авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 11 |

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное агентство по образованию Государственное образовательное учреждение высшего профессионального ...»

-- [ Страница 4 ] --

Метод, основанный на анализе передаточной функции, позволяет оценить степень усталостного повреждения путем определения изменения ферритной фазы в аустенитной стали в процессе пластической деформации. Изменение количества ферритной фазы в аустенитных метастабильных материалах обусловлено трансформацией кристаллической гамма- решетки аустенита в альфа- и дельта- феррит под действием циклической нагрузки. Происходящие на микроуровне изменения структуры материала носят аддитивный характер в течение эксплуатации и в результате становятся инициаторами макроразрушения элемента при его нагружении. Моделируя данный процесс локальным нагружением материала вдавливанием шарового индентора, по скорости прироста ферритной фазы в зависимости от величины нагрузки в процессе деформирования можно оценить накопленную усталость элемента в данном месте. Принцип измерения ферритной фазы основан на различии магнитных свойств парамагнитного аустенита и ферромагнитного феррита. Для измерения ферритной фазы при вдавливании используется электромагнитный преобразователь, совмещенный в одном блоке с инденторным узлом [2].

Список литературы 1 Пат. 2204131 RU, МКИ 7 G 01N 27/90. Электромагнитный преобразователь / И.Р. Кузеев., М.Г. Баширов, Н.М. Захаров, Г.И. Евдокимов, Э.М. Баширова // О. И. П. М. – 2003. - № 13.

2 Абагян А.А., Бакиров М.Б., Камышников О.Г. и др. Опыт продления срока службы энергоблоков с РУ ВВЭР-440 первого поколения/ Заводская лаборатория. Диагностика материалов. - 2003. - № 10. С. 49 – 56.

УДК 681.31:378. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ФИЗИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ И МОДЕЛИРУЮЩИХ СИСТЕМ ПРИ ИЗУЧЕНИИ МАССООБМЕННЫХ ПРОЦЕССОВ Клыков М.В.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Салавате) Массообменные процессы широко представлены в нефтепереработке и нефтехимии. Сложность технологических систем, включающих массообменные процессы, обусловливает специфические требования к организации учебного процесса. Наиболее оптимальным является сочетание теоретической подготовки с изучением наиболее распространенных массообменных процессов на физических моделях и моделирующих системах.

В филиале УГНТУ в г. Салавате на кафедре «Оборудование предприятий нефтехимии и нефтепереработки» создана лаборатория массообменных процессов. В ней представлены физические модели аппаратов физической абсорбции и десорбции двуокиси углерода, хемосорбции, перегонки жидкостей, сушки и изучения равновесия в системе “жидкость – пар”. Применение современных приборов позволяет за короткое время, 30 – 40 минут, выполнить опыты при различных параметрах процесса. Физические модели дополняются моделированием на ЭВМ процессов многокомпонентной ректификации, равновесия пар – жидкость, процессов массообмена и теплообмена в пленочных испарителях и реакторах.

Исследование массообменных процессов на каждой физической модели выполняется группой студентов из трех или четырех человек. Это позволяет выполнить каждым студентом свой вариант отличающийся условиями ведения процесса. В то же время студенты отмечают закономерности изменения процесса при изменении начальных условий.

Наглядность физических моделей позволяет более глубоко изучать процессы и оборудование для их реализации. Выполнение анализов составов газов и жидкостей дает практические навыки исследовательской работы в лаборатории.

На математических моделях изучаются различные методы оптимизации массообменных процессов, исследуются варианты, которые сложно, а иногда и невозможно реализовать на физических моделях.

Использование физического и математического моделирования массообменных процессов позволило интенсифицировать учебный процесс, закрепить и дополнить теоретические знания, полученные на лекционных занятиях.

УДК 621.929: 547. ПРИМЕНЕНИЕ СТАТИЧЕСКИХ СМЕСИТЕЛЕЙ В ПРОЦЕССАХ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЙ ПОДГОТОВКИ НЕФТИ Клыков М.В., Насибуллин Р.И.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Салавате) В процессе подготовки нефти к транспортировке по магистральным трубопроводам производят ее дегазацию (стабилизацию), обезвоживание и обессоливание. При этом в нее добавляют деэмульгаторы, ингибиторы коррозии, пресную воду и другие вещества. Для перемешивания этих веществ с нефтью используют смесители, различные по конструкции и принципу действия. К процессу перемешивания предъявляются противоречивые требования. С одной стороны, требуется обеспечить достаточную интенсивность и равномерность перемешивания, с другой стороны, желательно избежать дробления пластовой и пресной воды на слишком мелкие капли, так как это затрудняет их дальнейшее отстаивание.

Характерно также то, что требуется перемешать сравнительно небольшое количество вещества с большим потоком нефти.

Статические смесители удовлетворяют этим требованиям.

Представляется целесообразным использовать статические смесители в которых жидкость движется по наклонным к оси потока каналам и которые имеют развитую поверхность контакта. При движении вблизи стенок за счет большого градиента скоростей происходит дробление крупных капель воды, но существует критический размер капель, и капли меньшего размера не дробятся. Это позволяет регулировать минимальный размер капель путем подбора гидродинамического режима.

В филиале УГНТУ в г. Салавате разработана конструкция статического смесителя, представляющего собой пакеты из гофрированных металлических полос с наклонными гофрами треугольной и трапецеидальной формы (См. А.с. СССР № 1542597). Эта конструкция вполне удовлетворяет требованиям процессов подготовки нефти.

Было изготовлено два комплекта смесительных элементов для ЗАО НТК «Модульнефтегазкомплект». Они предназначены для перемешивания деэмульгатора с потоком нефти. Расход нефти 15000 тонн в сутки.

Диаметр смесителей 400 мм, суммарная длина статического смесителя 2000 мм. Материал - листовая коррозионностойкая сталь толщиной 0,3 мм.

А.с. СССР № 1542597. Статический смеситель / М.В. Клыков, Р.И.

Насибуллин, В.И. Борзенко.- Бюл. № 6, 1990 г.

УДК 621. ДИНАМИКА ЭЛЕКТРОПРИВОДА МЕХАНИЗМОВ ПОДЪЕМА Буланкин Н. К.

(Уфимский государственный нефтяной технический университет Филиал в г. Салавате) В последние годы в крановом электроприводе начинает широко использоваться преобразовательная техника постоянного и переменного тока для регулирования его координат, в основном скорости вращения электродвигателя [1]. Для ограничения динамических нагрузок в переходных режимах работы устанавливаются требуемые значения времени разгона и торможения, которые затем остаются постоянными.

Кроме этого, приведенный к валу электродвигателя момент инерции сильно зависит от веса поднимаемого (опускаемого) груза. Настройка контуров регулирования производится на номинальный вес груза или на некоторое его усредненное значение. В результате при отклонении фактических условий работы электропривода от расчетных существенно снижаются показатели качества регулирования, особенно при действии внешних возмущений.

В данной работе рассматривается система регулирования электроприводом механизма подъема, в которой регулируемым параметром является не скорость вращения электродвигателя, а усилие, действующее на подшипники барабана.

Структурная схема подобной системы регулирования, которая представляет собой ее динамическую модель, изображена на рисунке 1.

В динамической модели механическая часть системы электропривода принята двухмассовой, так как канат представляет собой упругую механическую связь между грузом и барабаном. При подъеме и опускании груза канат попеременно натягивается и ослабляется, в результате чего возникают упругие механические колебания.

Wм – – 0 М Uзм Uу W Wрм Wп Wэ Wм – М Uм Ком Рисунок 1 – Расчетная структурная схема системы регулирования момента электропривода механизма подъема В динамических моделях систем электропривода типа управляемый преобразователь-двигатель отрицательная электромеханическая обратная связь должна охватывать преобразователь, так как питание на электродвигатель поступает не от сети, а от управляемого преобразователя [2]. В структурной схеме – это обратная связь через регулятор момента.

Регулируемым параметром является момент М12, который передается от груза на барабан с помощью каната. Его величина пропорциональна весу груза, а следовательно, усилию на подшипники барабана.

В соответствии со структурной схемой передаточная функция объекта регулирования момента будет равна W Wорм = WпWэW м1. (1) 1 + W12W м Передаточные функции отдельных звеньев имеют вид е Кп C 1 Wп = ;

Wэ = ;

W м1 = ;

W12 = 12 ;

W м 2 =, (2) Тп р +1 Тэ р +1 p J J1 р где и коэффициент передачи и постоянная времени Кп Тп – преобразователя;

е и Тэ – модуль жесткости естественной механической характеристики и электромагнитная постоянная времени электродвигателя;

J1 и J2 – приведенные моменты инерции первой и второй массы;

С12 - коэффициент жесткости упругой механической связи.

Расчет параметров передаточных функций звеньев осуществляется по методикам, изложенным в [2].

Подставим значения передаточных функций звеньев в уравнение (1) и после преобразований получим К п е J 2С ).

Wорм = (3) J1 (Т п р + 1)(Т э + 1)(J 2 р 2 + С При настройке на технический оптимум желаемая передаточная функция разомкнутого контура регулирования имеет вид [2] 1 / К ом W раз м = ( ), (4) 2 Тµм р Тµм р + где Ком – коэффициент отрицательной обратной связи по моменту;

Тµ м – сумма малых некомпенсируемых постоянных времени в передаточной функции объекта регулирования момента.

Принимаем за некомпенсируемые постоянные времени Тп и Тэ. В результате передаточная функция регулятора момента будет равна ( ) Т м1 J 2 р 2 + С W раз м W рм = =, (5) К ом К п J 2C12 (Т п + Т э )р Wорм где Тм1 – электромеханическая постоянная времени (Тм1 = J1/е).

Выражение представляет собой передаточную функцию (5) интегрально-дифференциального регулятора.

Если преобразовать выражение (5) и передаточную функцию регулятора момента записать в виде 1 Т м W рм = + р, (6) К ом К п (Т п + Т э ) J 2 р С то можно видеть, что от момента инерции J2 второй массы (то есть от веса груза) зависит только интегральная составляющая данного регулятора.

