∙24,3+349 ,17∙32,8)
3,87∙10−4
σ2𝑚𝑎𝑥 =1,28∙108 𝑁/𝑚2
σ𝑚𝑎𝑥 =σ1𝑚𝑎𝑥 =1,33∙108 N/m2 < σ𝑎 = 2,3 ∙108 N/m2

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

56
• Cu ajutorul tensiunilor minime și maxime a fiecărui tronson în parte și în funcție de
lungimile de prăjini se va trasa graficul variației eforturilor în garnitura de prăjini
prezentat în figura 2.8. :

Fig 2. 8. Diagrama de eforturi pentru prăjini
8. Dimensionarea garniturii de țevi de extracție:
– tronsoanele de țevi de extracție au caracteristicile:
• Se determină diametrul exterior al tubing -ului:
𝑑𝑒𝑥𝑡=[(2+3
8)∙25,4∙10−3]=0,0603 𝑚;
• Se determină diametrul interior al tubing -ului:
𝑑𝑖𝑛𝑡=[2∙25,4∙10−3]=0,0508 𝑚;
• Greutatea pe metrul liniar al tubing -ului:
𝑞𝑡=70 𝑁𝑚⁄;
• Lungimea tubing -ului:
𝑙𝑡=1447 𝑚;
• Se determină aria secțiunii metalice a țevilor:
𝑎𝑡=𝜋
4∙(𝑑𝑒𝑥𝑡2−𝑑𝑖𝑛𝑡2)=𝜋
4∙(0,06032−0,05082)=8,31∙10−4 m2 0
200
400
600
800
1000
1200
14000 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6Adâncimea [m] Efortul unitar , 108[N/m2]
Variația efortului unitar în prăjini cu adâncimea

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

57
• Se determină aria secțiu nii transversale a țevilor:

𝐴𝑡=𝜋
4∙𝑑𝑖𝑛𝑡2=𝜋
4∙0,05082=0,0020268 𝑚2;

• Se determină greutatea prăjinilor în aer:

𝑃𝑝=𝑙′
𝑝1∙𝑞𝑝1+ 𝑙′
𝑝2∙𝑞𝑝2=1097 ,82∙24,3+349 ,17∙32,8=38130 ,116 𝑁;

• Se determină greutatea specifică a lichidului pompat:

𝛾𝑙=𝜌′∙𝑔=961 ∙9,81=9427 ,41𝑁𝑚3⁄ ;

• Se determină eforturile unitare minime si maxime în garnitura de țevi de extracție:

Tensiunea minimă corespunzătoare întregului tubing :

σ𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑙+(𝐴𝑡−𝐴𝑝)∙𝛾𝑙∙𝐿𝑓+1,1∙𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑡;
σ𝑚𝑖𝑛 =10800 ,361 +(0,0020268 −0,0007917 )∙9427 ,41∙1447 +1,1∙38130 ,11∙0,87
8,31∙10−4
σ𝑚𝑖𝑛 =0,775 ∙108𝑁𝑚2⁄ ;

Tensiunea maximă corespunzătoare întregului tubing:

σ𝑚𝑎𝑥 =𝑃𝑙+(𝐴𝑡−𝐴𝑝)∙𝛾𝑙∙𝐿𝑓∙𝑙𝑡∙𝑞𝑡+1,1∙𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑡;
σ𝑚𝑎𝑥 =10800 ,3+(0,0020 −0,00079 )∙9427 ,4∙14472∙70+1,1∙38130 ,1∙0,8
8,31∙10−4
σ𝑚𝑎𝑥 =1,99∙108𝑁𝑚2⁄ ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

58
Cu ajutorul tensiunilor minime și maxime din tubing și în funcție de lungimea
acestuia se va trasa graficul variației eforturilor în tubing prezent în figura 2.9. :

Fig. 2. 9. Diagrama de eforturi pentru țevi
Pe baza condiției 𝜎<σ𝑎,se alege pentru tubing -ul de extracție oțelul
C-75 având tensiunea admisibilă egală cu 2395 ∙ 104 N/m2 și limita de curgere egală
cu 5270 ∙ 104 N/m2, concluzionându -se că tubing -ul rezistă la tensiunile din timpul
operației.

9. Se determină cursa reală a pistonului:

• Se determină alungirea prăjinilor:
λ𝑝=𝑃𝑙
𝐸∙(𝑙𝑝1
𝑎𝑝1+𝑙𝑝2
𝑎𝑝2)=10800 ,3
2∙1011∙(1097 ,82
2,85∙10−4+349 ,17
3,8∙10−4)=0,244 𝑚;
• Se determină alungirea tubing -ului:
λ𝑡=0 𝑚;
• Se determină alungirea totală:
λ=λ𝑝+λ𝑡=0,244 +0=0,244 𝑚;
-100
100
300
500
700
900
1100
1300
15000 0.5 1 1.5 2 2.5Adâncimea [m]Efortul unitar , 108[N/m2]

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

59
• Se determină cursa reală a pistonului în pompă:
𝑆𝑟=𝑆∙[1+2,65
1010∙(𝐿𝑓∙𝑛)2]−λ=2,5∙[1+2,65
1010∙(1447 ,∙7,06)2]−0,244
=3,86 𝑚;
• Se determină debitul teoretic al instalației:
𝑄𝑡=24∙60∙𝐴𝑝∙𝑆𝑟∙𝑛=24∙60∙0,0007917 ∙3,86∙7,06=28,02 𝑚3𝑧𝑖;⁄
10. Calculul de verifica re al unității de pompare:
• Se determină randamentul volumetric:
𝜂𝑣=𝑄
𝑄𝑡∙100 =25,8
28,02=92,05 %;
• Se determină debitul instalației:
𝑄𝑖𝑛𝑠=𝑄𝑡∙𝜂𝑠∙𝜂𝑣=28,02∙0,9∙0,9205 =25,22 𝑚3𝑧𝑖;⁄

• Se determină sarcina maximă si minimă în prăjina lustruită:
𝑃𝑚𝑎𝑥=𝑃𝑙+𝑃𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑔=10800 ,3+38130 ,1∙(0,87+0,148 )
9,81=5088 ,66 𝑁;
𝑃𝑚𝑖𝑛 =𝑃𝑝∙(𝑏+𝑚𝑎𝑠𝑐)
𝑔=38130 ,1∙(0,87+0,148 )
9,81=3120 ,67 𝑁;
• Se determină cuplul maxim la reductor:
𝐶𝑚𝑎𝑥 =(𝑘∙𝑃𝑚𝑎𝑥 −𝐺)∙𝑆
2∙𝑘=(1,56∙5088 ,66−6413 ,54 )∙4
2∙1,56
𝐶𝑚𝑎𝑥 ==2358 ,77 𝑘𝑔𝑓 ∙𝑚;
unde: G – forța care ia naștere în bielă, și se determină astfel:
𝐺=𝑘∙(𝑃𝑚𝑎𝑥 +𝑃𝑚𝑖𝑛)
2=1,56∙(5088 ,66 +3120 ,67)
2=6413 ,54 𝑁;
k – raportul dintre cele două brațe ale balansierului calculat ca 𝑎
𝑏= 5
3,2 = 1,56
• Se determin ă puterea nominală a motorului electric:
𝑁𝑛=0,1205 ∙𝑄𝑡∙10−3∙𝐿𝑓1,13=0,1205 ∙28,02∙10−3∙14471,13=12,58 𝑘𝑊;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

60

În cadrul calculului de reproiectare al regimului de funcționare al sondei 3 s-au
considerat mai multe variante prezentate in tabelul de mai jos :
Varianta dp S n t v
– inch m cd/min m %
1 1 ¼ 5 7,06 0 0,72
2 1 ¼ 4,5 7,06 0 0,81
3 1 ¼ 4 7,06 0 0,92
4 1 ¼ 3,5 7,06 0 1,06
5 1 ¼ 3 7,06 0 1,25
6 1 ¼ 2,5 7,06 0 1,53
7 1 ¼ 2 7,06 0 1,96
8 1 ¼ 1,5 7,06 0 2,74

Din motive tehnice, se va opta pentru varianta 3 cu diametrul pistonului de 11/4 , la un
randament de 92 %.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

61
Capitolul III
PROIECTAREA REGIMULUI DE FUNCȚIONARE A UNEI SONDE
ÎN POMPAJ INTERMITENT

3.1 Principii generale

De obicei , sondele care au un debit scăzut extrag țițeiul prin intermediul pompajului
de adâncime cu prăjini , funcționarea sistemului „strat -pompă” fiind caracterizat de raportul
dintre debitul de lichid produs de strat exprimat prin relația Q = IP(p c-pf) și debitul extras de
pompă exprimat prin relația
v r p p nSA Q …. 1440= , condiția de funcționare continuă a acestui
sistem fiind Q=Q p .
Sunt situații când deși modificăm parametrii Ap , Sr si n din relația debitului extras de
pompă nu se poate realiza condiția de funcționare continuă , iar p entru funcționarea
corespunzătoare a utilajului de fund și de suprafață al instalației de pompare, este necesară
reducerea duratei de funcționare a pompei, astfel încât volumul de fluid debitat de strat să fie
egal cu volumul tras de pompă într -un timp mai scurt. În acest caz se folosește pompajul
intermitent , utilizarea ace stuia având ca avantaje utilizarea completă a capacității instalației de
pompare , micșorarea cheltuielilor de exploatare prin funcționarea instalației un timp mai redus
și micșorarea consumului specific de energie.
O perioadă de funcționare a pompei de du rată t f si o perioadă de acumulare a lichidului
în sondă de durată t a, pompa fiind oprită în perioada de acumulare formeaza u n ciclu complet
de lucru, T:
T = tf+ta
Problema de bază a pompajului intermitent constă î n determinarea timpului de
acumulare si a timpului de funcționare a pompei.
Determinarea variației nivelul ui de lichid în coloana sondei, atât în timpul acumulării
cât si în timpul funcționării pompei este o etapă importantă pentru stabilirea parametrilor
pompajului intermitent
La oprirea pompei, nivelul de lichid în coloana sondei se găsește la sorbul pompei, fîxat
la media perforaturilor coloanei. Admițând o curgere radial plană simetrică a unui lichid
incompre sibil, debitul de li chid care intră la un moment dat în coloana sondei si duce la
creșterea nivelului dh în timpul dt vafi:

) ( 1440f cp pIPdtdhA Q − =  = (3.1.)

