33Разработка нефтяных и газовых месторождений

2016, т. 14, № 4

УДК 622.276.054.22

УТЕЧКИ ЖИДКОСТИ В ШТАНГОВОМ НАСОСЕ С РЕГУЛЯРНЫМ МИКРОРЕЛЬЕФОМ НА ПОВЕРХНОСТИ ПЛУНЖЕРАFLUID LEAKAGE IN A SUCKER-ROD PUMP WITH REGULAR MICRO-RELIEF AT SURFACE OF THE PLUNGER

В статье рассмотрено влияние регулярного микрорельефа на утечки откачивае-мой жидкости через плунжерную пару штангового скважинного насоса. Рассмотрен опыт использования регулярного микрорельефа как применительно к штанговым скважинным насосам, так и для различных гидроагрегатов, используемых в промышленности. Для оценки влияния регулярного микро-рельефа различного профиля на величину утечек жидкости через плунжерную пару и подбора его оптимального профиля, при котором утечки жидкости мини-мизируются, были поставлены следующие задачи: определение утечек жидко-сти через гладкую плунжерную пару; оценка влияния формы микрорельефа рабочих поверхностей плунжерной пары на величину утечек; определение оптимальных геометрических параметров профиля регулярного микрорельефа.Показано, что нанесение микрорельефа в форме канавок, позволяет снизить критическое число Рейнольдса, при котором возникает турбулентный режим течения жидкости в кольцевом зазоре.Для определения величины утечки жидкости даны различные зависимости для ламинарного и турбулентного режима. Проведенная оценка влияния нанесения регулярного микрорельефа в форме канавок прямоугольной формы на утечки жидкости через зазор плунжерной пары, показала снижение утечек на 15%. На основе сравнительного анализа различных форм сечения канавок, была рассмо-трена канавка с сечением в виде прямоугольного треугольника. Проведено моделирование течения жидкости через зазор плунжерной пары при наличии канавок, с сечением в форме прямоугольного треугольника, с использованием средств вычислительной гидродинамики. Даны практические рекомендации по выбору геометрических параметров рас-сматриваемых канавок, при которых возникают максимальные гидравлические сопротивления жидкости при течении в зазоре плунжерной пары штангового скважинного насоса.

The influence of the regular micro-relief on the leakage of the fluid pumped out through the plunger pair of the deep well pump has been considered in the article. The experi-ence of the regular micro-relief use conformably to the deep well pump as well as to different hydraulic units, used in the industry is considered in the article. For estimating the influence of the regular micro-relief of the different profiles on the value of the fluid leakage through the plunger pair and selection of it’s optimum profile at which the fluid leakage is minimized the following tasks were set up: the definition of the fluid leakage through the smooth plunger pair; estimation of the influence of the plunger pair of the working micro-relief form on the estimation value; the definition of the optimum geo-metrical parameters of the regular micro-relief profile.It was shown that micro-relief drawing in the form of channels allows to reduce the Reinolds number at which the turbulent conditions of the flowing fluid in the annular gap is arose.For determining the fluid leakage value the different dependences of laminar and turbulent conditions are given in the article. The estimation of drawing regular micro-relief in the form of the right-angled channels through the gap of the plunger pair showed the reduction of leakage by 15%. On the bases of the comparative analyses of the different forms of channel capacity the channel having capacity in the form of the right angle has been considered. Simulation of the fluid flowing through the plunger pair gap at the presence of the channels having capacity in the form of the right-angled triangular using means of computer hydrodynamics has been carried out.Practical recommendations on the selection of the considered channels geometrical parameters at which the maximum hydraulic fluid resistance arose at flowing through the gap of the deep well pump plunger pair are given in the article.

Бахтизин Р. Н., Уразаков К. Р., Латыпов Б. М., Ишмухаметов Б. Х. Уфимский государственный нефтяной технический университет, г. Уфа, Российская Федерация

R. N. Bachtizin, K. R. Urazakov, B. M. Latypov, B. H. Ishmuchametov Ufa State Petroleum Technological University,Ufa, the Russian Federation

Ключевые слова: штанговый насос, плунжерная пара, регулярный микрорельеф, подача насоса, утечки в зазоре, канавки, добыча нефти.