Современные регуляторы реализуются, как правило, на базе микропроцессорной техники и в библиотеке алгоритмов управления имеют алгоритмы регулирования с автоподстройкой настроечных параметров.

Упрощенная структурная схема интегрально – дифференциального регулятора момента с автоподстройкой времени интегрирования изображена на рисунке Сигнал обратной К3 2.

Uм связи по моменту Uм К1 И Uу проходит через блок с Uзм коэффициентом К2 Д – передачи К3 и поступает Рисунок 2 – Структурная схема регулятора в интегрирующий блок момента с автоподстройкой И, где по линейному закону изменяет время интегрирования в зависимости от величины регулируемого параметра (усилие на подшипниках барабана).

При малом весе груза время интегрирования регулятора также будет мало и темп разгона (торможения) при подъеме (опускании) груза будет достаточно большим. При увеличении веса груза время интегрирования регулятора будет возрастать, а темп разгона (торможения) при подъеме (опускании) груза будет уменьшаться. В результате натяжение каната во всех переходных режимах работы электропривода подъема будет оставаться постоянным.

Дифференциальная составляющая регулятора момента зависит от коэффициента жесткости упругой механической связи. Время дифференцирования ТД = 1/С12 имеет большое значение при малых значениях коэффициента жесткости (например, большая длина каната), способствует быстрому гашению упругих механических колебаний, и стремится к нулю, когда коэффициент жесткости стремится к бесконечности (малая длина каната, например, при небольшой высоте подъема).

Список литературы 1 Яуре А. Г., Певзнер Е. М. Крановый электропривод: Справочник. – М.: Энергоатомиздат, 1988. – 344 с.

2 Ключев В. И. Теория электропривода: Учебник для вузов. – М.:

Энергоатомиздат, 2001. – 704 с.

УДК 621. ПРИМЕНЕНИЕ РЕГУЛИРУЕМОГО ЭЛЕКТРОПРИВОДА В СИСТЕМАХ ПРОМЫШЛЕННОЙ ВЕНТИЛЯЦИИ Буланкин Н. К.

(Уфимский государственный нефтяной технический университет Филиал в г. Салавате) В системах промышленной вентиляции в основном используются центробежные вентиляторы. Они предназначены для вентиляции производственных, бытовых и административных помещений зданий, а также для отсоса вредных веществ, паров легковоспламеняющихся жидкостей (ЛВЖ) и горючих газов из производственных помещений.

Системы промышленной вентиляции относятся к вспомогательному оборудованию (так как непосредственно не участвуют в технологических процессах), поэтому работа по их эффективному использованию на предприятиях практически не проводится. Однако они расходуют до 20 % потребляемой предприятиями электроэнергии, поэтому важное значение имеет внедрение мероприятий, позволяющих уменьшить этот показатель.

Одним из направлений снижения электропотребления является применение в системах промышленной вентиляции частотно регулируемого электропривода и автоматическое регулирование производительности вентиляторов в зависимости от параметров, обеспечивающих их эффективную работу [1]. Например, в [2, 3] указывается, что частотное регулирование производительности вентиляторов позволяет уменьшить потребление электроэнергии на 50…100 % в зависимости от их нагрузки.

Частотное регулирование производительности вентиляторов заключается в изменении скорости вращения рабочего колеса путем изменения частоты питающего электродвигатель напряжения с помощью преобразователя частоты. Так как центробежные вентиляторы работают без противодавления, то их производительность находится в прямой зависимости от скорости вращения рабочего колеса вентилятора [3].

Центробежные вентиляторы имеют статическую нагрузку вентиляторного типа, поэтому для них можно использовать простые и дешевые преобразователи частоты с вентиляторным законом частотного управления.

Все промышленные вентиляторы делятся на приточные и вытяжные.

Приточные вентиляторы служат для вентиляции помещений путем подачи в них свежего воздуха. Эффективность работы приточных вентиляторов определяется кратностью вентиляции, величина которой устанавливается санитарно-гигиеническими нормами (например, температура в помещении, концентрация углекислого газа и других вредных примесей). Так как при выборе вентиляторов их производительность всегда оказывается завышенной, то наиболее эффективным является регулирование их производительности по содержанию вредных примесей в помещении. Учитывая, что все приточные вентиляторы обеспечиваются калориферами, то в холодное время регулирование температуры приточного воздуха производится за счет изменения подачи в калорифер горячей воды или пара [1].

На взрывоопасных производствах приточные вентиляторы применяются также для создания избыточного давления в помещениях, в которых располагается электрооборудование и возможно образование искры (например, помещения пунктов управления, трансформаторных и распределительных подстанций). Производительность таких вентиляторов следует регулировать по давлению в данных помещениях.

Вытяжные вентиляторы предназначены для отсоса из производственных помещений вредных веществ, паров ЛВЖ и горючих газов. Производительность вытяжных вентиляторов необходимо согласовывать с производительностью приточных вентиляторов. Для таких случаев наиболее эффективным является регулирование производительности вытяжных вентиляторов в зависимости от производительности приточных вентиляторов (регулирование соотношения расходов воздуха), а регулирование производительности приточных вентиляторов осуществлять по концентрации вредных веществ, паров ЛВЖ и ли горючих газов.

Список литературы 1 Меклер В. Я., Раввин Л. С. Автоматическое регулирование санитарно-технических и вентиляционных систем: Учебник для техникумов. – М.: Стройиздат, 1982. – 224 с.

2 Быстрицкий Г. Ф. Энергосиловое оборудование промышленных предприятий: Учеб. пособие для высш. учеб. заведений. – М.:

Издательский центр «Академия», 2003. – 304 с.

3 Иванов Г. М., Онищенко Г. Б. Автоматизированный электропривод в химической промышленности. – М.: Машиностроение, 1975. – 312 с.

УДК 697. МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЕНТИЛИРУЕМЫХ ПОМЕЩЕНИЙ Буланкин Н. К., Баширов М. Г.

(Уфимский государственный нефтяной технический университет Филиал в г. Салавате) В атмосфере производственных, административных и бытовых помещениях в результате деятельности людей, производственных и технологических процессов происходит непрерывное накопление различных вредных веществ (углекислого и других негорючих и горючих газов, паров жидкостей и т. п.). Для поддержания требуемых санитарно гигиенических условий применяются системы приточной вентиляции, которые подают свежий наружный воздух. При этом за счет разности давлений загрязненный воздух выталкивается из помещений наружу через окна, двери и другие неплотности, в результате чего концентрация вредных веществ в вентилируемых помещениях уменьшается.

Для повышения эффективности использования систем вентиляции Gзаг cзаг необходимо регулирование Gсв производительности вентиляторов в ссв зависимости от содержания вредных Vnм Gnм веществ в вентилируемом помещении.

сnм Расчет автоматических систем Модель вентилируемого регулирования производится на помещения основании динамических моделей объектов регулирования, которые можно получить экспериментальными или аналитическими методами.

Рассмотрим один из аналитических методов получения динамической модели вентилируемого помещения (См. Полоцкий Л. М., Лапшенков Г. И.

Автоматизация химических производств. Теория, расчет и проектирование систем автоматизации).

На рисунке изображена схема вентилируемого помещения. С точки зрения динамической модели вентилируемое помещение представляет собой емкость объемом Vпм, заполненную газом (воздухом). В него поступает загрязненный воздух с расходом Gзаг и концентрацией вредных примесей сзаг. С помощью приточного вентилятора подается свежий воздух с расходом Gсв и концентрацией вредных примесей в атмосфере ссв.

Часть очищенного воздуха с расходом с Gпм и остаточной концентрацией вредных примесей спм через неплотности помещения выталкивается наружу.

Для получения динамической модели вентилируемого помещения запишем уравнение материального баланса в дифференциальной форме с учетом концентрации вредных примесей в каждом потоке:

dспм + Gпм спм = G заг с заг + Gсв ссв.

Vпм (1) dt Данное уравнение является нелинейным, так как три его слагаемых содержат произведения переменных. Производим линеаризацию данного уравнения путем его разложения в ряд Тейлора до первого порядка малости. В результате после несложных преобразований получим d с пм + Gпм с пм = Vпм dt с пм Gпм.

= G заг с заг + с 0 G заг + Gсв ссв + ссв Gсв 0 0 0 0 (2) заг Введем следующие обозначения:

спм Gсв Gпм G заг с заг ссв у= ;

х1 = ;

х2 = ;

z1 = ;

z2 = ;

z3 = ;

0 0 0 0 0 Gсв Gпм G заг спм с заг ссв 00 0 ссв Gсв с заг G заг к1 = к5 = ;

к 2 = 1 ;

к3 = к 4 =.

00 Gпм спм Gпм спм Подставим данные обозначения в уравнение (2):

dу + у = к1 х1 к 2 х2 + к3 z1 + к 4 z 2 + к5 z3, (3) Т dt где у – относительная регулируемая величина;

х1 и х2 – относительные управляющие воздействия;

z1, z2 и z3 – относительные возмущающие воздействия;

к1, к2, к3, к4 и к5 – коэффициенты усиления;

Т = Vпм / Gпм – постоянная времени объекта регулирования.

Постоянная времени Т определяет емкость объекта регулирования.

Переводим уравнение (3) в операторную форму:

(Тр + 1) у = к1 х1 к 2 х2 + к3 z1 + к 4 z 2 + к5 z3. (4) На основании уравнения (4) можно записать пять передаточных функций. Из них две по каналам управления:

W1 ( р ) = ;

W2 ( р ) = к1 к (5) Тр + 1 Тр + и три по каналам возмещения:

W3 ( р ) = ;

W4 ( р ) = 4 ;

W5 ( р ) = 5.