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

62
unde: A – este suprafața secțiunii transversale a spațiului inelar dintre țevile de extracție si
coloana sondei;
p – presiunea de fund a sondei după un timp t de la oprirea pompei.
Ținând seama că:

) .(. 1440:,.,.
h HIPdtdhAiarh pH p
cc c
− = ==

relația ( 3.4) devine:

cHAIPhAIP
dtdh + −=. 1440.
. 1440.   (3.2.)

În relațiile de mai sus, Hc reprezintă nivelul static de lichid, iar h nivelul de lichid după
un timp t de la oprirea pompei.
Ecuația ( 3.2) este o ecuație diferențială liniară neomogenă de forma:

btahth + = )( )(' ,
a cărei soluție generală este:

ateCabth . )( +−= .
Valoarea constantei de integrare C se determină din condiția inițială: la momentul t = 0
(începutul ciclului), avem h = 0, deci nivelul de lichid se găsește la sorbul pompei. În acest caz,
soluția ecuației ( 3.2) este:




− = − t
AIP
c e Hh. 1440.
1 (3.3.)
Relația ( 3.3) permite să se determine înălțimea nivelului de lichid în coloana sondei, în
funcție de timp, în perioada de acumulare.
În perioada de funcționare, pompa face ca nivelul de lichid în sondă să scadă. În acela si
timp, datorită pătrunderii de lichid din strat în sondă, nivelul de lichid tinde să crească (ca la
acumulare). Deoarece Q > Qp, în final nivelul de lichid scade. Deci:

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

63

dtdhA h HIP Qc p .. 1440 ) .(. −=− −,
sau:

AQ HIPhAIP
dtdh p c
. 1440..
. 1440. −+ −=  (3.4.)

Ecuația ( 3.4) este tot o ecuație diferențială liniară neomogenă a cărei soluție este:

t
AIP
p
c eCIPQH th −+


− =. 1440.
..)(
 (3.5.)
Constanta C se determină tot din condițiile inițiale, si anume: în momentul pornirii
pompei(Qp = 0), deci la un timp t = ta, înălțimea nivelului de lichid din coloana sondei, conform
relației ( 3.6), va fi:




− = −at
AIP
c a e H h. 1440.
1 .
Rezultă:

at
AIPp
c a
eIPQH h
C
 −


+ −
=
. 1440..
 (3.7.)
Înlocuind relația ( 3.7) în relația ( 3.6) rezultă:

) (
. 1440.) (
. 1440.
. 1.a a tt
AIP
att
AIP
p
c eh eIPQH h− − − −+


−


− = 
 (3.8.)
Relația ( 3.8) permite să se determine înălțimea nivelului de lichid în coloana sondei, în
funcție de timpul scurs de la începutul acumulării, când pompa funcționează.
Tot cu ajutorul relației ( 3.8) se poate determina durata totală a unui ciclu, punând
condiția h(T) = 0. Rezultă:





−−  +=
IPQHh
IPAtT
p
ca
.1ln.. 1440
 (3.9.)

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

64
Având în vedere că: T = tf + ta si ținând seama de relația ( 3.9), se poate determina
timpul de funcționare al pompei. Variația nivelului de lichid în sondă pe durata totală a unui
ciclu este prezentat în figura 3.1.

Fig. 3.1. Variația nivelului de lichid în sondă pe durata totală a unui ciclu
Numărul de cicluri pe zi va fi: nc = 1440/ T , iar timpul total de funcționare al pompei
va fi egal cu produsul: nc • tf.
Debitul sondei va fi:

pfcQtnQ  =1440. (3.10.)
Pentru un timp de acumulare ales ta, cu relațiile ( 3.9) si (3.10) se poate determina durata
ciclului T, timpul de funcționare si debitul de lichid al sondei.
Din relațiile ( 3.9) si (3.10) se observă că parametrii care influențează debitul sondei
sunt: nivelul static(Hc), indicele de productivitate(IP), suprafața liberă a lichidului din
sondă(A), debitul sondei(Qp) si timpul de acumulare(ta).
Pe baza relațiilor anterioare se observă că, cu cât nivelul static Hc este mai mare, cu
atât timpul de acumulare (ta) trebuie să fie mai mic, pentru a obține acela si debit.
Deci Hc influențează debitul extras prin pompaj intermitent, în sensul creșterii acestuia, o dată
cu creșterea nivelului static.
Debitul extras prin pompaj intermitent este mai mare cu cât suprafața spațiului inelar A
este mai mare de asemenea , creșterea indicelui de productivitate duce și el la mărirea
acestuia.Creșterea debitului extras nu e ste realizat odată cu creșterea debitului pompei de aceea
este indicat să se lucreze cu debite ale pompei relativ mici , micșorându -se solicitarile atat
utilajului de fund cât și celui de suprafață,

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

65
3.2. Calculul nivelului de lichid din sondă în momentul pornirii, la sfârsitul
perioadei de acumulare

La oprirea pompei, nivelul în coloana sondei se regăsește la sorbul pompei care la
rându -i este situat la nivelul perforaturilor coloanei. Admițând curgerea plan radial simetrică
a unui lichid incompre sibil, debitul ducând la creșterea nivelului h în timpul t avea că:

unde:
Hc –înălțimea nivelului static
tac – timpul de acumulare
γ – greutatea specifică a lichidului
IP – indicele de productivitate
A –aria spațiului în care se realizează acumularea lichidului în sondă

unde:
D – diametrul interior al coloanei
de – diametrul exterior al țevilor de extracție
Se menționează că timpul de acumulare se va lua intervalele de (0,5;1;2;3;4) h.

3.3. Calculul perioadei ciclului

Perioada ciclului va fi determinată de timpul de acumulare t ac si de înălțimea de
acumulare ,în această perioadă funcțion ând simultan atât pompa cât si stratul.

, ore

unde:
T – perioada ciclu
Qr – debitul teoretic d e lichid pe care -l poate evacua pompa
Timpul de funcționare al pompei va avea expre sia:
tf=T-tac [h]



− =−AtIP
c acac
e H h
1
) (42 2
ed D A − =




−−+ =
IPQHh
IPAtT
r
cac
ac
1ln

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

66
3.4. Calculul timpului total de funcționare

În 24 ore numărul de cicluri va fi:

Timpul total de funcționare în 24 ore va fi:

[h]

3.5. Calculul debitului sondei

[m3/zi]

3.6. Calculul energiei consumate

Avantajele metodei aplicate pot fi evidențiate prin efectuarea unui calcul al energiei
electrice consumate prin mărirea perioadei de funcționare a pompei , aceasta din urma fiind
comparată cu energia electrică consumată inițial.
Energia electrică consumată se calculează astfel:
[kWh] tf nTP W =

unde:

13.1 310 1205,0 LQ Pn   =− , kW

nP este puterea nominală a motorului;
Q – debitul de lichid extras în funcție de timpul de acumulare;
L – adâncimea de fixare a pompei.