Key words: sucker rod pump, plunger pair, regular micro-relief, pump capacity, gap leakage, groove, oil pro-duction.

Наибольшее влияние на коэффициент подачи сква-жинного штангового насоса оказывают утечки откачи-ваемой жидкости через зазор в плунжерной паре насоса.

Основными факторами, определяющими величину утечки откачиваемой жидкости через зазор, являются перепад давления на торцах плунжера, и величина зазора. Перепад давления увеличивается с ростом глу-бины подвески насоса и с уменьшением давления на приеме насоса, что характерно для глубоких малоде-битных скважин, или скважин с низким коэффициен-

том продуктивности. Величина зазора погружного штангового насоса подбирается с учетом перепада давления на торцах плунжера.

К прочим факторам относятся вязкость откачива-емой жидкости, диаметр плунжера и длина плунжера. Рост вязкости откачиваемой жидкости увеличивает гидравлические сопротивления, как в зазоре плунжер-ной пары (что уменьшает величину утечек), так и в подъемных трубах, поэтому с увеличением вязкости растет и перепад давления жидкости на торцах плун-жера, что в свою очередь приводит к некоторому уве-личению величины утечек. При варьировании диаметра и длины плунжера насоса, величина утечек изменяется в пределах одного порядка. Тем не менее, в скважинах с большим перепадом давления, устанав-ливают плунжеры малых диаметров и увеличенной длиной [1, 2].

34Разработка нефтяных и газовых месторождений

2016, т. 14, № 4

Для снижения величины утечек через плунжерную пару в разное время предлагалось множество техни-ческих решений. Наиболее перспективным является нанесение регулярного микрорельефа поверхности. Нанесение регулярного микрорельефа на поверхность плунжера обеспечивает увеличение гидравлических сопротивлений при течении жидкости в зазоре, что в свою очередь позволяет уменьшить величину утечек. Кроме того, во время работы пары «плунжер-цилиндр» в канавках регулярного микрорельефа постоянно удерживается смазывающая жидкость, что приводит к снижению вероятности появления «сухого» трения и интенсивного износа, а также заклинивания плунжера.

В работе C. Ф. Исмагилова плунжер насоса в соот-ветствии с теоретическими расчетами был модифици-рован нанесением на поверхности серии канавок в виде регулярного микрорельефа (РМР), получаемых вдавливанием в металл плунжера шарика (рисунок 1) [3–6, 12, 13].

Накатка проводилась выглаживателем с синтети-ческим алмазом при усилии прижатия наконечника 5…10 кгс и радиусе наконечника R = 2 мм. При этом образовывалась канавка, которая обеспечивала турбу-лизацию потока жидкости, проходящего через щель. Несмотря на то, что авторы исследований достигли желаемого эффекта, помимо вышеуказанного способа нанесения микрорельефа, существуют и другие, при которых образуются различные профили канавок.

Для оценки влияния РМР различного профиля на величину утечек жидкости через плунжерную пару и подбора его оптимального профиля, при котором утечки жидкости минимизируются, были поставлены следующие задачи:

— определение утечек жидкости через гладкую плунжерную пару;

— оценка влияния формы микрорельефа рабочих поверхностей плунжерной пары на величину утечек;

— определение оптимальных геометрических параметров профиля РМР.

1. Определение утечек жидкости через плунжерную пару штангового скважинного насоса.

Утечки жидкости через кольцевой зазор плунжер-ных пар определяются формулой Гагена-Пуазейля

, (1)

где d — диаметр плунжера; Δp — перепад давления на концах плунжера; δ — зазор между цилиндром и плунжером штангового насоса; µ — динамическая вязкость жидкости; l — длина плунжера.

Формула 1 справедлива для ламинарного режима течения жидкости в зазоре, образованном двумя неподвижными, концентрично расположенными, цилиндрическими поверхностями.