к3 к к (6) Тр + 1 Тр + 1 Тр + Автоматическое регулирование концентрации вредных примесей в вентилируемом помещении по дополнительному каналу Gпм спм при помощи систем вытяжной вентиляции производится в том случае, когда скорость их притока достаточно велика и возникает опасность пожара или взрыва (например, при авариях во взрывоопасных помещениях).

_ Полоцкий Л. М., Лапшенков Г. И. Автоматизация химических производств. Теория, расчет и проектирование систем автоматизации. – М.: Химия, 1982. – 296 с.

УДК 621. ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДОВ ИНТЕРПОЛЯЦИИ ДЛЯ РАСЧЕТА ПУСКОВЫХ ХАРАКТЕРИСТИК АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ Буланкин Н. К.

(Уфимский государственный нефтяной технический университет Филиал в г. Салавате) Важное значение для анализа работы и выполнения различных расчетов являются механические М = f (s) и электромеханические I = f ( s ) пусковые характеристики асинхронных двигателей, уравнения которых выводятся на основании схемы замещения [1]. Г-образная схема замещения для одной фазы асинхронного двигателя изображена на рисунке.

I1 R1 x1 R2 x I (1-s)R2/s U1ф Iµ Г-образная схема замещения асинхронного двигателя Приняв ток намагничивания Iµ 0, из данной схемы замещения получаем уравнение пусковой электромеханической характеристики:

U1ф I1 I 2 =, (1) (R1 + R2 / s )2 + (x1 + x2 ) где U1ф – фазные напряжения в обмотках статора, В;

R1, R'2, x1 и х2– активные и реактивные сопротивления одной фазы обмоток статора и ротора, Ом;

s – скольжение ротора.

Электромагнитный момент асинхронного двигателя, Н·м, равен Рэм М= = 3I 22 R2 /s, (2) где Рэм – электромагнитная мощность, Вт;

– скорость идеального холостого хода, рад/с.

Подставляем выражение (1) в (2) и получаем уравнение пусковой механической характеристики:

3U 2 R2 / s [ ].

1ф M= (3) 0 (R1 + ) + ( x1 + x2 ) R2 Уравнения (1) и (3) являются неудобными для практического применения, так как при выполнения расчетов необходимы численные значения активных и реактивных сопротивлений обмоток статора и ротора, которые приводятся только в специальных справочниках.

В практических расчетах пусковых механических характеристик широко используется уравнение Клосса, которое имеет следующий вид:

2 M k (1 + a sк ) M=, (4) s / sк + s к / s + 2a sк где Мк – критический (максимальный) момент, Н·м;

sк – критическое скольжение ротора;

а = R1 /R2 – отношение активных сопротивлений.

Однако и в уравнении Клосса имеются две неизвестные величины:

коэффициент а и критическое скольжение sк, которые также не приводятся в справочниках по асинхронным двигателям. В учебной литературе рекомендуется принимать значение коэффициента равным а 1, а расчет критического скольжения проводить по формуле [1]:

sк = s н К м + К м 1, (5) где Км = Мк/Мн – кратность максимального момента.

Но у реальных асинхронных двигателей R1 R2, формула (5) также является приближенной, поэтому даже на линейном участке пусковой механической характеристики уравнение Клосса дает большую погрешность. Например, погрешность расчета номинального момента по уравнению (4) с такими значениями а и sк составляет около 8 %. В хвостовой части пусковой механической характеристики погрешность расчета еще выше.

Для точного определения значений а и sк можно воспользоваться методом нелинейной интерполяции [2]. С этой целью уравнение (4) записывается для условий номинального и пускового режимов:

2 K м (1 + a sк ) 1=, (6) s н / s к + s к / s н + 2a s к 2 К м (1 + a s к ) Kп =. (7) 1 / s к + s к + 2a s к Из уравнения (7) находится выражение для расчета коэффициента а:

( ) K п 1 + s к 2 K м sк a=. (8) 2 s к (K м K п ) После подстановки выражения (8) в уравнение (6) и путем ряда последовательных преобразований получается квадратное уравнение относительно критического скольжения sк [(К м К п ) sн К п (К м 1)]sк + [2sн К м (К м 1) 2sн K м (К м К п )]sк + [ ] + sн (К м К п ) sн К п (К м 1) = 0, (9) решая которое, можно определить численное значение критического скольжения sк, а затем по формуле (8) вычислить коэффициент а.

Погрешность расчета номинального и пускового моментов по уравнению Клосса при таком методе определения коэффициента а и критического скольжения sк не превышает 1 %.

Уравнение для расчета пусковой электромеханической характеристики, удобное для практического применения, выводится с учетом изменения активного сопротивления обмотки ротора R2 за счет эффекта вытеснения тока при изменении его частоты у асинхронных двигателей с короткозамкнутым ротором. Вывод данного уравнения производится следующим образом.

Из уравнения (1) определяется полное суммарное сопротивление обмоток статора и ротора:

U1ф (R1 + R2 / s )2 + (x1 + x2 )2 = Z= (10) I и подставляется в уравнение (3):

2 2 3U1ф R2 3U1ф R2 I1 3 I1 R M= = =. (11) 0s 0 sZ 2 0 sU1ф Из выражения (11) находится активное сопротивление ротора 0sM R2 =, (12) 3I с помощью которого определяется его значения для условий номинального R2н и пускового R2п режимов путем подстановки исходных данных этих режимов.

Предположив, что по мере разгона двигателя за счет эффекта вытеснения тока активное сопротивление обмотки ротора R2 уменьшается в зависимости от скольжения s по линейному закону, можно определить эту зависимость по методу линейной интерполяции [2].

Уравнение линейной интерполяции для номинального и пускового режимов работы двигателя имеет вид R2 R2 н s sн =, (13) R2п R2н sп sн откуда R2 = b1s b0, (14) где коэффициенты b1 и b0 вычисляются по формулам:

R R2н R2n R2н b1 = ;

b0 = R2н 2 п sн.

sn s н s п sн Далее из уравнения (3) выражается полное сопротивление обмоток статора и ротора 3R Z = U 1ф (15) 0 Ms и подставляется в уравнение (1). В результате, с учетом выражения (14), получается уравнение пусковой электромеханической характеристики асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором, удобное для практических расчетов:

0M s I1 =. (16) 3 (b1s b0 ) Потребляемый ток рассчитывается по уравнению (16) для тех же задаваемых значений скольжения роторы, что и момент при расчете пусковой механической характеристики асинхронного двигателя.

В асинхронных двигателях с фазным ротором сопротивление ротора не зависит от скорости вращения, так как его обмотки выполнены таким образом, что в них отсутствует эффект вытеснения тока при изменении его частоты. Активное сопротивление ротора определяется по формуле (12) для условий номинального или пускового режимов, а расчет пусковой электромеханической характеристики производится по уравнению 0M s I1 =. (17) 3R Таким образом, применение методов линейной и нелинейной интерполяции позволяет получить уравнения для расчета пусковых механических и электромеханических характеристик асинхронных двигателей. Данные уравнения очень удобны для практических расчетов при выполнении студентами различных контрольных заданий.

Список литературы 1 Копылов И. П. Электрические машины: Учебник для вузов. – М.:

Высш. шк.;

Логос;

2000. – 607 с.

2 Турчак Л. И. Основы численных методов: Учеб. пособие. – М.:

Наука, 1987. – 320 с.

УДК 621. ПРОБЛЕМА ИЗУЧЕНИЯ ЛИНЕЙНЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ Буланкин Н. К.

(Уфимский государственный нефтяной технический университет Филиал в г. Салавате) В учебниках по электрическим машинам среди прочих специальных машин рассматриваются и линейные электрические двигатели [1, 2].

Обычно приводится краткое описание конструкции и принципа действия, указываются особенности электромагнитных процессов (например, наличие краевого эффекта и магнитных тяжений) и варианты возможного применения. В учебниках по электрическому приводу тема линейного электропривода вовсе не рассматривается Учитывая, что [3].

использование линейных электродвигателей в качестве электропривода с каждым годом становится все шире и шире, такого объема информации для их изучения явно недостаточно, особенно в части применения в различных транспортных средствах. Ниже приведены несколько положений из теории линейных электродвигателей, которые необходимо включить в рабочие программы по электрическим машинам и электроприводу [4].

Особенностью линейных электродвигателей является прямое преобразование электрической энергии в механическое поступательное движение. При этом для создания силы тяги в транспортных средствах не требуется применение системы «колесо-дорога», которая имеет множество недостатков. Основным из них является пробуксовывание колес, величина которого возрастает при увеличении скорости движения. Это приводит у интенсивному износу колеса и дороги. Однако при создании транспортных средств с линейным электроприводом появилось множество трудностей и проблем. Основные из них следующие:

1) экономические, связанные с появлением путевой структуры вдоль всего пути, на которой должна размещаться одна из частей линейного электродвигателя;

2) проблема начальных капитальных вложений, связанная с созданием новой железнодорожной или шоссейной сети, новых конструкций транспортеров и конвейеров;

3) проблема механического воздействия на путь, так как в линейных электродвигателях силы притяжения между статором и ротором не уравновешены и создают дополнительное давление на путь, для компенсации которого необходимо либо уменьшать полезную нагрузку, либо принимать специальные меры, например, создавать отталкивающие усилия (за счет эффекта левитации);

децентрирующие силы, возникающие в плоскости, 4) перпендикулярной оси, вдоль которой в электромагнитной системе создаются силы взаимного отталкивания двух ее частей. Они стремятся вывести электромагнитную систему из положения наибольшего взаимодействия;

проблема воздушного зазора, величина которого между 5) подвижной и неподвижной частями линейных электродвигателей составляет 50-150 мм, что в 50-100 раз больше, чем у круговых электродвигателей;

6) проблема краевых эффектов, в частности продольного краевого эффекта. За счет переходных процессов во вторичных контурах, непрерывно входящих в область активной зоны машины, и аналогичных контурах, покидающих эту зону, возникает вторичный продольный краевой эффект, который оказывает тормозящее воздействие.