Tn24=
f f tf tTtn T  ==24
rfQTtQ =

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

67
Sonda 1

Date caracteristice:

• Adancimea sondei pana la capul perforaturilor :
𝐻=1375 𝑚
• Diametrul exterior al coloanei de exploatare:
𝐷𝑒= (5∙25,4+1
2∙25,4)∙10−3=0,1397 𝑚
• Diametrul interior al coloanei de exploatare :
𝐷𝑖=(5∙25,4)∙10−3=0,127 𝑚
• Diametrul exterior al tevilor de extractie :
𝑑𝑒= (2∙25,4+3
8∙25,4)∙10−3= 0.06325 𝑚
• Diametrul interior al tevolor de extractie :
𝑑𝑖= (2∙25,4)∙10−3=0,0508 𝑚
• Indicele de productivitate :
𝐼𝑃=5,41∙10−8 𝑚3
ℎ∙𝑏𝑎𝑟
• Presiunea de zacamant :
𝑝𝑐=18 𝑏𝑎𝑟
• Densitatea titeiului :
𝜌𝑡=900 𝑘𝑔
𝑚3
• Densitatea a pei de zacamant :
𝜌𝑎𝑧=1022 𝑘𝑔
𝑚3
• Procentul de impuritati :
𝑖=20 %
• Echiparea sondei :

Sonda este echipata cu pompa tip 25−125 −𝑅𝐻𝐴𝐶 −10−3−0−0
Unitate de pompare UP – 9T – 2500 – 3500M

• Densitatea lichidului extras :
𝜌𝑙= 𝜌𝑎𝑧∙𝑖+𝜌𝑡∙(1−𝑖)=1022 ∙0,2+900 ∙(1−0,2)=924 ,4
• Greutatea specifică a lichidului
𝛾= 𝜌𝑙∙𝑔=924 ,4∙9,81=9068 ,364
• Aria spațiului în care se realizează acumularea lichidului în sondă
𝐴=𝜋
4∙(𝐷𝑖2−𝑑𝑒2)=𝜋
4∙(0,1272−0,063252)= 0,00986 𝑚2

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

68
• Înalțimea nivelului static:
𝐻𝑐=𝑝𝑐∙105
𝛾=18∙105
9068 ,364=198 ,49 𝑚

• Diametrul pistonului :
𝑑𝑝=(1∙25,4+1
4∙25,4)∙10−3=0.03175 𝑚

• Aria pistonului :
𝐴𝑝= 𝑑𝑝2∙𝜋
4=0,031752 ∙𝜋
4=0,000791 𝑚2

• Randamentul instalației:
∝ =0,60
• Calculul nivelului de lichid :
ℎ𝑎𝑐𝑘= 𝐻𝑐∙(1−𝑒−𝛾∙𝐼𝑃1∙𝑡𝑎𝑐 𝑘
𝐴 )
S-au efectuat mai multe variante de calcul dupa cum urmează :
Varianta I Varianta II Varianta III Varianta IV
𝑛1=6,11 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑛1=7,75 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑛1=7,75𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑛1=6,11 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛
𝑆=0,9 m 𝑆=1,5 m 𝑆=0,9 m 𝑆=1,5 𝑚

Rezultatele calculelor sunt prezentate in tabelele de mai jos:
Varianta I
𝑛1=6,11 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑆=0,9 m
tac hac tf T nc Ttf Q P W
ore m ore ore ciclu/zi ore/zi m3/zi kW kWh
0.5 4.873 0.795 1.295 18.527 14.736 2.309 0.933 13.753
1 9.626 1.542 2.542 9.441 14.559 2.281 0.922 13.424
2 18.784 2.907 4.907 4.891 14.218 2.227 0.900 12.803
3 27.499 4.125 7.125 3.368 13.895 2.177 0.880 12.228
4 35.791 5.220 9.220 2.603 13.587 2.129 0.861 11.692
5 43.681 6.208 11.208 2.141 13.294 2.083 0.842 11.192

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

69
Varianta II
𝑛1=7,75 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑆=1.5 m
tac hac tf T nc Ttf Q P W
ore m ore ore ciclu/zi ore/zi m3/zi kW kWh
0.5 4.873 0.205 0.705 34.059 6.970 2.308 0.933 6.505
1 9.626 0.402 1.402 17.115 6.885 2.280 0.922 6.347
2 18.784 0.778 2.778 8.640 6.720 2.225 0.900 6.046
3 27.499 1.129 4.129 5.813 6.561 2.173 0.878 5.763
4 35.791 1.457 5.457 4.398 6.407 2.122 0.858 5.497
5 43.681 1.764 6.764 3.548 6.260 2.073 0.838 5.246

Varianta III
𝑛1=7,75 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑆=0,9 m
tac hac tf T nc Ttf Q P W
ore m ore ore ciclu/zi ore/zi m3/zi kW kWh
0.5 4.873 0.469 0.969 24.765 11.617 2.308 0.933 10.842
1 9.626 0.916 1.916 12.523 11.477 2.280 0.922 10.580
2 18.784 1.751 3.751 6.398 11.204 2.226 0.900 10.084
3 27.499 2.515 5.515 4.352 10.944 2.175 0.879 9.621
4 35.791 3.215 7.215 3.326 10.695 2.125 0.859 9.188
5 43.681 3.860 8.860 2.709 10.455 2.078 0.840 8.782

Varianta IV
𝑛1=6,11 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑆=1,5 m
tac hac tf T nc Ttf Q P W
ore m ore ore ciclu/zi ore/zi m3/zi kW kWh
0.5 4.873 0.292 0.792 30.317 8.841 2.308 0.933 8.251
1 9.626 0.572 1.572 15.266 8.734 2.280 0.922 8.051
2 18.784 1.102 3.102 7.738 8.525 2.226 0.900 7.670
3 27.499 1.593 4.593 5.225 8.324 2.173 0.879 7.314
4 35.791 2.050 6.050 3.967 8.131 2.123 0.858 6.979
5 43.681 2.475 7.475 3.211 7.946 2.075 0.839 6.664

În condi țiile în care se ține seama de criteriul energiei minime consumate se observ ă ca
cea mai buna varianta este varianta II.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

70
CAPITOLUL IV

PROIECTAREA RE GIMULUI DE FUNCTIONA RE AL UNOR
SONDE IN POMPAJ ELIC OIDAL

4.1. Principii generale

Pompele elicoidale au fost prezentate pentru prima dată in anul 1935 de către Rene
Moineau în teza sa de doctorat susținută la Universitatea din Paris numind invenția sa „un nou
sistem de pompare”.Una dintre primele incercări de utilizare a aces tui sistem de pompare cu
varianta constructivă de pompă elicoidală submersibilă a fost realizata în anul 1966 si s -a
considerat nereușită deoarece a condus la avarierea rotorului. Câțiva ani mai târziu s -a trecut
la sistemul actual de acțtionare a rotorulu i prin rotirea prăjinilor de pompare fața de sistemul
vechi în care rotorul era introdus într -un stator, o schimbare majoră care a permis îmbunătățirea
sistemului în așa fel încât acesta să devină o alternativă viabilă față de sistemele tradiționale de
extracție a țițeiului .
Utilizarea pompelor elicoidale în extracția țițeiului prezintă următoarele avantaje:
➢ necesită investiții mici , cheltuieli mici pentru întreținere ,consum redus de energie
electrică;
➢ instalarea este mai rapidă si mult mai convenabilă decât la unitățile de pompare cu
balan sier;
➢ siguranță în funcționare ,datorita constructiei instalația are toate părțile în mișcare
protejate, neexistând pericolul accidentărilor;
➢ randamentul mare. Construcția simplă a pompei elicoidal e produce o frecare mică
în cuplul rotor – stator, ducând la un randament mecanic ridicat. Un cuplu rotor –
stator corect ales conduce la un „slipaj” mic al lichidului, respectiv la un randament
volumic mare;
➢ pompele elicoidale nece sită energie numai pentr u ridicarea (liftare) fluidului, nu si
a prăjinilor de pompare;
➢ durata mare de funcționare. Sistemul de pompare si construcția instalației a sigură o
durată mare de funcționare, ajungându -se la o durată de funcționare continuă de doi
– trei ani;
➢ nu există p ericolul blocării cu gaze. Nu au supape care să se blocheze cu gaze și

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

71
deoarece nu se blochează cu gaze, pompele elicoidale sunt ideale pentru eliminarea
apei din sondele de extracție a gazelor naturale;
➢ întreținerea simplă. Întreținerea instalației în exploatare este simplă, nefiind
necesare procedee complicate sau scule si dispozitive speciale , de asemenea au o
perioadă mare de timp între intervenții;
➢ funcționare fără zgomot. Datorită faptului că pompa debitează contin uu, sarcina în
instalația de suprafață este constantă si prin construcția sa, cu reductor conic, nivelul
de zgomot este redus;
➢ debitul de acționare facilitează schimbarea vitezei de rotație în funcție de variația
debitului produs de sondă (astfel viteza de rotație poate fi aleasă de așa natură, încât
debitul pompei să fie egal cu debitul maxim pe care poate să -l producă stratul si
care corespunde corelației de funcționare strat – pompă);
➢ debitează continuu si constant, evitând astfel pulsațiile în curgere. Datorită acestui
fapt se reduce po sibilitatea depunerii parafinei si a solidelor și vehiculează fluidele
cu vâscozități ridicate;
➢ sunt eliminate ruperile prăjinilor de pompare cauzate de greutatea lichidului acestea
au o uzura mai mică fiind supuse la o solicitare constantă, în comparație cu
pompajul clasic, unde sunt supuse la solicitări variabile;
➢ pot fi utilizate cu succes la sondele care produc cu debite mici în locul pompajului
intermitent. Se a sigură astfel o funcționare continuă a sondei si un debi t mai mare
în cazul pompajului intermitent;
➢ sunt ideale pentru exploatările din zonele urbane, echipamentul de suprafață având
dimen siuni mult mai reduse decât cel utilizat în pompajul cla sic.
Pe lângă avantajele prezentate mai sus, pompele elicoidale pre zintă si câteva
dezavantaje cum ar fi:
• analiza si controlul funcționării pompei pot fi făcute numai pe baza datelor de
producție si a nivelului de lichid din spațiul inelar (dinamometrele si diagramele de
pompare nu pot fi utilizate);
• trebuie evitată oprirea când vâscozitatea fluidului este mare si aceasta conține un
procent mare de nisip ;
• prăjinile de pompare sunt solicitate atât la tracțiune cât si la tor siune.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

72
4.2. Instalația de pompare cu pompe elicoidale
O instalație de pompare, c um este cea prezentată în fig. 4.1, cuprinde echipamentul de
fund alcătuit din pompa elicoidală submersibilă , țevile de extracție și prăjinile de pompare si
echipamentul de suprafață care este alcătuit din sistemul de acționare al prăjinilor de pompare,
respectiv al rotorului pompei, cuplajul dintre sistemul de acționare si capul de antrenare, capul
de antrenare si sistemul de susținere al întregului echipament de fund.