При работе штангового скважинного насоса плун-жер перемещается по оси цилиндра. При ходе вниз нагнетательный клапан открыт, поэтому утечек жид-кости через зазор плунжерной пары практически не возникает. Наибольшая величина утечек жидкости возникает при ходе вверх, когда нагнетательный клапан насоса закрыт. В процессе подъёма плунжер насоса увлекает за собой некоторый объём жидкости, поэтому для уточненного расчета принято учитывать эту величину.

С учётом эксцентричности расположения плун-жера в цилиндре и объёмом жидкости, увлекаемым плунжером, утечки через зазор плунжерной пары будут определяться по зависимости

, (2)

где ε — относительный эксцентриситет, равный отно-шению абсолютного эксцентриситета к величине зазора плунжерной пары; v0 — средняя скорость плунжера насоса.

Для вязко-пластичной жидкости в работе [7], используя дифференциальное уравнение Генки-Илюшина, было получено уравнение расхода жидко-сти, учитывающее начальное напряжение сдвига

, (3)

В уравнении 3 учитывается соотношение перепада давления по зазору и по ядру потока

(4)

где τ0 — начальное напряжение сдвига жидкости; δ0 — разность границ ядра потока.

В работе [8] было установлено, что критическое число Рейнольдса, при достижении которого режим течения жидкости через концентричный кольцевой зазор становится турбулентным, составляет 1250. При максимальном эксцентриситете плунжера в цилиндре, критическое число Рейнольдса составляет 1100.

При эксплуатации штанговых насосов диапазон чисел Рейнольдса довольно широкий и режим течения жидкости в зазоре плунжерной пары может быть как ламинарным, так и турбулентным. Так, для насоса 38 диаметра, длиной 1368 мм, с зазором 0,1мм, при добыче нефти вязкостью 250 мПас и при перепаде давления на торцах плунжера 5 МПа число Re = 24, а при добыче нефти вязкостью 20 мПас и при пере-паде давления 15 МПа Re = 2100.

Рисунок 1. Общий вид плунжера с условными обозначениями характеристик РМР

35Разработка нефтяных и газовых месторождений

2016, т. 14, № 4

Для определения величины утечек при турбулент-ном режиме течения жидкости в зазоре плунжерной пары используются эмпирические зависимости.

В нефтепромысловой практике используется зави-симость

(5)

где ν — кинематическая вязкость жидкости.В работе [8] для щелевых уплотнений гидроагрега-

тов были получены зависимости для определения утечек через концентричные 6 и эксцентричные 7 щели.

(6)

(7)

За рубежом используются зависимости, выражен-ные английской системой мер, без учета эксцентрич-ного расположения плунжера и цилиндра насоса и без учета влияния скорости движения плунжера [9]

, (8)

Для уточненных расчетов, используют также эмпирическую зависимость [10]

(9)

где db — диаметр цилиндра; dp — диаметр плунжера;kp — константа, зависящая от различных факторов и имеющая значение от 2,77∙106 до 6,36∙106, при среднем значении 4,17∙106.

Утечки в плунжерной паре зависят от величины зазора и неразрывно связаны с её износом. В работе [11] для описания текущего значения зазора предло-жена зависимость от времени

, (10)

где Ац и Ап — коэффициенты пропорциональности, которые зависят от условий эксплуатации и от свойств материала цилиндра и плунжера соответственно; n — число качаний в минуту; S — длина хода плунжера; δн — начальный зазор; α1 и α2 — показатели, характеризующие темп износа цилиндра и плунжера соответственно.

2. Влияние формы микрорельефа рабочих поверхностей плунжерной пары на величину утечек откачиваемой жидкости.

Наиболее объемные исследования влияния микроре-льефа (лабиринтных канавок) на утечки через плунжер-ную пару были проведены Г. А. Никитиным в работе [8].