По указанным причинам конструкция и обмотки статора и ротора линейных электродвигателей существенно отличается от круговых электродвигателей.

Различают три вида линейных электроприводов:

1) прямой линейный электропривод, в котором на транспортном средстве размещаются элементы, потребляющие от внешнего источника энергию и преобразующие ее в механическую энергию;

2) обращенный линейный электропривод, у которого указанные элементы расположены неподвижно вдоль пути;

3) линейный электропривод с циклическим возвратно-поступатель ным движением ротора и перемещаемых масс.

Существует множество вариантов линейных электродвигателей для транспортных средств. Наиболее перспективными являются:

Линейные электродвигатели, в которых магнитопроводы, 1) располагаемые вдоль пути, выполняются попеременно полюсными, а фазные обмотки статора укреплены на тележке со смещением относительно друг друга на угол 3600/т для машин с любым числом фаз т, большим двух. В двухфазных линейных электродвигателях фазные обмотки смещены относительно друг друга на угол 900.

2) Линейные электродвигатели с двухфункциональными обмотками на статоре и безобмоточными полюсами, выполненными из ферромагнитного материала. Их характеристики близки к характеристикам машин постоянного тока, поэтому такие системы называются автосинхронным электроприводом постоянного тока.

Линейные электродвигатели с полной или частичной 3) компенсацией сил притяжения между их подвижными и неподвижными частями, для чего используется дополнительная обмотка.

Упрощенная схема прямого линейного электродвигателя с двухфункциональной обмоткой изображена на рисунке 1.

Подвижная часть содержит однопакетную первичную часть 2 с развернутой двухслойной обмоткой 3, а вторичная часть 1, выполненная в виде поперечных ферромагнитных брусьев, расположена неподвижно вдоль направления движения. Обмотка вторичной части 1 выполнена в виде рифленой стенки 4 и соединяет между собой ферромагнитные брусья (изображена на рисунке 2).

Во втором варианте (обращенном) неподвижной является первичная часть 2 с обмоткой 3 (рисунок 1), а вторичная часть выполнена подвижной и установлена на тележке.

Обмотка 3 одновременно является обмоткой якоря и обмоткой возбуждения. Она разделена на секции, которые сдвинуты на половину полюсного деления. Все начала секций обмотки 3 подключены к тиристорному коммутатору, а все концы секций присоединены к общей шине. Секции обмотки поочередно подключаются к цепи возбуждения и к цепи питания якоря синхронизировано с положением обмотки относительно магнитопровода 1. Синхронизация переключения секций осуществляется посредством датчиков положения и схемы управления.

Схема управления двигателем осуществляет переключение секций таким образом, чтобы полярность полюсов магнитопровода всегда оставалась одинаковой.

3 2 N S N S Рисунок 1 – Линейный двигатель с двухфункциональной обмоткой 4 Рисунок 2 – Рифленая обмотка вторичной части Системы линейного электропривода, как правило, обладают наряду с тяговым усилием также и усилием взаимного притяжения первичной и вторичной частей. Это обстоятельство может оказаться полезным, например, в комбинированных системах так называемых усилителей тяги или вредным, например, в карьерном линейном электроприводе или аналогичной транспортной системе, где основное ограничение накладывают опорные возможности рельсов.

У транспортных средств, использующих линейный автосинхронный двигатель, сила притяжения обычно существенно ( в 1,5-3 раза) превышает силу тяги. При использовании таких транспортных средств на крутых подъемах, где сила тяги должна составлять значительную долю от веса транспортируемой единицы подвижного состава, ограниченные опорные возможности рельсов заставляют резко снижать перевозимый полезный груз и транспортное средство становится малоэффективным.

В ряде случаев (в частности, для высокоскоростного движения) желательна полная компенсация давления транспортного средства на рельсы, которые остаются для центрирования его относительно пути.

Оптимальным является вариант, при котором компенсация веса транспортного средства достаточна для того, чтобы небольшие неровности на поверхности пути не вызывали нежелательной тряски, но недостаточна для того, чтобы оно повисло над путем с опасностью серьезного удара при исчезновении по какой-либо причине компенсирующего усилия.

Указанным требованиям удовлетворяют транспортные средства с обращенным линейным автосинхронным двигателем, у которого первичная часть размещается вдоль пути, а вторичная часть на транспортном средстве. Особенностью конструкции таких линейных электродвигателей является то, что подвижная вторичная часть имеет компенсационную обмотку. Под действием токов этой обмотки создается сила, направленная вверх, и уменьшает давление колес на рельсы пути.

Величину этой силы можно регулировать путем изменения тока в компенсационной обмотке в зависимости, например, от усилия на подшипники.

Список литературы 1 Копылов И. П. Электрические машины: Учебник для вузов. – М.:

Высш. шк.;

Логос;

2000. – 607 с.

2 Иванов-Смоленский А. В. Электрические машины: Учебник для вузов. – М.: Энергия, 1980. – 928 с.

3 Онищенко Г. Б. Электрический привод: Учебник для вузов. – М.:

РАСХН, 2003. – 320 с.

4 Свечарник Д. В. Линейный электропривод. – М.: Энергия, 1979. – 152 с.

УДК 66.063. ОПЫТ ОСВОЕНИЯ ФТАЛАТНЫХ ПЛАСТИФИКАТОРОВ НА ОАО «САЛАВАТНЕФТЕОРГСИНТЕЗ»

А.А. Рахимкулова, Ф.Т. Рахматуллина, М.М. Залимова (Стерлитамакский филиал УГНТУ) В настоящее время выпускается более 30 марок пластификаторов.

Ведущая роль принадлежит фталатам, удельная масса которых в общем объеме производства пластификаторов достигает 88%. Среди них следует отметить высококачественные фталаты на основе высших спиртов: ди – – этилгексилфталат, диалкилфталат С7 – С9;

диалкилфталат С8 – С10;

дигексилфталат.

В себестоимости товарного пластификатора 60% затрат составляют указанные спирты. По этой причине одним из путей снижения себестоимости является использование дешевых и доступных высших спиртов.

При производстве бутиловых спиртов из-за несовершенства технологии образуется до 20 тыс. тонн так называемых кубовых остатков бутиловых спиртов (КОБС), которые не находили квалифицированного применения.

Исследованиями установлено, что путем ректификации можно выделить узкую фракцию спиртов, а после дополнительного гидрирования и ректификации появляется возможность использовать их для синтеза фталатных пластификаторов. Отсутствие свободной мощности для гидрирования узкой фракции спиртов С8, удорожание товарной продукции делает целесообразным поиск технологии синтеза фталатных пластификаторов С8 без дополнительного гидрирования и ректификации.

На производственном объединении «Салаватнефтеоргсинтез»

катализатором реакции этерефикации фталевого ангидрида спиртами С8 – С10 в пластификатор служат серная кислота и тетрабутилоксититанат (ТБОТ).

Основным недостатком серной кислоты как катализатора является то, что в процессе этерификации под воздействием серной кислоты молекулы спиртов взаимодействуют друг с другом с образованием непредельных соединений. Поэтому избыточные спирты, отгоняемые на стадии ректификации от пластификатора, содержат много примесей, следовательно, требуют дополнительной очистки перед возвратом в цикл.

Не исключается возможность разложения органических соединений, а также образование сложных эфиров сульфокислот, что приводит к снижению цветостабильности пластификатора. Для удаления катализатора из сложного эфира – сырца необходимо провести нейтрализацию щелочным агентом и ряд водных промывок.

Титановый катализатор позволяет получать пластификаторы высокого качества, оборотные спирты могут быть повторно использованы для синтеза. Катализаторы отделяются методом фильтрования.

При использовании серной кислоты ТБОТ в качестве катализатора необходимы стадии: нейтрализации, отмывка, фильтрация, сушка товарного пластификатора. В результате образуется большое количество сточных вод, осложняется технология, требуется ручной труд на стадии фильтрации. Все перечисленные недостатки производства пластификаторов приводят к повышению себестоимости товарной продукции, ухудшается экологическая обстановка, и возрастает загазованность производственных помещений.

Были проведены исследования кинетики этерификации фталевого ангидрида спиртами С8, выделенными из кубового остатка. Выход спиртов 40%, концентрация спиртов С8 – 80%, остальное сложные эфиры, полуацетали, ацетали.

Таблица Материальный баланс Взято тн Получено тн 1Фталевый ангидрид 228,15 1Пластификатор - 410, товарный 2Узкая фракция С8 в оборотных 612,3 - 41, спиртах ТБОТ 31,0 -в сточных водах 3Катализатор 9, приго-товлен на уз кой фракции С 4Щелочь, конц. 1,7% 2Оборотные спирты 40,0 390, 5Пар в колонну 3Сточная вода 336,0 21, К-240 – по реакции - со щелочью 39, -конденсат после К - 336, Всего: 1247,45 1247, Расход на 1 т пластификатора:

фталевый ангидрид – 556,0 кг узкая фракция – 1566,6 кг Таблица 2 - Качество товарного пластификатора ДЭГФ Наименование По требованию ТУ Фактические показателей показатели 1Внешний вид Маслянистая жидкость светло коричневого цвета без мех. примесей 2Плотность при 200 С, 0,980 – 0,990 0, г/см 3Температура вспышки, 190 С, не ниже 4Кислотное число, мг 0,5 0, КОН/г, не более 5Летучесть, % вес 0, 6Число омыления, мг КОН/г 7Температура застывания, минус С Для сравнения скорости реакции в качестве эталона использовали 2 – этилгексанол с содержанием основного вещества 98%. Результаты опытов приведены на рисунке 1.

Исследования показали, что для достижения одинаковой скорости этерификации количество спиртов С8 необходимо брать на 25% больше, чем 2 – этилгексанола. Видно, что в присутствии титанового катализатора за 6 часов синтеза можно снизить кислотное число реакционной массы до 2 мг КОН/г. Реакционная масса обрабатывалась сухой содой для нейтрализации остаточной кислоты и фильтровалась через бумажный фильтр.