Fig 4.1 Instalți e de pompare cu pompe elicoidale (1 5)

4.3. Principiul de funcționare al pompelor elicoidale
În figura 4.2 este prezentată geometria unui angrenaj elicoidal, o secțiune prin
angrenajul elicoidal, precum si elementele caracteristice. Datorită configurației geometrice a
elementelor pompei, principiul de funcționare al pompei este relativ simplu.
Astfel, când rotorul este introdus în interiorul statorului , în pompă se formează o serie
de cavități identice, separate si etanșe (fig. 4.2) .

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

73

Fig. 4.2. Secțiune prin pompa elicoidală .

Atunci când rotorul se rotește în interiorul statorului, aceste cavități se deplasează de
la partea inferioară spre partea superioară a pompei (de la aspirație la refulare), tra nsportând
fluidul produs de strat prin pompă si de aici mai departe în sus prin țevi, realizând astfel
acțiunea de pompare .
Lungimea minimă necesară unei pompe pentru ca aceasta să realizeze acțiunea de
pompare este egală cu lungimea unui pas. În acest caz, pompa este cu un singur etaj (treaptă),
fiecare pas suplimentar constituind un nou etaj.
O rotație completă a r otorului creează două cavități cu fluid. Când o cavitație se
deschide, simultan cavitatea opusă se închide.
La o înălțime de pompare zero (pre siune zero) debitul Q este direct proporțional cu
cilindreea si cu viteza de rotație n, a rotorului:
ped nVQ == 4

Pentru a crea pre siune de ridicare, trebuie să existe o pre siune diferențială între
cavitățile succe sive. Pentru a realiza acest lucru este necesară o etanșare cu strângere între rotor
si stator. Aceasta este obținută prin executarea diametrului rotorului puțin mai mare decât
diametrul minim al statorului. Pre siunea diferențială se însumează de la o cavitate la alta, astfel

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

74
încât înălțimea de pompare este proporțională cu numărul de cavități, respectiv cu numărul de
etaje. Pentru a se evita o uzu ră exce sivă a elastomerului, se recomandă ca pre siunea diferențială
să nu depășească 7 bar/etaj.
O pompă cu mai multe etaje realizează pre siuni mai mari, respectiv adâncimi mari de
pompare si debite mici, în timp ce o pompă de acela si diametru si de aceia si lungime cu cea
inițială, dar cu un număr mai mic de etaje (lungimea pasului mai mare), realizează pre siuni
mici, respectiv adâncimi mici de pompare si debite mari.
Pompa elicoidală fiind o pompă volumică, pre siunea este independentă de viteză,
presiuni mari putând fi generate chiar la viteze mici.
Odată cu creșterea pre siunii apar pierderi volumice proporționale cu pre siunea, iar
debitul se reduce corespunzător diagramelor de funcționare prezentate de către firmele
constructoare, în funcție de adâncimea de fixare a pompei.
Pierderile volumice depind de:
− presiunea creată de pompă (pre siunea diferențială dintre cavități);
− numărul de etaje;
− gradul de comprimare al statorului datorită introducerii rotorului si lucrului
acestuia;
− vâscozitatea fluidelor vehiculate;
− temperatura la nivelul pompei.

4.4. Performanțele pompelor elicoidale

Performanțele pompelor elicoidale sunt următoarele:
− debitul poate varia de la 0,3 la 900 m3/zi;
− înălțimea maximă de pompare este 3 000 m;
− temperatura de lucru este în domeniul 60 – 120°C, în cazul fluidelor curate (fără
impurități solide), respectiv de 40 – 90°C, în cazul fluidelor cu impurități solide;
− rația apă – țiței poate ajunge până la 90 – 98%;
− procentul de H 2S trebuie să fie cuprins între 8 – 20%, în fază gazoa să, respectiv 1 000
ppm în apă;
− densitatea fluidelor vehiculate cuprinsă între 815 si 1030 kg/m3;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

75
− vâscozitatea fluidelor vehiculate poate fi de maximum 20 Ns/m2, la 40°C (20 000
cP, la 40°C);
− Factorii care limitează performanțele pompei sunt:
− lungime a maximă a pompei din motive de execuție, atât pentru rotor, cât si pentru
stator (până la 6 m);
− turația maximă este limitată, datorită solicitărilor care apar în prăjinile de pompare
(maxim 500 rot/min);
− calitatea elastomerului din care este confecționat statorul pompei.

4.5. Prăjinile de pompare

Prăjinile de pompare au rolul de a transmite mișcarea de rotație de la capul de antrenare
la rotorul pompei. De asemenea, cu ajutorul lor se introduce si se fixează rotorul în stator.
Garnitura de prăjini de pom pare poate fi alcătuită din prăjini cu acela si diametru
(garnitură unică) sau din tronsoane de prăjini cu diametru diferit (garnitură combinată).
În România, prăjinile de pompare se execută din trei tipuri de oțeluri, ceea ce satisface
cele mai diferite condiții de exploatare la sondele în pompaj.
În cazul pompajului cu pompe elicoidale, prăjinile de pompare nu sunt supuse la
solicitări variabile c a în cazul pompajului cla sic. Astfel, dacă la pompajul cla sic sarcinile din
garnitura de prăjini de pompare variază între un maxim si un minim în timpul unui ciclu de
pompare, la pompajul cu pompe elicoidale sarcina totală odată preluată rămâne relativ
constantă în timpul funcționării pompei.

4.6. Solicitările garniturii de prăjini de pompare

Principalele solicitări ale garniturii de prăjini de pompare sunt: solicitarea la tracțiune
si solicitarea la tor siune (pentru transmiterea momentului de tor siune ne cesar rotirii rotorului).
Solicitarea la tracțiune are loc sub acțiunea greutății proprii a garniturii de prăjini de
pompare scufundată în lichid si a greutății coloanei de lichid din țevile de extracție.
Efortul unitar de tracțiune are valoare maximă la p artea superioară a garniturii de prăjini
de pompare si este dat de relația:

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

76

pp l
taPbPσ+=
în care:
Pl – greutatea coloanei de lichid din țevile de extracție;
Pl=(A t – ap)Hpρ
At,ap – aria secțiunii interioare a fețelor de extracție respectiv a prăjinilor de pompare;
Hp – lungimea garniturii de prăjini de pompare;
b – factor de plutire (flotabilitate):
ollb−=

ρl, ρo – densitatea lichidului pompat, respectiv a oțelului ;
Pp – greutatea prăjinilor în aer (P P= q pHp).
Transmi sia momentului de tor siune necesar rotirii rotorului conduce la dezvoltarea
tensiunilor tangențiale pe toată lungimea garniturii de prăjini de pompare. Valoarea medie a
momentului de tor siune se determi nă cu relația:
Mt = 9550 N/n
în care:
N este puterea, kW;
n este viteza de rotație, rot/min.
Tensiunea tangențială (efortul unitar tangențial) se determină cu relația:

tt
p = M
W
t
în care:
WP este modulul de rezistență polar, si este dat de relația:

16d = W3
p
p

unde:
dp este diametrul prăjinilor de pompare.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

77
Cele două solicitări, la tracțiune si la tor siune, dau naștere la o solicitare compusă.
Pentru determinarea efortului unitar echivalent solicitării compuse ech, se adoptă una din
teoriile de rezistență:
Conform teoriei I de rezistență :

( )    ech t t2
t2 = 1
2 + + 4

iar conform teoriei II de rezistență :
   ech t t2
t2 = 0,35 + 0,65 + 4

Relațiile de mai sus reprezintă condiția de verificare a rezistenței garniturii de prăjini
de po mpare.
Se pune condiția :
ech  a
în care:
a este efortul unitar admi sibil
a = c/cs
iar c s coeficientul de siguranță (c s = 1,5).