Согласно его экспериментальным исследованиям о течении жидкости в кольцевом зазоре при наличии лабиринтных канавок [8], при увеличении значения числа Рейнольдса от 500 до 1200 наблюдается значи-тельное увеличение коэффициента местных сопро-тивлений. При этом значения 500 и 1200 были

обозначены им как критические для определения режима течения. От 0 до 500 — ламинарный режим течения, от 500 до 1200 переходный режим течения и от 1200 турбулентный (рисунок 2).

Для различных режимов течения им были полу-чены соответствующие экспериментальные зависимо-сти, показанные на рисунке 3.

Коэффициенты местных сопротивлений определя-лись путем подстановки опытных данных в формулу Дарси-Вейсбаха (полученные расходы утечек жидко-сти при заданных перепадах давления)

, (11)

где ΔP — перепад давления жидкости на входе и выходе плунжерной пары; λ — коэффициент гидравлического сопротивления гладкой щели; lэф — эффективная длина щели (длина контакта плун-жерной пары за вычетом длины канавки); ρ — плотность жидкости; v — скорость потока жидкости; z — число канавок; ζ — коэффициент местного гидравлического сопро-тивления канавки.

По графикам на рисунке 3 видно, что наибольшие сопротивления возникают в канавке с сечением пря-моугольного треугольника, острый угол которого находится со стороны избыточного давления. В связи со сложностью формирования канавки с сохранением ее геометрической формы по длине окружности плун-жера автор рекомендовал использовать канавки пря-моугольного сечения, поскольку при небольших

Рисунок 2. Зависимость коэффициента местного сопротивления лабиринтной канавки прямоугольного сечения от числа Рейнольдса

Рисунок 3. Зависимость коэффициента местных гидравлических сопротивлений от числа Рейнольдса

36Разработка нефтяных и газовых месторождений

2016, т. 14, № 4

изменениях ширины канавки с сечением прямоуголь-ного треугольника по длине окружности плунжера возникают боковые неуравновешенные силы, защем-ляющие плунжер в цилиндре.

На рисунке 4 показан характер изменения коэффи-циента местного сопротивления лабиринтной канавки прямоугольного сечения в зависимости от ширины, глубины и расстояния между канавками.

По полученным опытным данным (рисунок 4) авто-ром были определены оптимальные значения геометри-ческих параметров канавки: 20 δ для длины канавки, 5 δ для ширины и 40 δ для расстояния между канавками.

В таблице 1 приведены зависимости гидравличе-ских и местных сопротивлений от числа Рейнольдса, для различных профилей плунжера, полученные Г. А. Никитиным. Поскольку при нанесении канавки с сечением прямоугольного треугольника автор стол-кнулся со сложностями, он установил для неё общую зависимость коэффициента местных гидравлических сопротивлений от числа Рейнольдса.

В связи с этим, для дальнейшей оценки изменения утечек жидкости при наличии канавок на плунжере штангового насоса нами был рассмотрен случай с канавкой прямоугольного сечения.

Для оценки эффективности применения канавок различного профиля воспользуемся зависимостью, полученной Пирвердяном в работе [11], подставив туда данные из таблицы 1. Отношение потерь напора на участке плунжера с канавкой и без, определяется зависимостью

(12)

Для канавки с сечением прямоугольного треуголь-ника, длиной lк = 2 мм, с зазором в плунжерной паре δ = 0,1 мм, был построен график для уравнения 12 (рисунок 5).

По рисунку 5 видно, что во всей возможной при экс-плуатации СШН области турбулентного режима потери напора в канавке в два раза больше, чем в гладкой щели.

Для плунжера диаметром 38,1 мм и длиной 1368 мм, при зазоре 0,1 мм, при 270 нанесенных канавках длиной 2 мм, отношение общего сопротивления глад-кого плунжера и плунжера с канавками определяется зависимостью [11]

(13)

Для оценки величины утечек жидкости примем допущение, что потери напора на гидравлические сопротивления пропорциональны квадрату расхода жидкости через щель, тогда величина утечки жидко-сти через лабиринтную щель будет на 15% меньше, чем через гладкую щель.