Результаты исследований позволили освоить на ОАО «Салаватнефтеоргсинтез» промышленное производство пластификатора марки ДЭГФ, с использованием оборудования второй нитки пластификаторов цеха № 48.

Процесс проводится в трех последовательно соединенных реакторах с мешалками, отдувка остальных спиртов осуществляется в двух отпарных колоннах. Пластификатор проходит фильтрацию через пресс-фильтр (рисунок 2).

В таблицах 1,2 приведен материальный баланс и качество товарного пластификатора. Видно, что по разработанной методике можно получить высококачественный пластификатор, себестоимость которого на 30% ниже пластификатора марки ДОФ.

УДК 620.197.1: 629.10. ПОЛИВИНИЛХЛОРИДНЫЕ ЛИПКИЕ ПЛЕНКИ ДЛЯ ИЗОЛЯЦИИ МАГИСТРАЛЬНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ Залимова М.М., Рахимкулова А.А., Рахматуллина Ф.Т.

(Стерлитамакский филиал УГНТУ) Защита технологического оборудования магистральных трубопроводов от коррозий путем изоляции поливинилхлоридной липкой пленкой (ПВХ - пленкой), является одним из важных условий безопасной эксплуатации оборудований.

При производстве липкой ПВХ – пленки применяют дорогостоящие фталатные пластификаторы марки ДОФ.

С целью снижения себестоимости ПВХ – пленки проведены исследования по частичной замене фталатного пластификатора на пластификатор «Пласта», который можно выделить из кубового остатка от регенерации кобальта производства бутиловых спиртов (КОРК).

В данном сообщении приведены результаты исследования свойств пластификатора «Пласта» в зависимости от условий ректификации КОРК и его влияние на качество ПВХ – пленки.

Исходным сырьем является КОРК ОАО «Салаватнефтеоргсинтез».

Анализ сырья позволил получить следующие результаты:

Плотность, г/см3 – 0, Число, мг КОН/г :

кислотное - эфирное – гидроксильное – Пределы выкипания (% масс), оС до 270 - остаток выше 310 - 51.

При изготовлении опытной партии пластификатора «Пласта» на ЗАО «Каустик» при различных температурных режимах установлено, что качество пластификатора зависит от режима разгонки кубового остатка.

Превышение температуры более 230 С приводит к разложению о высококипящих соединений, снижению выхода и летучести пластификатора.

Ниже приведены показатели и состав КОРК ОАО «Салаватнефтеоргсинтез»:

Плотность, г/см3 – 0, Число, мг КОН/г :

кислотное - эфирное – гидроксильное – Фракционный состав (% масс), оС 105 – 270 - 270 и - Потери - Предварительно для снижения кислотного числа и осаждения солей кобальта в систему введено расчетное количество сульфида натрия. Для установления взаимосвязи основных технологических характеристик пластификатора с температурой начала кипения, выбора оптимальных условий ректификации, показателей вязкости, летучести была проведена ректификация кубового остатка в колонне с пятью теоретическими тарелками.

Разгонку проводили при Рост= 5 мм рт. ст. и температуре куба 205+_ 5 оС. Кубовый продукт анализировали на условную вязкость по ВЗ – 4, температуру вспышки в открытом тигле и летучесть при 100 оС в течение 6 часов. Установили линейную зависимость температуры вспышки и условной вязкости от температуры начала кипения (рисунки 1,2).

Температура вспышки 190 оС достигается при отгонке кубового остатка фракций, выкипающих до 305 С. Для контроля качества о пластификатора использовали показатель вязкости (рисунок 4), равный 32 33 с. Наблюдается уменьшение эфирного числа вследствие их отгонки в дистиллатную фракцию (рисунок 2). Температура вспышки и летучесть пластификатора связаны линейной зависимостью (рисунок 3).

Пластификатор «Пласта» имеет Твсп=195оС, плотность 0,932 г/см3, вязкость по ВЗ – 4 – 32 с.

На основе лабораторных исследований отработана промышленная технология и получена промышленная партия пластификатора «Пласта» и использована для получения промышленной партии липкой ПВХ – пленки.

В таблице приведены результаты испытания липкой ленты на основе ПВХ с использованием пластификатора «Пласта». Из таблицы видно, что промышленные образцы липкой пленки отвечают требованиям технических условий.

Следовательно, пластификатор «Пласта» можно использовать для замены дорогостоящего пластификатора марки ДОФ на 33%, что позволит получить значительный экономический эффект.

Аналогичные результаты получены при выпуске промышленной партии линолеума на основе ПВХ и пластификатора «Пласта».

УДК 539.56: 629.10. ВОДОРОДНОЕ ОХРУПЧИВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ И МАГИСТРАЛЬНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ Рахимкулов А.Г., Рахимкулов Р.А., Рахматуллина Ф.Т., Рахматуллина Ж.Ф.

(Стерлитамакский филиал УГНТУ) Исследование хемосорбции водорода на поверхности металлов вызывает большой научный и практический интерес, так как является первой стадией любого взаимодействия водорода с металлами. Понимание механизма этого явления необходимо для оценки скорости коррозии и выбора эффективных катализаторов и режимов их работы. Различные свойства металлов, в частности коррозионные и прочностные, зависят от количества растворенного металлом водорода, поглощение которого металлом начинается с процесса хемосорбции.

Исследование сорбции водорода на металлах, диффузии его в объем и участия в ослаблении связи кристаллической структуры металла вызывает большой интерес, так как понимание механизма этих явлений важно для выбора эффективных катализаторов гидрирования углеводородов, разработке эффективных методов борьбы с коррозией и в объяснении механизма охрупчивания металлов и диффузии водорода в них.

Так, при сорбции Н2 в металлах происходит увеличение межъядерного расстояния металла и, как следствие, уменьшается плотность гидридов до 15 % (рисунок 1, таблица 1). Путем многократного насыщения и десорбции Н2 удается снизить прочность связей Ме-Ме и перевести их в порошок. Подвод тепловой энергии приводит к увеличению межъядерного расстояния в металле и в молекуле Н2.

Межъядерные расстояния в металлах при насыщении водородом определяются по формулам:

AMe 1,66 10 = ;

h Me Me Me AMe 1,66 10 = 298, PH.

h Me Me 298, PH Плотность металлов и их гидридов, растворимость водорода межъядерные расстояния атомов кристаллов приведены в таблице.

Характеристики металлов и их гидридов при 298 К h 298 Ме, h 298, Р, Н/Ме Н Н Плотность гидрида металла, г/см 100% Ме Ме Ме Н -10 - Валентность металла z, усл. ед 10 Плотность металла, г/см атомов металла r, 1010м Атомная масса г-атом Орбитальный радиус Металл Ti 48 4 1,477 4,500 3,91 2,62 2,72 1,60 13, Zr 91 4 1,580 6,450 5,470 2,86 3,02 1,84 15, V 51 5 1,385 6,110 5,300 2,42 2,52 0,92 8, Ta 181 5 1,380 16,620 15,100 2,60 2,68 0,80 7, На рисунке приведена зависимость степени насыщения металлов (Н/Ме) от изменения плотности кристаллов при поглощении водорода.

Видно, что степень насыщения и деформация структуры металлов под действием водорода описываются линейной зависимостью Н Н = 0,12.

Ме Влияние изменения объёма металлов на степень насыщения водородом Тогда можно вычислить плотность гидридов металлов, если известна степень насыщения металла водородом:

Н Н = 298 1 0,0083.

Ме Из рисунка 1 видно, что для любых металлов увеличение объема металлов, соответственно и линейных размеров химических связей ) связано с насыщением водородом:

( Н Н = 0,12 3.

Н Ме Уравнение позволяет рассчитать деформацию химических связей металлов при различных степенях насыщения водородом.

УДК 532.5: 621. МЕСТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ В ТРУБОПРОВОДАХ ИЗ ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ Гусейнова Е.Л.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г.Октябрьском) В настоящее время нефтяная промышленность страны сталкивается с проблемой ремонта, реконструкции и восстановления трубопроводов.

Более половины трубопроводных систем России требует применения экстренных мер по их замене. Ежегодно на нефтепроводах происходит до 50 тыс. отказов, от 80 до 90 процентов которых являются результатом коррозионных повреждений. Большинство нефтепроводных систем не выдерживает и 5 лет эксплуатации, а до 20 процентов данных систем служат менее двух лет. Все это наносит невосполнимый урон не только промышленности, но и экологической обстановке.

Выход из сложившейся ситуации один - применение более современных, перспективных, ресурсосберегающих, экологически безопасных технологий, к которым можно отнести использование неметаллических труб, в частности из полимерных материалов.

Одной из наиболее перспективных областей применения полимеров является строительство трубопроводных систем, именно поэтому выпуск пластмассовых труб как в нашей стране, так и за рубежом растет опережающими темпами по сравнению с производством полимерных материалов в целом. Среднегодовой прирост объемов производства пластмассовых труб в промышленно развитых странах достигает двадцати процентов. Целесообразность использования пластмассовых труб и высокая технико-экономическая эффективность их применения обусловлена возможностью получения труб с широким диапазоном физико-механических и химических свойств, значительно меньшими объемами капитальных затрат на их производство, а также целым рядом других положительных факторов.

1 Полимерные материалы не подвержены электрохимической коррозии, поэтому срок службы пластмассовых труб может достигнуть десятков лет.

2 Трубы из пластмассы в среднем в 10 раз легче металлических, что существенно облегчает их монтаж и снижает затраты на строительство трубопроводных систем.


3 Потери напора на трение в пластмассовых трубах, благодаря их гладкой поверхности на 30 процентов меньше, чем в стальных трубах.

Таким образом, пропускная способность пластмассовых труб существенно выше, чем стальных с тем же условным проходом.

4 Ввиду относительно небольшой жесткости пластмассовых труб для них менее опасны гидравлические удары.