4.7. Țevile de extracție

Țevile de extracție au rolul de a susține statorul pompei elicoidale si de a a sigura
ascen siunea fluidelor produse de strat si pompate de pompă la suprafață.
Alegerea diametrului țevilor de extracție se face în funcție de dimen siunea pompei (filetul mufă
al statorului) care urmează să fie introdusă în sondă.
Spre deosebire de sondele în erupție naturală si erupție artificială, la sondele în pompaj
cu pompe elicoidale țevile de extracție sunt supuse la solicitări mult mai mari, deoarece pe
lângă greutatea lor proprie si a echipamentului de fund mai intervine greutatea lichidului din
interiorul țev ilor, iar în cazuri accidentale de rupere a prăjinilor de pompare si greutatea
acestora. Pe de altă parte, în timpul funcționării pompei datorită mișcării de rotație a rotorului
în stator, țevilor de extracție le este transmis prin intermediul statorului, un moment de tor siune
care conduce la apariția unor eforturi suplimentare în acestea.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

78
La sondele în pompaj cu pompe elicoidale se folosesc, de regulă, țevile de extracție cu
capete îngroșate (upset, ramfors) la care rezistența în zona filetată se apropie d e rezistența
corpului .

4.8. Metodologia de calcu l a unei instalații de pompare elicoidale

Proiectarea unei instalații de pompare cu pompe elicoidale cuprinde următoarea metodologie:
✓ se stabilește adâncimea de fixare a pompei în sondă, H p, ținând seama de nivelul
dinamic de lichid din sondă, corespunzător pre siunii de fund care să a sigure debitul
Q preconizat de a fi extras;
✓ se calculează nivelul dinamic H d, din sondă;
✓ se calculează pierderea de pre siune prin frecare în țevile de extracție H frtevi,
exprima tă în metri coloană de lichid;
✓ se calculează pre siunea din capul de pompare H cp, în metri coloană de lichid;
✓ se calculează înălțimea dinamică totală de ridicare, H;
✓ din diagramele de alegere a pompelor în funcție de H determinat anterior si Q
estimat a fi extras se alege tipul de pompă;
✓ cunoscând tipul pompei, cu ajutorul curbelor de performanță ale pompei se
determină viteza de rotație si puterea de antrenare funcție de H si Q;
✓ se calculează raportul de reducere a turației:

pom pam otor
nni=
✓ din fișa pompei se aleg caracteristicile acesteia:
• numărul de etaje;
• lungimea rotorului;
• lungimea statorului;
• filetul rotorului;
• filetul statorului
• diametrul exterior al pompei
• se efectuează calculul de rez istență al garniturii de prăjini de pompare.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

79
4.9. Proiectarea unei instalații de pompare cu pompe
elicoidale

Sonda 1
Date inițiale:
• Debitul de lichid produs: Q l = 1,3 m3/zi;
• Impurități: i = 20 %;
• Adâncime de fixare a pompei: L f = 1318,5 m;
• Submergența pompei: h s = 50 m;
• Densitatea țițeiului: ρ t = 900 kg/m3;
• Densitatea apei de zăcământ: ρ a = 1022 kg/m3;
• Densitatea lichidului extras:
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,2)+1022 ∙0,2=924 ,4 kg/m3;
• Densitatea oțelului: ρo = 7850 kg/m3;
• Diametrul coloanei de exploatare: D e = 51/2 in = 0,1397 m;
• Diametrul nominal al tubing -ului de extracție: d e = 23/8 in = 0,06325 m;
• Diametrul interior al tubing -ului de extracție: d i = 2 in = 0,0508 m;
• Diametrul prăjinilor de pompare: d p = 7/8 in = 0, 022225 m;
• Interval perforat : 1375 – 1397 m;
• Vâscozitatea țițeiului: µ t = 2,5 cP;
• Vâscozitatea apei de zăcământ: µ a = 1 cP;
• Vâscozitatea amestecului:
µ𝑙=µ𝑡∙(1−𝑖)+(𝑖∙µ𝑎)=2,5∙(1−0,2)+(0,2∙1)=2,2 𝑐𝑃;
• Presiunea în capul de erupție: p CE = 1 bar;
•
1. Determinarea presiunii dinamice la nivelul perforaturilor:
a) Se calculează media grosimii stratului productiv:
𝐻𝑏𝑎𝑧𝑎 −𝐻𝑡𝑜𝑝
2=1397 −1375
2=11 𝑚;
b) Se calculează adâncimea până la media perforaturilor:
𝐻𝑚𝑒𝑑 𝑝𝑒𝑟𝑓 =𝐻𝑡𝑜𝑝−(𝐻𝑏𝑎𝑧𝑎 −𝐻𝑡𝑜𝑝
2)=1375 +11=1386 𝑚;
c) Se calculează nivelul de lichid din coloană:
ℎ=𝐻𝑚𝑒𝑑 𝑝𝑒𝑟𝑓 −(𝐿𝑓−ℎ𝑠)=1386 −(1318 ,5−50)=117 ,5 𝑚;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

80
d) Se calculează presiunea dinamică corespunzătoare nivelului dinamic:
𝑝𝑑=ρ′∙𝑔∙ℎ=924 ,4∙9,81∙117 ,5=10,65 𝑏𝑎𝑟𝑖 ;
e) Se estimează presiunea statică:
𝑝𝑠=𝑝𝑑+30 𝑏𝑎𝑟𝑖 =10,65+30=40,65 𝑏𝑎𝑟𝑖;
2. Înălțimea de pompare a fluidului:
a) Se calculează nivelul dinamic:
𝐻𝑑=𝐿𝑓−ℎ𝑠=1318 ,5−50=1268 ,5 𝑚;
b) Se calculează adâncimea de fixare a pompei:
𝐻𝑓𝑖𝑥=𝐻𝑑+ℎ𝑠=1268 ,5+50=1318 ,5 𝑚;
c) Se calculează înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
i) Viteza de deplasare a fluidului:
𝑣=4∙𝑄𝑙
𝜋∙𝑑𝑖2∙1
86400=4∙1,3
𝜋∙0,05082∙1
86400=0,0074 𝑚𝑠⁄;
ii) Regimul de curgere:
𝑅𝑒=ρ′∙𝑣∙𝑑𝑖
µ𝑙=924 ,4∙0,0074 ∙0,0508
2,2=158 ,45;
𝑅𝑒<2300 −𝑟𝑒𝑔𝑖𝑚 𝑙𝑎𝑚𝑖𝑛𝑎𝑟 ;
iii) Coeficientul de rezistență hidraulică:
λ=64
𝑅𝑒=64
158 ,45=0,403 ;
iv) Înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
𝐻𝑓𝑟=λ∙𝑣2∙𝐻𝑓𝑖𝑥
2∙𝑑𝑖=0,403 ∙0,00742∙1318 ,5
2∙0,0508=0,28 𝑚;

v) Înălțimea echivalentă presiunii din capul de pompare:
𝐻𝑐𝑝=𝑝𝐶𝐸
ρ′∙𝑔=1∙105
924 ,4∙9,81=11,02 𝑚;
vi) Înălțimea de pompare a lichidului:
𝐻𝑟𝑖𝑑𝑖𝑐𝑎𝑟𝑒 =𝐻𝑑+𝐻𝑓𝑟+𝐻𝑐𝑝=1268 ,5+0,28+11,02=1279 .81 𝑚;
3. Alegerea tipului de pompă si determinarea caracteristicilor ei:
Pentru debitul sondei Ql = 1,3 m3/zi, alegem pompa 60 TP 2000 . Din diagrama de
performanță a pompei determinăm p uterea și viteza de rotație. Pentru continuarea
calculului de proiectare avem nevoie de următoarele caracteristici:

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

81
Viteza de rotație n = 26 rot/min;
Puterea de antrenare N = 1,6 CP = 1,1931 kW;
Număr de etaje 43 etaje;
Lungime rotor 5,7 m;
Lungime stator 5,223 m;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

82

4. Determinarea greutății coloanei de lichid din tubing:
𝑃𝑙=(𝐴𝑡−𝑎𝑝)∙𝑔∙𝐻𝑓𝑖𝑥∙ρ′=(2,027 ∙10−3−3,88∙10−4)∙9,81∙1318 ,5∙924 ,4
𝑃𝑙=19595 ,51𝑁;
unde: A t – aria secțiunii interioare a tubing -ului, cu formula:
𝐴𝑡=𝜋∙𝑑𝑖2
4=𝜋∙0,05082
4=0,002027 𝑚2;
ap – aria secțiunii transversale a prăjinilor, cu formula:
𝑎𝑝=𝜋∙𝑑𝑝2
4=𝜋∙0,0222252
4=0,000388 𝑚2;
5. Determinarea greutăților prăjinilor de pompare în aer:
𝑃𝑝=𝑞𝑝∙𝐻𝑓𝑖𝑥=32,2∙1318 ,5=42455 ,7 𝑁;
6. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
𝜎𝑡=𝑃𝑙+𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑝=19595 ,51+42455 ,7∙0,88
3,88∙10−4=1,47∙108 𝑁𝑚2; ⁄
unde: b – factorul de flotabilitate;
𝑏=1−ρ′
ρ𝑜=1−924 ,4
7850=0,88;
7. Determinarea momentului de torsiune:
𝑀𝑡=9550 ∙𝑁
𝑛=9550 ∙1,19
26=438 ,23 𝑁∙𝑚;
8. Determinarea modulului de rezistență polar:
𝑊𝑝=𝜋∙𝑑𝑝3
16=𝜋∙0,0222253
16=2,15∙10−6 𝑁∙𝑚;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