Рисунок 4. Характер изменения коэффициента местного сопротивления лабиринтной канавки прямоугольного сечения в зависимости от: а — ширины; б — глубины и в — расстояния между канавками Рисунок 5. Зависимость отношения потерь на трение плунжера

с канавкой и без при различных числах Рейнольдса

Таблица 1. Зависимости гидравлических и местных сопротивлений от числа Рейнольдса для различных профилей плунжера

Профиль плунжера

Коэффициент гидравлических сопротивлений

Концентричное расположение плунжера в цилиндре

Эксцентричное расположение плунжера в цилиндре (при максимальном эксцентриситете равном величине зазора)

Без канавок (гладкий плунжер)

Ламинарный режим Ламинарный режим

Турбулентный режим Турбулентный режим

С канавками прямоугольного сечения: Турбулентный режим Турбулентный режим

Сечение в форме прямоугольного треугольника

Турбулентный режим

37Разработка нефтяных и газовых месторождений

2016, т. 14, № 4

3. Определение оптимальных геометрических параметров канавок с помощью компьютерного моделирования течения жидкости через плунжерную пару.

Поскольку форма канавки в виде прямоугольного треугольника создает наибольшее сопротивление потоку жидкости в кольцевом зазоре, а современный технологический уровень позволяет ее нанесение с требуемой точностью, то для дальнейших исследова-ний была выбрана именно эта форма сечения.

Целью исследования являлось определение оптималь-ного соотношения катетов прямоугольного треугольника образовывающего сечение канавки, при котором создава-лось максимальное гидравлическое сопротивление при различных режимах течения жидкости.

Исследования проводились для различных значе-ний зазоров по группам посадки штангового насоса (таблица 2).

Значения зазоров составляли: 0,01; 0,025; 0,075; 0,1; 0,125; 0,2.

При эксплуатации УСШН режим течения жидко-сти через зазор плунжерной пары может быть лами-нарным, переходным и турбулентным. Соответственно для моделирования течения жидкости в области лами-нарного режима использовалась модель laminar, а для переходного течения и турбулентного использовалась модель SST (Shear Stress Transport-модель переноса сдвиговых напряжений).

Задача решалась в плоском виде. Количество эле-ментов расчетной сетки составляло от 100000 до 1000000 элементов. Элементы использовались гекса-эдрической формы. Толщина первого пристеночного слоя была задана величиной 0,0005 мм.

На входе задавалась скорость течения, на выходе давление. В результате расчета определялся перепад давления до и после щели.

Первоначально была произведена оценка расчет-ной модели на гладкой щели. Результаты моделирова-ния гладкой щели приведены на рисунке 6.

По рисунку 6 видно, что построенная расчетная модель дает завышенные на 6–10% значения коэффи-циента гидравлических сопротивлений.

На рисунке 7 изображены опытные данные зави-симостей отношения глубины канавки (от 0,1 мм до 1,5 мм) к величине зазора (0,1 мм), на коэффициент местных сопротивлений. По всем графикам можно определить оптимальное значение глубины канавки, при котором, возникают максимальные гидравличе-ские сопротивления.

Величины отношения глубины канавки к зазору, при которых возникают максимальные значения коэф-фициента местных гидравлических сопротивлений, судя по графикам на рисунке 7, отличаются для канавок различной длины. Поэтому были построены графики зависимости коэффициента местных гидравлических сопротивлений от отношения длины канавки к глубине (отношения катетов прямоугольного треугольника, образующего сечение канавки) (рисунок 8).

По графикам на рисунке 8 видно, что наибольшие сопротивления возникают в канавке с соотношением ее длины к глубине равным 2,5.

Для определения оптимальной длины канавки, при течении через которую будут возникать максимальные гидравлические сопротивления, была поставлена серия экспериментов для щелей с оптимальной глуби-ной канавки равной L/2,5 для различных значений длины канавки L. Результаты экспериментов пред-ставлены на рисунке 9.