5Трубы малых и средних диаметров могут изготавливаться практически неограниченной длины и поставляться потребителю в буфах, легко понять преимущество трубопровода длиной в несколько сотен метров без единого соединения.

Эти, а также ряд других качеств полимерных труб сделали их достаточно эффективными для широкого внедрения в трубопроводах самого различного назначения.

В центральных районах нашей страны пластмассовые трубы применяются для технологических трубопроводов, наружных сетей, сельскохозяйственного водоснабжения, водоснабжения и канализации промышленных зданий, сооружения закрытых оросительных систем, закрытых коллекторно-дренажных систем. В трубопроводах, предназначенных для транспортирования химически активных веществ, минерального водоснабжения курортов использование полимерных труб особенно эффективно.

В мировой практике полимерные трубы практически вытеснили другие материалы в таких отраслях, как мелиорация и сельское хозяйство, водоснабжение и газоснабжение в городском хозяйстве, достаточно широкое их применение также при прокладке подводных трубопроводов, пульпопроводов различного назначения, для сооружения магистральных нефте- и газопроводов.

При прохождении жидкости по трубопроводным системам возникают потери напора, которые бывают двух видов – потери на трение и потери на местных сопротивлениях.

Линейные потери определяются по формуле Дарси-Вейзбаха:

l v hТР =, d 2g где – коэффициент гидравлического трения, который зависит от многих причин.

Одной из основных причин, влияющих на величину линейных сопротивлений, является шероховатость внутренних стенок трубопровода.

У труб изготовленных из полимерных материалов, шероховатость меньше по сравнению с металлическими трубопроводами, что сказывается на величине коэффициента гидравлического трения.

Большой интерес представляет изучение местных гидравлических сопротивлений в полимерных трубах, поскольку они оказывают влияние на течение жидкости. К местным гидравлическим сопротивлениям относятся элементы трубопроводной арматуры (расширение и сужения русла, повороты, вентили, задвижки, тройники, диафрагмы и т. д.). На всех местных сопротивлениях происходит потеря энергии или напора, которая определяется по следующей формуле:

hМ =, 2g где - коэффициент местного гидравлического сопротивления;

- средняя скорость (как правило, после прохода через местное сопротивление).

Коэффициент местных гидравлических сопротивлений зависит от ряда причин, в первую очередь – от вида самого местного сопротивления, но даже у одного местного сопротивления данный коэффициент может изменяться, происходит это в первую очередь в зависимости от изменений числа Рейнольдса. Изучение данных вопросов для местных сопротивлений, изготовленных из полимерных материалов, имеет большое практическое значение.

Для данного исследования в филиале Уфимского государственного нефтяного технического университета г.Октябрьском смонтирована лабораторная установка, представляющая из себя замкнутую циркуляционную систему, включающую в себя емкость с жидкостью, приборы для измерения давления, задвижки. Основной деталью лабораторной установки является труба, выполненная из полимерного материала, включающая в себя местное сопротивление. Установка представлена в таком виде, что позволяет без особых усилий заменять полимерное местное сопротивление на сопротивление данного вида, но имеющее другой диаметр, либо устанавливать другой вид сопротивления.

Также при помощи запорной арматуры возможно варьировать расходом в циркуляционной системе. Все это позволяет проводить широкомасштабные исследования в области полимерных местных сопротивлений в нескольких режимах, сравнивая полученные результаты и делая выводы о влиянии характера местных сопротивлений и различных диаметров на величину местных потерь напора.

УДК 621. БЕСКОНЕЧНЫЙ АТТЕНЮАТОР Фаттахов И.Г.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г.Октябрьском, гр. НД-02-11) Аттенюатор (от франц. аttenuer- ослаблять), радиотехническое устройство (например, в виде волновода или электрической цепи из резисторов) для понижения напряжения или мощности сигнала.

Создается эквивалентная цепь.

Рисунок 1 - Бесконечный аттенюатор Rдоб Rдоб R1 R R Рисунок 2 – Эквивалентная цепь Далее определяется, если это возможно, Rдоб.

1/R(об)=1/R3+1/(R1+R2+R(доб)).

Но так как все резисторы в цепи одинаковые, R1=R2=R3=…=R, то формула примет вид 1/R(об)=1/R+1/(2R+R(доб)) В свою очередь R(доб) может быть:

R 3/4R 11/15R 41/56R Первоначально был выбран путь нахождения величины, на которую уменьшалась добавка R(доб).

Полученная закономерность принимает следующий вид:

Уменьшение добавки Знаменатель a1= 3/4R-R=-1/4R 2` a2= 11/15R-3/4R=-1/60R 8`2-2` a3= 41/56R-11/15R=-1/840R 30`2-8`2+2` a4= 153/209R-41/56R=-1/11704R 112`2-30`2+8`2-2` a5= 571/780R-153/209R=-1/163020R 418`2-112`2+30`2-8`2+2` Возникает вопрос: «А как найти числа 2, 8, 30, 112, 418 и др.?»

Ответ заключается в данной пирамиде.

a1 a2 a3 1 1 7+21= a4 1 a5 1 3 a6 1 4 a7 1 5 6 a8 1 6 10 a9 1 7 15 10 a10 1 8 21 20 a11 1 9 28 35 15 a12 1 10 36 56 35 a13 1 11 45 84 70 21 Эта пирамида является треугольником Паскаля по диагонали (выделено цветом).

1 5 10 10 5 В каждом a идёт знакочередация, можно предположить, что это знакочередующийся ряд.

Далее, a- первый член знакочередующегося ряда имеет степень равную удвоенному индексу минус один (2n-1).

И уменьшение степени происходит как: предыдущая степень минус четыре (m-4).

Например: a7- 13 9 5 1- 1*2`13-4*2`9+6*2`5-1*2` Но это не дает ожидаемых результатов. И необходимо найти иное решение: закономерность изменения самой добавки R(доб) в целом.

3/4R 11/15R 41/56R 153/209R и т.д.

И эта закономерность была найдена 11=4*3-1 41=4*11- 15=4*4-1 56=4*15- Общая формула b(n)=4*b(n-1)-b(n-2) Для расчета используется компьютер. В программе MsExcel создаются несколько колонок: первые две - закономерность увеличения числителя и знаменателя. Третья колонка- нахождение добавки Rдоб.

Последняя - само сопротивление аттенюатора Rоб.

Результаты расчета Числитель Знаменатель Сопротивление R(доб) 1 2 3 1 1 1,000000000000000 0, 3 4 0,750000000000000 0, 11 15 0,733333333333333 0, 41 56 0,732142857142857 0, 153 209 0,732057416267943 0, 571 780 0,732051282051282 0, 2131 2911 0,732050841635177 0, 7953 10864 0,732050810014727 0, 29681 40545 0,732050807744481 0, 110771 151316 0,732050807581485 0, 413403 564719 0,732050807569782 0, Продолжение таблицы 1 2 3 1542841 2107560 0,732050807568942 0, 5757961 7865521 0,732050807568882 0, 21489003 29354524 0,732050807568878 0, 80198051 109552575 0,732050807568877 0, 299303201 408855776 0,732050807568877 0, 1117014753 1525870529 0,732050807568877 0, 4168755811 5694626340 0,732050807568877 0, 15558008491 21252634831 0,732050807568877 0, 58063278153 79315912984 0,732050807568877 0, 2,16695E+11 2,96011E+11 0,732050807568877 0, 8,08717E+11 1,10473E+12 0,732050807568877 0, 3,01817E+12 4,1229E+12 0,732050807568877 0, 1,1264E+13 1,53869E+13 0,732050807568877 0, 4,20377E+13 5,74246E+13 0,732050807568877 0, 1,56887E+14 2,14312E+14 0,732050807568877 0, 5,8551E+14 7,99822E+14 0,732050807568877 0, 2,18515E+15 2,98498E+15 0,732050807568877 0, 8,1551E+15 1,11401E+16 0,732050807568877 0, 3,04353E+16 4,15753E+16 0,732050807568877 0, 1,13586E+17 1,55161E+17 0,732050807568877 0, 4,23908E+17 5,7907E+17 0,732050807568877 0, 1,58205E+18 2,16112E+18 0,732050807568877 0, 5,90428E+18 8,0654E+18 0,732050807568877 0, 2,20351E+19 3,01005E+19 0,732050807568877 0, 8,22361E+19 1,12337E+20 0,732050807568877 0, 3,06909E+20 4,19246E+20 0,732050807568877 0, Продолжение таблицы 1 2 3 1,1454E+21 1,56465E+21 0,732050807568877 0, 4,27469E+21 5,83934E+21 0,732050807568877 0, Результаты показывают, что добавка при большой длине цепи (около 15) становиться равной сопротивлению самого аттенюатора.

R(доб)= R(общ).

R(доб)= R(общ)=0,732050807568877R (R-один из резисторов в цепи) Из этого следует, что 1/0,732050807568877R=1/R+1/(2R+0,732050807568877R).

R сокращается.

1/0,732050807568877=1/1+1/(2+0,732050807568877) 1/0,732050807568877=(3+0,732050807568877)/(2+0,732050807568877) Число 0,732050807568877 обозначается через x 1/x=(3+x)/(2+x) 2+x=3x+x^ x^2+2x-2= Д=4+4*2= X1=(-2-23)/2 т.к. X10, то теряется физический смысл X2=(-2+23)/2=-1+3=3-1.

Это решение показывает, что сопротивление бесконечного аттенюатора будет равно (3-1) помноженное на сопротивление резистора в цепи R(общ)=(3-1)R, где R- сопротивление резистора в цепи.

Основной вывод работы заключается в определении конечной формулы, ее доказательстве и применения аттенюатора на практике.