83
9. Se determină efortul unitar de tracțiune:
𝜏𝑡=𝑀𝑡
𝑊𝑝=438 ,23
2,15∙10−6=2,03∙108 𝑁𝑚2; ⁄
10. Determinarea efortului unitar echivalent solicitării compuse conform celor două teorii:
𝜎𝑒𝑐ℎ1=1
2∙(𝜎𝑡+√𝜎𝑡2+4∙𝜏𝑡2)
𝜎𝑒𝑐ℎ1=1
2∙(1,47∙108+√(1,47∙108)2+4∙(2,03∙108)2)=2,89∙108 𝑁𝑚2; ⁄

𝜎𝑒𝑐ℎ2=0,35∙𝜎𝑡+0,65∙√𝜎𝑡2+4∙𝜏𝑡2
𝜎𝑒𝑐ℎ2=0,35∙1,47∙108+0,65∙√(1,47∙108)2+4∙(2,03∙108)2=3,25∙108 𝑁𝑚2; ⁄

Alegem maxi mul dintre cele două tensiuni echivalente: max (𝜎𝑒𝑐ℎ1,𝜎𝑒𝑐ℎ2).
𝜎𝑒𝑐ℎ2=3,25∙108 𝑁𝑚2; ⁄
Pentru prăjinile de pompare alegem oțelul 41MoCr11 cu rezistența maximă admisibilă:
𝜎𝑎=𝜎𝑐
𝑐𝑠=7,44∙108
1,5=4,96∙108 𝑁𝑚2; ⁄
Sonda 2
Date inițiale:
• Debitul de lichid produs: Q l = 13,9 m3/zi;
• Impurități: i = 70 %;
• Adâncime de fixare a pompei: L f = 502,72 m;
• Submergența pompei: h s = 50 m;
• Densitatea țițeiului: ρ t = 900 kg/m3;
• Densitatea apei de zăcământ: ρ a = 1022 kg/m3;
• Densitatea lichidului extras:
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,7)+1022 ∙0,7=985 ,4 kg/m3;
• Densitatea oțelului: ρo = 7850 kg/m3;
• Diametrul coloanei de exploatare: D e = 65/8 in = 0,1 68275 m;
• Diametrul nominal al tubing -ului de extracție: d e = 23/8 in = 0,06325 m;
• Diametrul interior al tubing -ului de extracție: d i = 2 in = 0,0508 m;
• Diametrul prăjinilor de pompare: d p = 3/4 in = 0,01905 m;
• Interval perforat: 551-568 m;
• Vâscozitatea țițeiului: µ t = 2,5 cP;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

84
• Vâscozitatea apei de zăcământ: µ a = 1 cP;
• Vâscozitatea amestecului:
µ𝑙=µ𝑡∙(1−𝑖)+(𝑖∙µ𝑎)=2,5∙(1−0,7)+(0,7∙1)=1,45 𝑐𝑃;
• Presiunea în capul de erupție: p CE = 1 bar;

11. Determinarea presiunii dinamice la nivelul perforaturilor:
a) Se calculează media grosimii stratului productiv:
𝐻𝑏𝑎𝑧𝑎 −𝐻𝑡𝑜𝑝
2=568 −551
2=8,5 𝑚;
b) Se calculează adâncimea până la media perforat urilor:
𝐻𝑚𝑒𝑑 𝑝𝑒𝑟𝑓 =𝐻𝑡𝑜𝑝−(𝐻𝑏𝑎𝑧𝑎 −𝐻𝑡𝑜𝑝
2)=551 +8,5=559 ,5 𝑚;
c) Se calculează nivelul de lichid din coloană:
ℎ=𝐻𝑚𝑒𝑑 𝑝𝑒𝑟𝑓 −(𝐿𝑓−ℎ𝑠)=559 ,5−(502 ,72−50)=106 ,78 𝑚;
d) Se calculează presiunea dinamică corespunzătoare nivelului dinamic:
𝑝𝑑=ρ′∙𝑔∙ℎ=985 ,4∙9,81∙106 ,78=10,32𝑏𝑎𝑟𝑖 ;
e) Se estimează presiunea statică:
𝑝𝑠=𝑝𝑑+30 𝑏𝑎𝑟𝑖 =10,32+30=40,32 𝑏𝑎𝑟𝑖 ;
12. Înălțimea de pompare a fluidului:
a) Se calculează nivelul dinamic:
𝐻𝑑=𝐿𝑓−ℎ𝑠=502 ,72−50=452 ,72 𝑚;
b) Se calculează adâncimea de fixare a pompei:
𝐻𝑓𝑖𝑥=𝐻𝑑+ℎ𝑠=452 ,72+50=502 ,72 𝑚;
c) Se calculează înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
i) Viteza de deplasare a fluidului:
𝑣=4∙𝑄𝑙
𝜋∙𝑑𝑖2∙1
86400=4∙13,9
𝜋∙0,05082∙1
86400=0,079 𝑚𝑠⁄;
ii) Regimul de curgere:
𝑅𝑒=ρ′∙𝑣∙𝑑𝑖
µ𝑙=985 ,4∙0,079 ∙0,0508
1,45=2740 ,26;
𝑅𝑒>2300 −𝑟𝑒𝑔𝑖𝑚 𝑡𝑢𝑟𝑏𝑢𝑙𝑒𝑛𝑡 ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

85
iii) Coeficientul de rezistență hidraulică:
λ=0,3164
𝑅𝑒0,25=0,3164
2740 ,2610,25=0,043 ;
;
iv) Înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
𝐻𝑓𝑟=λ∙𝑣2∙𝐻𝑓𝑖𝑥
2∙𝑑𝑖=0,043 ∙0,0792∙502 ,72
2∙0,0508=1,36 𝑚;

v) Înălțimea echivalentă presiunii din capul de pompare:
𝐻𝑐𝑝=𝑝𝐶𝐸
ρ′∙𝑔=1∙105
985 ,4∙9,81=10,34 𝑚;
vi) Înălțimea de pompare a lichidului:
𝐻𝑟𝑖𝑑𝑖𝑐𝑎𝑟𝑒 =𝐻𝑑+𝐻𝑓𝑟+𝐻𝑐𝑝=352 ,72+1,36+10,34=464 ,42 𝑚;
13. Alegerea tipului de pompă si determinarea caracteristi cilor ei:

Pentru debitul sondei Ql = 13,9 m3/zi, alegem pompa 60 TP 2000 . Din diagrama de
performanță a pompei determinăm puterea și viteza de rotație. Pentru continuarea
calculului de proiectare avem nevoie de următoarele caracteristici:

Viteza de rotaț ie n = 110 rot/min;
Puterea de antrenare N = 2,1 CP = 1, 566 kW;
Număr de etaje 43 etaje;
Lungime rotor 5,7 m;
Lungime stator 5,223 m;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

86

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

87

14. Determinarea greutății coloanei de lichid din tubing:
𝑃𝑙=(𝐴𝑡−𝑎𝑝)∙𝑔∙𝐻𝑓𝑖𝑥∙ρ′=(2,027 ∙10−3−2,85∙10−4)∙9,81∙502 ,72∙985 ,4
𝑃𝑙=8464 ,62 𝑁;
unde: A t – aria secțiunii interioare a tubing -ului, cu formula:
𝐴𝑡=𝜋∙𝑑𝑖2
4=𝜋∙0,05082
4=0,002027 𝑚2;
ap – aria secțiunii transversale a prăjinilor, cu formula:
𝑎𝑝=𝜋∙𝑑𝑝2
4=𝜋∙0,019052
4=0,000285 𝑚2;
15. Determinarea greutăților prăjinilor de pompare în aer:
𝑃𝑝=𝑞𝑝∙𝐻𝑓𝑖𝑥=24,3∙502 ,72=12216 ,096 𝑁;
16. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
𝜎𝑡=𝑃𝑙+𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑝=8464 ,62+12216 ,096 ∙0,87
2,85∙10−4=0,671 ∙108 𝑁𝑚2; ⁄
unde: b – factorul de flotabilitate;
𝑏=1−ρ′
ρ𝑜=1−985 ,4
7850=0,87;
17. Determinarea momentului de torsiune:
𝑀𝑡=9550 ∙𝑁
𝑛=9550 ∙1,566
110=135 ,95 𝑁∙𝑚;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

88
18. Determinarea modulului de rezistență polar:
𝑊𝑝=𝜋∙𝑑𝑝3
16=𝜋∙0,019053
16=1,35∙10−6 𝑁∙𝑚;
19. Se determină efortul unitar de tracțiune:
𝜏𝑡=𝑀𝑡
𝑊𝑝=135 ,95
1,35∙10−6=1,001 ∙108 𝑁𝑚2; ⁄
20. Determinarea efortului unitar echivalent solicitării compuse conform celor două teorii:
𝜎𝑒𝑐ℎ1=1
2∙(𝜎𝑡+√𝜎𝑡2+4∙𝜏𝑡2)
𝜎𝑒𝑐ℎ1=1
2∙(0,67∙108+√(0,67∙108)2+4∙(1,001 ∙108)2)=1,39∙108 𝑁𝑚2; ⁄