Группа посадки

Минимальный зазор

Максимальный зазор с учетом допуска на изготовление цилиндра

и плунжера1 0,0 0,0632 0,025 0,0883 0,050 0,1134 0,075 0,1385 0,100 0,163

Таблица 2. Группы посадок штангового скважинного насоса

Рисунок 6. Зависимость гидравлических сопротивлений при течении жидкости в кольцевом зазоре с гладким плунжером от числа Рейнольдса

Рисунок 7. Графики зависимостей коэффициентов местных гидравлических сопротивлений от значения отношения глубины канавки к величине зазора (δ = 0,1 мм)

38Разработка нефтяных и газовых месторождений

2016, т. 14, № 4

Полученные опытные данные свидетельствуют о том, что максимальные сопротивления возникают при отношении длины канавки к величине зазора равном или больше 60. Для нахождения оптимального соот-ношения необходимо учитывать рост перепада давле-ния в гладкой щели при увеличении её длины. Согласно уравнению Дарси Вейсбаха, перепад давле-ния прямо пропорционален длине щели. Для опреде-ления оптимальных значений отношения длины канавки к величине зазора был построен график пере-падов давления, на котором сопоставлялись данные по перепаду давления в гладкой щели и в щели с канавкой при одинаковых длинах (рисунок 10).

По рисунку 10 видно, что оптимальной величиной отношения длины канавки к её зазору, является 20 δ ± 10 δ. При этом следует учесть, что при меньшей длине канавки, увеличивается возможное количество точек для нанесения канавок на плунжере.

Профиль скорости течения жидкости в канавке изображен на рисунках 11 и 12. На рисунке 11 видны завихрения, образующиеся при течении жидкости через канавку с оптимальной глубиной.

На рисунке 12 изображен участок с внезапным сужением щели, на котором изображены возмущения, возникающие при преодолении данного местного сопротивления.

Полученные опытные данные для щели с зазором величиной 0,1 мм, сопоставили с величинами для раз-личных групп посадки. Отклонения от представлен-ных графиков минимальны.

Выводы1. Проведенная оценка известных эксперименталь-

ных данных о влиянии канавок нанесённых на плун-жерную пару на утечки в условиях турбулентного течения жидкости показала, что утечки жидкости через плунжерную пару с канавками меньше на 15%, чем без них.

Рисунок 9. Зависимость коэффициента местных сопротивлений от отношения длины канавки к величине зазора (δ = 0,05 мм)

Рисунок 11. Профиль скорости течения жидкости в канавке (при оптимальной глубине канавки)

Рисунок 8. Графики зависимостей коэффициентов местных гидравлических сопротивлений от значения отношения длины канавки к ее длине (δ = 0,1 мм)

Рисунок 10. Сопоставление перепада давления, возникающего в гладкой щели и в щели с канавкой, при их одинаковых длинах (δ = 0,05 мм)

Рисунок 12. Участок с внезапным сужением щели

39Разработка нефтяных и газовых месторождений

2016, т. 14, № 4

2. Нанесение микрорельефа в форме канавок позво-ляет снизить критическое число Рейнольдса, при кото-ром возникает турбулентный режим течения жидкости в кольцевом зазоре более чем в два раза (с 1250 до 500).

3. Компьютерным моделированием установлены оптимальные геометрические параметры канавок с сечением прямоугольного треугольника, при которых возникают максимальные гидравлические сопротив-ления: длина канавки L = 20 δ и глубина H = L/2,5.

СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ИСТОЧНИКОВ

1 Уразаков К. Р., Андреев В. В., Жулаев В. П. Нефтепромысловое оборудование для кустовых скважин. М.: Недра, 1999. 268 с.

2 Справочник по добыче нефти / К. Р. Уразаков, С. Е. Здольник, М. М. Нагуманов и др. СПб., 2012. 672 с.

3 Установка для испытания скважинных штанговых и винтовых насосов / К. Р. Уразаков, Н. Х. Габдрахманов, М. Д. Валеев, М. М. Ахтямов, Т. С. Галиуллин, Ю. Х. Кутлуяров, И. А. Маков: пат. 2159867 Рос. Федерация, F04B51/00 №99105651/06; заявл. 15.03.1999; опубл. 11.27.2000, Бюл. № 8. 7 с.