УДК 622.69. ВИБРОАКУСТИЧЕСКИЙ КОМПЛЕКС ДЛЯ ЭКСПРЕСС ДИАГНОСТИКИ ГЛУБИННО-НАСОСНЫХ ШТАНГ, НАСОСНО КОМПРЕССОРНЫХ И БУРИЛЬНЫХ ТРУБ Загретдинов А.И., Рязанцев А.О.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском) Подавляющее большинство скважин в нашей стране бурится турбинным способом, при котором возникают интенсивные вибрации бурильного инструмента, приводящие к резкому снижению механической скорости и увеличению числа аварий. Повышенная вибрация бурильного инструмента порождает трещины в теле бурильных труб, являющиеся опасными и недопустимыми. Недопустимыми являются трещины любого размера и ориентации в деталях ответственного назначения. Возникает задача об определении характера дефектов, которая при ультразвуковом методе диагностирования решается по косвенным признакам, позволяющим приближённо оценить характер дефектов.


В настоящее время для осуществления полного и достоверного обследования оборудования применяют неразрушающие методы контроля которые из средства сортировки постепенно (НК), превращаются в средство активного воздействия на производство.

Периодический НК в процессе эксплуатации нефтяного оборудования позволяет не только мгновенно предупредить вышеперечисленные проблемы, но и повысить безопасность труда на промыслах, а также улучшить технико-экономические показатели.

Основными проблемами НК являются нормировки дефектов при отбраковке изделий и метрологическое обеспечение средств НК. Особую ценность в текущий период приобретают разработанные различными организациями методики контроля деталей и узлов конкретного оборудования, в которых эти проблемы в той или иной степени решены.

Одной из такой организацией является Лаборатория Вибродиагностики ОФ УГНТУ, которая разработала универсальный Виброакустический комплекс для экспресс-диагностики глубинно насосных штанг, бурильных и насосно-компрессорных труб. Данный комплекс успешно прошёл предварительные испытания как средство диагностирования НКТ и колонны штанг в условиях НГДУ “Туймазанефть”. В результате стендовых и промысловых исследований разработаны универсальные критерии оценки состояния промыслового оборудования, такие как:

-коэффициент затухания, характеризующий изменение скорости затухания колебаний из-за эффекта диссипации энергии на дефектах;

логарифмический декремент затухания, -относительный отражающий при растяжении и сжатии изменение жёсткости трубы, которое соответствует наличию дефекта на теле трубы;

комбинационных частот, отражающих геометрию -появление частей трубы;

спектра, оценивающая изменение распределения -площадь колебательной энергии по частотным модам: увеличение характеризует наличие дефектов в виде продольных трещин, уменьшение – в виде поперечных.

В дальнейшем лаборатория планирует развить возможности универсального комплекса, вплоть до детальной диагностики труб в ходе СПО и в условиях трубных баз.

УДК 622. УДАРНО-ИМПУЛЬСНЫЙ ГИДРОРАЗРЫВ ПЛАСТА Шипулин А.В., Мингулов Ш.Г., Горбатов В.Н.

(ЗАО «РЭНЕС, ООО НГДУ «Туймазанефть», «Юганскнефтегаз») Гидроразрыв пластов (ГРП) – наиболее эффективный способ при разработке пластов с низкими фильтрационно-емкостными свойствами, способствующий образованию новых и расширению имеющихся трещин.

Вся эта система трещин связывает скважину с удаленными от забоя продуктивными частями пласта. Главным фактором является рост эффективного радиуса скважины, при котором в разработку вовлекается максимального число продуктивных прослоев и удаленных участков.

В ООО «НГДУ Туймазанефть», как и на многих других промыслах, ГРП используется нечасто. Это объясняется применением менее трудоемких воздействий на призабойную зону, а также из-за недостатков, присущих ГРП:

высокая стоимость проведение технологии;

необходимость применения специальной техники и материалов (насосные агрегаты высокой мощности, пескосмесители, проппант, жидкости гидроразрыва);

опасность разрыва труб от высокого давления закачки жидкости;

образование длинных трещин неуправляемой конфигурации с опасностью прорыва в водоносные горизонты.

Возникает необходимость так модифицировать ГРП, чтобы при малых материальных затратах разрушать массив пласта, непосредственно прилегающий к скважине.

Один из примеров решения – новый способ повышения дебита нефтяных и газовых скважин – «метод георыхления», разрабатываемый в институте проблем механики РАН. Идея метода состоит в том, что, используя упругую энергию массива горных пород и энергию пластовой жидкости в породе, вокруг прискважинной зоны пласта поверх старых закольматированных каналов искусственно создается разветвленная сеть трещин и формируется новая система фильтрационных каналов, по которым нефть и газ получают возможность притекать из пласта в скважину [1].

Однако применение технологии георыхления требует значительно больших материальных и временных затрат, чем ГРП. Проводя технологию георыхления необходимо, имея информацию о месторождении, провести предварительные исследования с выемкой керна, определить необходимые напряжения для растрескивания породы, время их воздействия, а также выбор необходимых дорогостоящих технологических операций с определением векторов направлений и давлений, прилагаемых через дополнительно создаваемые каналы.

Проведением опытов по передаче ударного воздействия с поверхности определена возможность получения эффекта создания сети трещин в припластовой зоне пласта значительно менее затратными средствами. Суть нового метода заключается в том, что вместо приложения высокого давления прискважинную зону пласта подвергают сериям коротких ударов, при которых жидкость не успевает фильтроваться в образующиеся трещины и увеличивать их длину. Короткие удары способствуют выкрашиванию породы, образованию каверны вокруг призабойной зоны и увеличению ее эффективного радиуса.

Ударно-импульсный гидроразрыв имеет общие свойства с импульсным гидроразрывом, при котором жидкость закачивают в коллектор с изменяющимся давлением.

Растрескивание и разрыхление породы можно вызвать, используя упругую энергию, запасенную в массиве пород, и энергию пластовой жидкости аналогично принципу вибросейсмического воздействия.

Механизм разрушения скелета пласта заключается в том, что при увеличении давления происходит расширение существующих трещин и образование новых, при снижении давления трещины смыкаются.

Многократные перепады давления способствуют регулярной смене эффектов торпедирования и имплозии, усталостному разрушению породы.

При скорости ударной волны близкой к скорости звука происходит хрупкое разрушение.

В развитии сети трещин большую роль играет напряженность среды.

Трещины в своем развитии взаимодействуют с полем напряжения и перераспределяют его.

Ударная волна, контактируя с породой, трансформируется в волну напряжений, возникает поле квазистатических напряжений. При распространении радиальных трещин происходит перераспределение напряжений. Отражение ударной волны от поверхности скелета пласта приводит к возникновению радиальных трещин, направленных внутрь массива. Затем опять перераспределяется напряжение в массиве, происходит образование тангенциальных трещин и снова перераспределение напряжений в массиве.

Тангенциальные напряжения µ t = r 1 µ где µ коэффициент Пуассона.

При µ = 0,25 величина тангенциального напряжения равна трети радиального напряжения t = 1/3 r. Развитие тангенциальных трещин приводит к отколу породы. При периодическом снижении давления и дренаже пластовой жидкости в полость скважины трещины смыкаются, отколотые частицы скелета пласта зажимаются в них, деформируют поверхность и вызывают появление новых трещин.

Трещины, по сравнению с пористой средой нефтяных коллекторов, обладают более высокой пропускной способностью, поэтому можно допустить, что проницаемость призабойной зоны в радиусе трещины после разрыва стала бесконечно большой. Тогда приток к такой скважине можно рассчитывать, принимая ее радиус равным радиусу трещины.

При проведении ГРП важным является обеспечение заданного направления и пространственной конфигурации создаваемых в пласте трещин.

Для создания горизонтальных трещин в породе достаточно, чтобы давление разрыва соответствовало или немного превышало горное давление, поскольку расслоение пласта обычно происходит по плоскостям напластования. Более эффективным является создание вертикальных трещин, что дает возможность вовлечь в процесс разработки разнопроницаемые пропластки. Чтобы начала образовываться вертикальная трещина, необходимо создать перепад между давлением жидкости в скважине и пластовым при меньшем боковом давлении.

Многочисленными промысловыми исследованиями установлено, что при осуществлении процесса разрыва нефильтрующимися жидкостями происходит быстрое нарастание давление и, как правило, образование нескольких вертикальных трещины одновременно. При ударно импульсном воздействии давлением на пласт глубокая фильтрация жидкости не происходит, поскольку периодически высокое давление в скважине сменяется давлением ниже пластового, способствующим депрессивному оттоку жидкости из пласта в скважину.

Расход жидкости гидроразрыва минимален.

Прочность горных пород зависит от вида деформации.

Значительную стойкость горные породы проявляют при сжатии, при других деформациях их прочность невелика.

Горные породы Прочность, кг/см сжатие растяжение изгиб сдвиг Песчаники 200-5000 5-250 15-1000 20- Известняки 50-2600 2-250 5-250 При развитии тангенциальных трещин порода испытывает напряжение на растяжение, изгиб и сдвиг, которые значительно меньше напряжения на сжатие. Предшествующий гидроразрыву гидравлический удар значительно снижает модуль градиента давления ГРП, что уменьшает пороговое давление гидроразрыва.

С.М.Гадиевым были исследованы изменение прочности пластовой породы, ее предел усталости. В процессе экспериментов по образцам горных пород наносили определенное число ударов, после чего их подвергали раздавливанию на прессе. Если без воздействия ударной нагрузки сопротивление сжатию составляло в среднем 840 кгс/см2, то после серии ударных воздействий оно снижалось до 555 кгс/см2 [3]. Таким образом, при ударных воздействиях прочность пластовой породы ниже, чем при воздействии постоянным давлением, поскольку куски массива не раздавливаются, а расшатываются, отламываются и выкрашиваются.

При наличии большой остаточной деформации эти трещины после снятия давления полностью не смыкаются. Однако необходимо обратить внимание на возможность смыкания микротрещин вследствие чрезмерного снижения забойного давления. На практике замечено, что трещинный коллектор при увеличении депрессии на пласт существенно снижает фильтрационно-емкостные свойства. При значениях р в 5,5 МПа и более возможно почти полное смыкание трещин [3]. Целесообразно выбрать интенсивность дренажа пластовой жидкости таким образом, чтобы обеспечить вынос в полость скважины кольматанты, а более тяжелые частицы разрыхленной породы оставлять в образованных трещинах в качестве проппанта.