𝜎𝑒𝑐ℎ2=0,35∙𝜎𝑡+0,65∙√𝜎𝑡2+4∙𝜏𝑡2
𝜎𝑒𝑐ℎ2=0,35∙0,67∙108+0,65∙√(0,67∙108)2+4∙(1,001 ∙108)2=1,6∙108 𝑁𝑚2; ⁄

Alegem maximul dintre cele două tensiuni echivalente: max (𝜎𝑒𝑐ℎ1,𝜎𝑒𝑐ℎ2).
𝜎𝑒𝑐ℎ2=1,6∙108 𝑁𝑚2; ⁄
Pentru prăjinile de pompare alegem oțelul 20MoNi35 cu rezistența maximă admisibilă:
𝜎𝑎=𝜎𝑐
𝑐𝑠=5,3∙108
1,5=3,53∙108 𝑁𝑚2; ⁄

Sonda 3
Date inițiale:
• Debitul de lichid produs: Q l = 25,8 m3/zi;
• Impurități: i = 50 %;
• Adâncime de fixare a pompei: L f = 1477 m;
• Submergența pompei: h s = 50 m;
• Densitatea țițeiului: ρ t = 900 kg/m3;
• Densitatea apei de zăcământ: ρ a = 1022 kg/m3;
• Densitatea lichidului extras:
𝜌′= 𝜌𝑡∙(1−𝑖)+𝜌𝑎∙𝑖=900 ∙(1−0,5)+1022 ∙0,5=961 kg/m3;
• Densitatea oțelului: ρo = 7850 kg/m3;
• Diametrul coloanei de exploatare: D e = 51/2 in = 0,1397 m;
• Diametrul nominal al tubing -ului de extracție: d e = 23/8 in = 0,06325 m;
• Diametrul interior al tubing -ului de extracție: d i = 2 in = 0,0508 m;
• Diametrul prăjinilor de pompare: d p = 3/4 in = 0,01905 m;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

89
• Interval perforat: 1520 -1532 m;
• Vâscozitatea țițeiului: µ t = 2,5 cP;
• Vâscozitatea apei de zăcământ: µ a = 1 cP;
• Vâscozitatea amestecului:
µ𝑙=µ𝑡∙(1−𝑖)+(𝑖∙µ𝑎)=2,5∙(1−0,5)+(0,5∙1)=1,75 𝑐𝑃;
• Presiunea în capul de erupție: p CE = 1 bar;
21. Determinarea presiunii dinamice la nivelul perforaturilor:
a) Se calculează media grosi mii stratului productiv:
𝐻𝑏𝑎𝑧𝑎 −𝐻𝑡𝑜𝑝
2=1532 −1320
2=6 𝑚;
b) Se calculează adâncimea până la media perforaturilor:
𝐻𝑚𝑒𝑑 𝑝𝑒𝑟𝑓 =𝐻𝑡𝑜𝑝−(𝐻𝑏𝑎𝑧𝑎 −𝐻𝑡𝑜𝑝
2)=1520 +6=1526 𝑚;
c) Se calculează nivelul de lichid din coloană:
ℎ=𝐻𝑚𝑒𝑑 𝑝𝑒𝑟𝑓 −(𝐿𝑓−ℎ𝑠)=1526 −(1447 −50)=129 𝑚;
d) Se calculează presiunea dinamică corespunzătoare nivelului dinamic:
𝑝𝑑=ρ′∙𝑔∙ℎ=961 ∙9,81∙129 =12,16 𝑏𝑎𝑟𝑖 ;
e) Se estimează presiunea statică:
𝑝𝑠=𝑝𝑑+30 𝑏𝑎𝑟𝑖 =12,16+30=42,16 𝑏𝑎𝑟𝑖 ;
22. Înălțimea de pompare a fluidului:
a) Se calculea ză nivelul dinamic:
𝐻𝑑=𝐿𝑓−ℎ𝑠=1447 −50=1397 𝑚;
b) Se calculează adâncimea de fixare a pompei:
𝐻𝑓𝑖𝑥=𝐻𝑑+ℎ𝑠=1397 +50=1447 𝑚;
c) Se calculează înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
i) Viteza de deplasare a fluidului:
𝑣=4∙𝑄𝑙
𝜋∙𝑑𝑖2∙1
86400=4∙25,8
𝜋∙0,05082∙1
86400=0,14𝑚𝑠⁄;
ii) Regimul de curgere:
𝑅𝑒=ρ′∙𝑣∙𝑑𝑖
µ𝑙=961 ∙0,14∙0,0508
1,75=4109 ,96;
𝑅𝑒>2300 −𝑟𝑒𝑔𝑖𝑚 𝑙𝑎𝑚𝑖𝑛𝑎𝑟 ;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

90
iii) Coeficientul de rezistență hidraulică:
λ=0,3164
𝑅𝑒0,25=0,3164
4109 ,960,25=0,039 ;
iv) Înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
𝐻𝑓𝑟=λ∙𝑣2∙𝐻𝑓𝑖𝑥
2∙𝑑𝑖=0,039 ∙0,142∙1447
2∙0,0508=12,21 𝑚;

v) Înălțimea echivalentă presiunii din capul de pompare:
𝐻𝑐𝑝=𝑝𝐶𝐸
ρ′∙𝑔=1∙105
961 ∙9,81=10,60 𝑚;
vi) Înălțimea de pompare a lichidului:
𝐻𝑟𝑖𝑑𝑖𝑐𝑎𝑟𝑒 =𝐻𝑑+𝐻𝑓𝑟+𝐻𝑐𝑝=1397 +12,21+10,60=1419 ,82 𝑚;

23. Alegerea tipului de pompă si determinarea caracteristicilor ei:

Pentru debitul sondei Ql = 25,8 m3/zi, alegem pompa 60 TP 2000 . Din diagrama de
performanță a pompei determinăm puterea și viteza de rotație. Pentru continuarea
calculului de proiectare avem nevoie de următoarele caracteristici:

Viteza de rotație n = 2 15 rot/min;
Puterea de antrenare N = 1 0 CP = 7,457 kW;
Număr de etaje 43 etaje;
Lungime rotor 5,7 m;
Lungime stator 5,223 m;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

91

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

92

24. Determinarea greutății coloanei de lichid din tubing:
𝑃𝑙=(𝐴𝑡−𝑎𝑝)∙𝑔∙𝐻𝑓𝑖𝑥∙ρ′=(2,027 ∙10−3−2,85∙10−4)∙9,81∙1447 ∙961
𝑃𝑙=23760 ,79 𝑁;
unde: A t – aria secțiunii interioare a tubing -ului, cu formula:
𝐴𝑡=𝜋∙𝑑𝑖2
4=𝜋∙0,05082
4=0,002027 𝑚2;
ap – aria secțiunii transversale a prăjinilor, cu formula:
𝑎𝑝=𝜋∙𝑑𝑝2
4=𝜋∙0,019052
4=0,000285 𝑚2;
25. Determinarea greutăților prăjinilor de pompare în aer:
𝑃𝑝=𝑞𝑝∙𝐻𝑓𝑖𝑥=24,3∙1447 =35162 ,1 𝑁;
26. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
𝜎𝑡=𝑃𝑙+𝑃𝑝∙𝑏
𝑎𝑝=23760 ,79 +35162 ,1∙0,87
2,85∙10−4=1,91∙108 𝑁𝑚2; ⁄
unde: b – factorul de flotabilitate;
𝑏=1−ρ′
ρ𝑜=1−961
7850=0,87;
27. Determinarea momentului de torsiune:
𝑀𝑡=9550 ∙𝑁
𝑛=9550 ∙7,457
215=331 ,22 𝑁∙𝑚;
28. Determinarea modulului de rezistență polar:
𝑊𝑝=𝜋∙𝑑𝑝3
16=𝜋∙0,019053
16=1,35∙10−6 𝑁∙𝑚;

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

93
29. Se determină efortul unitar de tracțiune:
𝜏𝑡=𝑀𝑡
𝑊𝑝=331 ,22
1,35∙10−6=2,44∙108 𝑁𝑚2; ⁄
30. Determinarea efortului unitar echivalent solicitării compuse conform celor două teorii:
𝜎𝑒𝑐ℎ1=1
2∙(𝜎𝑡+√𝜎𝑡2+4∙𝜏𝑡2)
𝜎𝑒𝑐ℎ1=1
2∙(1,91∙108+√(1,91∙108)2+4∙(2,44∙108)2)=3,57∙108 𝑁𝑚2; ⁄

𝜎𝑒𝑐ℎ2=0,35∙𝜎𝑡+0,65∙√𝜎𝑡2+4∙𝜏𝑡2
𝜎𝑒𝑐ℎ2=0,35∙1,91∙108+0,65∙√(1,91∙108)2+4∙(2,44∙108)2=4,07∙108 𝑁𝑚2; ⁄

Alegem maximul dintre cele două tensiuni echivalente: ma x (𝜎𝑒𝑐ℎ1,𝜎𝑒𝑐ℎ2).
𝜎𝑒𝑐ℎ2=4,07∙108 𝑁𝑚2; ⁄
Pentru prăjinile de pompare alegem oțelul 41MoCr11 cu rezistența maximă admisibilă:
𝜎𝑎=𝜎𝑐
𝑐𝑠=7,44∙108
1,5=4,96∙108 𝑁𝑚2; ⁄

.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

94
CONCLUZII

În prezenta lucrare având ca obiect principal studiu l comparativ privind diferite sisteme
de extractie utilizate la un grup de sonde de pe structura Băicoi Nord au fost luate în considerare
trei sonde care produc cu următoarele debite: 1,3 m3/zi; 13,9 m3/zi si 25,8 m3/zi. Pentru toate
sonde le s-au efectuat calculele de reproiectare a funcționării acestora în pompaj continuu si
pompaj elicoidal , iar în plus pentru sonda 1 s -a efectuat calculul de reproiectare a funcționării
acesteia în pompaj intermitent fiind singura care a îndeplinit crite riul ,de debit mic, necesar.