Опыт проведения ГРП в ООО «НГДУ Туймазанефть» показал, что трещины начинают появляться уже при давлениях закачки в 8 МПа. При проведении операций очистки скважин ударно-волновым воздействием зарегистрированы факты выноса в полость скважины тяжелых частиц и заполнения ими зумпфа.

Разрабатываемые в настоящее время устройства ударных воздействий с использованием инерции движения массы скважинной жидкости даже при несовершенстве конструкции позволяют получать ударные импульсы давления выше 15 МПа, что достаточно для осуществления предлагаемой технологии. Проводятся испытания для доработки конструкции генератора ударных импульсов с целью получения высоких рабочих характеристик, удобства эксплуатации и соблюдения техники безопасности.

Таким образом, применение технологии ударного гидроразрыва решает главные недостатки классического ГРП: дешевизна, отсутствие необходимости дорогостоящей техники, малая вероятность повреждения колонны труб, управляемость длиной образуемой трещины.

Список литературы:

1 Коваленко Ю.Ф, Карев В.И. Метод георыхления – новый подход к проблеме повышения продуктивности скважин // Технологии ТЭК. – 2003. – №1. – С.31-35.

2 Гадиев С.М. Использование вибрации в добыче нефти. – М.: Недра, 1977. – 158с.

3 Кудинов В.И., Сучков Б.М. Интенсификация добычи вязкой нефти из карбонатных коллекторов. – Самара: Кн. изд-во, 1996. – 440 с.

УДК 622. ОБРАБОТКА СКВАЖИН УДАРНЫМИ ВОЗДЕЙСТВИЯМИ Шипулин А.В., Мингулов Ш.Г., Горбатов В.Н.

(ЗАО «РЭНЕС, ООО НГДУ «Туймазанефть», «Юганскнефтегаз») Принято считать, что для большего воздействия на призабойную зону скважины необходимо размещать оборудование в непосредственной близости от объекта обработки. Расположение источников на земной поверхности или в скважинах на небольшой глубине признают неоптимальными, прежде всего, по причине рефракции волн в толще земли и их затухания.

Для передачи, например, тепловой энергии это действительно так, поскольку обсадная и насосно-компрессорная колонны обладают высокой теплопроводностью и рассеивают теплоту.

В случае передачи ударной волны с поверхности скважинная жидкость, большую часть которой составляет вода, в силу высокой плотности и малой сжимаемости является благоприятной средой для передачи перепадов давления на значительные расстояния. Стенки НКТ, обладая значительной упругостью, способствуют своеобразной «канализации» траектории волнового фронта. Аналогично производится передача светового импульса через оптоволоконный кабель. Сказанное справедливо для волн инфранизкой частоты, имеющих малое затухание.

В большинстве известных способов имплозии возможно провести только одно ударное воздействие, затем необходим подъем колонны для замены мембраны или разрушаемой капсулы. От устья скважины возможно повторение ударно-волнового воздействия с частотой, определяемой временем приведения источника ударов в исходное состояние. Преимуществами являются также невысокая стоимость и малая длительность проведения операции.

Пример устройства для воздействия на фильтрационные свойства пласта при устьевом расположении ударно-волнового источника описан в [1]. Здесь сжатый газ является аккумулятором энергии. Принцип работы устройства аналогичен действию импульсных гидромониторов, в которых потенциальную энергию сжатого газа накапливают с герметичном сосуде и высвобождают в короткий промежуток времени для создания ударной волны. Проведенные опыты убедительно доказывают многократное прохождение ударной волны по полости скважины с отражением от зумпфа и поверхности скважинной жидкости. Влияние ударной волны отражается не только на обрабатываемой скважине, но и на скважинах, находящихся на расстоянии 250-300 м.

В ООО «НГДУ Туймазанефть» были проведены опыты по созданию ударной волны разрядом баллона сжатого воздуха на устье, отличием от вышеупомянутой конструкции являлось применение патентованного гидропривода с использованием штатного гидрораспределителя [2]. Запас воздуха составлял 50 л в баллоне под давлением 8 МПа. Таким образом, запас потенциальной энергии Eпот = pV = 801050,05 = 400 кДж.

Однако потенциальная энергия расходуется нецесообразно. При подаче воздуха в скважину на ее устье резко повышается давление, формируется фронт ударной волны. В дальнейшем давлением сжатого воздуха скважинная жидкость отжимается от устья в глубину скважины, давление на устье снижается. Равновесие наступает при давлении на устье порядка 4 МПа, т.е. на создание ударной волны израсходована половина мощности, накопленной в баллоне, кДж остаются неизрасходованными.

Кроме того, формирование ударной волны происходит в течение 0,02…0,03 с от момента подачи газа в скважину, на рисунке 1 период создания волны выделен пунктиром. Значительная часть работы, выполняемой сжатым газом после формирования ударной волны, затрачивается только на вытеснение скважинной жидкости и расходуется бесполезно.

Р, МПа 6, 4, 2, t, сек 0 0,1 0,2 0, Рисунок 1 - Форма кривой давления над поверхностью скважинной жидкости баллон Открываемая ро, Vo перегородка р 0, Поверхность V жидкости Гидростатика столб жидкости Давление на поверхность жидкости Глубина скважины Рисунок 2 - Передача энергии сжатого газа столбу жидкости Рассчитаем количество энергии, сообщаемое отжимаемой скважинной жидкости при адиабатном процессе, когда весь перепад энтальпии превращается в кинетическую энергию потока, следовательно, при этом условии наиболее выгодно выполнять работу по сдвижении столба жидкости.

При проведении опытных работ скважина обязательно доливалась жидкостью до устья. В расчетах предположим, что в скважине между баллоном и уровнем жидкости имеется некоторое количество газа.

Принимаем:

Vо объем баллона;

V1 = Vо + V объем баллона и воздушного пространства в скважине над уровнем жидкости;

ро – давление газа в баллоне;

р1 – давление газа в баллоне и над уровнем жидкости в скважине;

k – показатель адиабаты.

Давление в объеме V1 при адиабатном изменении состояния газа:

k V p1 = p o o.

V Например, Vо = 50 л, V1 = 200 л, ро = 80 бар, k = 1,4.

1, p1 = 80 = 80 0,251, 4 = 11,5 бар.

Работа адиабатного расширения, создаваемого газом, истекающим из баллона:

k 2k m o p RTo 1 1, k W= po k mо – масса газа в баллоне, R = 287 Дж/кгК – удельная газовая постоянная;

То = 293°К – температура газа в баллоне;

Или, на основании формулы Клапейрона:

k 1 p1 = 2 1,4 80 10 5 5 10 2 1 0,14 0, 286 = 1,2 10 6 Дж = 1200 кДж.

( ) 2k k W= p o Vo po k 1 0, С учетом всех потерь этой работы достаточно для сообщения столбу жидкости необходимого количества энергии и формирования ударной волны.

Энергия, сообщаемая воздушному столбу, при адиабатном истечении максимальна. Эта работа сообщается в виде техническое работы адиабатного расширения от давления ро до давления р1.

Таким образом, наличие воздушной прослойки над поверхностью жидкости способствует более полной разрядке баллона, т.е. передаче большего количества потенциальной энергии столбу жидкости. С другой стороны, сжимаемый газ демпфирует ударную волну, часть энергии уходит на накопление потенциальной энергии в сжатом газе над поверхностью жидкости.

При импульсивном воздействии уравнение движения столба жидкости:

dv = p( t ) A.

m dt mж – масса столба жидкости;

p(t) – давление на свободной поверхности;

v – скорость движения столба жидкости;

А – площадь столба жидкости.

Найдем t – время разгона столба жидкости до максимальной скорости.

p V m ж mж v mv l t = + 1 = + ж.

A p1 2m ж ap1 A Ap1 2a l расстояние от среза баллона до поверхности воды;

а – скорость звука, = l/a.

За время волна давления достигает свободной поверхности столба жидкости.

Пусть = 0,08 с, m = 7700 кг, v = 10 м/с, l = 31 м.

Время разгона жидкости до скорости 10 м/с:

mж v mж v 6000 t ( v) = + =. = 8,9 c.

Ap1 28 10 4 2,4 10 2 Ap Определим скорость движения столба жидкости при t = 1 с.

A 24 10 5 38 10 v p1 t = = 1,18 м / с.

m Через 2 секунды v 2,36 м/с и т.д.

Теоретическими расчетами и опытными данными доказано, что разрядом баллона сжатого газа возможно получение ударной волны, достаточной для обработки призабойной зоны. Анализ проведенных опытов показал и слабые стороны анализируемой технологии: отсутствие или недостаточность излива с выносом кольматантов из поровых каналов пласта;

демпфирование удара за счет упругости газа;

необходимость применения компрессора высокого давления с доставкой его на скважину;

опасность применения сжатого воздуха на добывающих скважинах и необходимость использование азотной станции.

Лучшим вариантом может быть применение механического удара по поверхности жидкости. В этом случае потенциальная энергия источника переходит в кинетическую энергию столба жидкости в короткий промежуток времени (длительность удара) и используется с малыми потерями. Для осуществления передачи энергии за счет механического удара необходима достаточная концентрации кинетической энергии (сочетание массы и скорости движения копра).

Список литературы 1 Балашканд М.И. Импульсная знакопеременная обработка призабой ной зоны скважины с целью интенсификации притоков // НТВ «Каротажник».- Тверь: ГЕРС. – 2001. – Вып. 86. – С.77-85.

2 Усов А.И., Шипулин А.В., Мингулов Ш.Г. Технология очистки прискважинной зоны нефтяного пласта воздействием ударной волны с поверхности. – Уфа: БашНИПИ, 2003. – Вып. 112. – С.38-41.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 11 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.