Pompaj continuu:

SONDA 1
În urma calculului de verificare al parametrilor regimului de funcționare efectuat pe
baza datelor din șantier s -a obținut un randament volumetric de 17,75% in urmatoarele conditii
S= 1,5 m, n= 5 cd/min, dp= 11/4 in. În consecința s -a trecut la reproiectarea parametrilor
regimului de funcționare, considerand mai multe variante de calcul, prezentate in tabelul de
mai jos.

Varianta dp S n t v t v
– inch m cd/min m % m %
1 1 ¼ 0,9 6,11 0 0,287 0,071 0,319
2 1 ¼ 1,2 6,11 0 0,202 0,071 0,217
3 1 ¼ 1,5 6,11 0 0,155 0,071 0,164
4 1 ¼ 2 6,11 0 0,112 0,071 0,117
5 1 ¼ 2,5 6,11 0 0,088 0,071 0,091
6 1 116⁄ 0,9 6,11 0 0,37 0,071 0,396

Din tabelul de mai sus se observa ca varianta cu randamentul volumetric cel mai mare este
varianta 6 diametrul pistonului fiind de 11/16, dar se va alege varianta 1 cu un randament de
31,9% cu un diametru de 11/4 , ambele variante având alungirea țevilor diferită de 0.

SONDA 2
În urma calculului de verificare al pa rametrilor regimului de functionare efectuat pe
baza datelor din șantier s -a obținut un randament volumetric de 85,54 % in urmatoarele conditii

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

95
S= 1,2 m, n= 12 cd/min, dp= 11/4 in. În consecința s -a trecut la reproiectarea parametrilor
regimului de functionare, considerand mai multe variante de calcul, prezentate în tabelul de
mai jos.
Varianta dp S n t v
– inch m cd/min m %
1 11/2 2 6,47 0 0,74
2 11/2 1,5 6,47 0 0,99
3 11/4 2 6,76 0 1,01
4 11/2 0,9 6,76 0 1,62
5 11/2 1,2 6,76 0 1,2
6 11/2 1,5 6,76 0 0,95
7 11/2 2 6,76 0 0,7

Din tabelul de mai sus se observă că varianta cu randamentul volumetric optim este
varianta 6.

SONDA 3
În urma calculului de verificare al parametrilor regimului de functionare efectuat pe
baza datelor din șantier s -a obținut un randament volumetric de 84,18 % in urmatoarele conditii
S= 3,5 m, n= 8,1 cd/min, dp= 11/4 in. În consecința s -a trecut la reproiectarea parametrilor
regimului de fun ctionare, considerand mai multe variante de calcul, prezentate în tabelul de
mai jos.
Varianta dp S n t v
– inch m cd/min m %
1 1 ¼ 5 7,06 0 0,72
2 1 ¼ 4,5 7,06 0 0,81
3 1 ¼ 4 7,06 0 0,92
4 1 ¼ 3,5 7,06 0 1,06
5 1 ¼ 3 7,06 0 1,25
6 1 ¼ 2,5 7,06 0 1,53
7 1 ¼ 2 7,06 0 1,96
8 1 ¼ 1,5 7,06 0 2,74

Din tabelul de mai sus se observă că varianta cu randamentul volumetric optim este
varianta 3.

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

96
Pompaj intermitent:
In cadrul pompajului intermitent s -au considerat patru variante de calcul:
Varianta I Varianta II Varianta III Varianta IV
𝑛1=6,11 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑛1=7,75 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑛1=7,75𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛 𝑛1=6,11 𝑐𝑑
𝑚𝑖𝑛
𝑆=0,9 m 𝑆=1,5 m 𝑆=0,9 m 𝑆=1,5 𝑚
În urma calculelor varianta optimă în condițiile în care ține seama de criteriul energiei
minime consumate s -a aratat a fi varianta II prezentată în tabelul de mai jos.

tac hac tf T nc Ttf Q P W
ore m ore ore ciclu/zi ore/zi m3/zi kW kWh
0.5 4.873 0.205 0.705 34.059 6.970 2.308 0.933 6.505
1 9.626 0.402 1.402 17.115 6.885 2.280 0.922 6.347
2 18.784 0.778 2.778 8.640 6.720 2.225 0.900 6.046
3 27.499 1.129 4.129 5.813 6.561 2.173 0.878 5.763
4 35.791 1.457 5.457 4.398 6.407 2.122 0.858 5.497
5 43.681 1.764 6.764 3.548 6.260 2.073 0.838 5.246

Pompaj elicoidal:

În urma calculului de proiecatare în pompaj elicoidal pentru toate sondele se alege
pompa KUDU 60 TP 2000 , cu următoarele caracteristici:
• numărul de etaje 43 etaje;
• lungimea rotorului 5,7 m;
• lungimea statorului 5,223 m.
SONDA 1

Viteza de rotație n = 26 rot/min;
Puterea de antrenare N = 1,6 CP = 1,1931 kW;
𝜎𝑚𝑎𝑥 3,32∙108 𝑁𝑚2; ⁄
În urma calculului pentru prăjinile de pompare s -a ales oțelul 41MoCr11 cu rezistența
maximă admisibilă 𝜎𝑎=3,32∙108 𝑁𝑚2; ⁄

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

97

SONDA 2

Viteza de rotație n = 110 rot/min;
Puterea de antrenare N = 2,1 CP = 1,566 kW;
𝜎𝑚𝑎𝑥 1,6∙108 𝑁𝑚2; ⁄

În urma calculului pentru prăjinile de pompare s -a ales oțelul 20MoNi35 cu rezistența
maximă admisibilă 𝜎𝑎=3,53∙108 𝑁𝑚2; ⁄
SONDA 3

Viteza de rotație n = 215 rot/min;
Puterea de antrenare N = 10 CP = 7,457 kW;
𝜎𝑚𝑎𝑥 4,07∙108 𝑁𝑚2; ⁄

În urma calculului pentru prăjinile de pompare s -a ales oțelul 41MoCr11 cu rezistența
maximă admisibilă 𝜎𝑎=4,96∙108 𝑁𝑚2; ⁄

Urmărindu -se diagrama de mai sus ,din punct de vedere al consumului de energie
alegerea optimă cu privire la sistemul de extrac ție utilizat pentru sonda 1 având un debit de
1,3 m3/zi o reprezintă pompajul elicoidal.
1
1.64
6.5
1.1931P ,KW/ZI
Pompaj continuu
Pompaj Intermitent
Pompaj Elicoidal

Proiect de diploma Milu Dragos Bogdan

98
BIBLIOGRAFIE

1. Marcu Mariea , Extracția petrolului noțiuni fundamentale , Editura Universității din
Ploiești, Ploiești, 2012 ;
2. Marcu Mariea , Extracția petrolului sisteme de extracție , Editura Universității din
Ploiești, Ploiești, 2013 ;
3. I. Alexandru, Popescu, Boric, Extracția țițeiului prin pompaj de adâncime , Editura
Ziua , București , 2005.
4. Cristescu M. , Tehnologia extracției petrolului , Editura Universității din Ploiești,
Ploiești, 1993;
5. C. Popescu, M.P. Coloja, Extracția țițeiului si gazelor asociate , Editura Tehnică ,
București , 1993 , vol. I si II.
6. N. Petre, Petre Chițu -Militaru, Extracția țițeiului prin pompaj cu prăjini , Editura
Tehnică , București , 1986.
7. M.P. Coloja , Note de curs , Extracția petrolului , 2016
8. C-tin. Nicolescu, Note de curs , Extracția petrolului , 201 7
9. Documente din cadrul birourilor OMV Petrom Ploiesti.
10. ***,Kudu , www.kudupump.com
11. ***,Evolution oil tools inc, www.eotools.com
12. ***, Lufkin, www.lufkin.com
13. https://www.upg -ploiesti.ro/
14. www.tenaris.com
15. http://canadianartificiallift.com