4 Устройство для обработки цилиндриче-ских поверхностей деталей / И. И. Иконников, А. Э. Штайгервальд, К. Р. Уразаков, А. Г. Газаров: пат. 2193070 Рос. Федерация, C21D7/04. 99127252/02; заявл. 15.05.2000; опубл. 27.11.2000, Бюл. № 11. 6 с.

5 Скважинный штанговый насос / Р. Н. Бахтизин, К. Р. Уразаков, Ф. Г. Исмагилов, Г. Б. Агамалов, В. П. Жулаев пат. 2365786 Рос. Федерация, F04B47/00. 2008108329/06; заявл. 03.03.2008; опубл. 27.08.2009, Бюл. № 8. 6 с.

6 Исмагилов Ф. Г. Улучшение техниче-ских характеристик штангового насоса нанесением регулярного микрорельефа на поверхности плунжера: автореф. дис.… канд. техн. Уфа, 2010. 25 с.

7 Ишмурзин А. А. К выбору группы посадки плунжера в цилиндре штанговой насосной установки // Нефтегазовое дело: науч.-техн. журн. /УГНТУ. 2004. Т.2, № 2. С. 103–118.

8 Никитин Г. А. Щелевые и лабиринт-ные уплотнения гидроагрегатов. М.: Машиностроение, 1982. 134 с.

9 Lake, Larry W. and other. Petroleum Engineering Handbook, vol. IV: Production Operation Engineering by Clegg, Joe Dunn. Richardson, Dallas, Texas: Society of Petroleum Engineers. 2007. 908 p.

10 Guo B., Lyons W., Ghalambor A., Petroleum production engineering. United Kingdom: Elsevier Science and Technology Books, 2007. 288 p.

11 Пирвердян А. М. Гидромеханика глубиннонасосной эксплуатации. М.: Недра, 1965. 191 с.

12 Агамалов Г. Б., Исмагилов Ф. Г. Исследование фильтрации откачиваемой жидкости в зазоре плунжерной пары глу-бинного насоса с позиции теории погранич-

ного слоя // Нефтегазовое дело: науч.-техн. журн. /УГНТУ. 2008. Т.6, № 1. С. 272–276.

13 Бахтизин Р. Н., Исмагилов Ф. Г., Гафуров О. Г. Экспериментальное исследова-ние плунжерной пары глубинного насоса с регулярным микро рельефом на поверхности плунжера// Нефтегазовое дело: науч.-техн. журн. /УГНТУ. 2008. Т.6, № 2. С. 253–257.

REFERENCES

1 Urazakov K. R., Andreev V. V., ZHulaev V. P. Neftepromyslovoe oborudovanie.dlya.kustovyh.skvazhin. [Oilfield equipment for injection wells]. Moscow, Nedra Publ., 1999. 268 p. [in Russian].

2 Urazakov K. R., Zdol'nik S. E., Nagumanov M. M. etc. Spravochnik po dobyche nefti. [Oil Guide ]. St. Petersburg, 2012. 672 p. [in Russian].

3 Urazakov K. R., Gabdrahmanov N. H., Valeev M. D., Ahtyamov M. M., Galiullin T. S., Kutluyarov YU. H., Makov I. A. Ustanovka dlya ispytaniya skvazhinnyh shtangovyh i vintovyh nasosov [Installation for testing suck-er rod pump and progressing cavity pump]. Pat. RF no. 2159867, 2000, no. 8, 7 p. [in Russian].

4 Ikonnikov I. I., SHtajgerval'd A. E., Urazakov K. R., Gazarov A. G. Ustrojstvo dlya obrabotki cilindricheskih poverhnostej detalej [Apparatus for processing parts of cy-lindrical surfaces].Pat. RF no. 2193070, 2000, no.11, 6 p. [in Russian].

5 Bahtizin R. N., Urazakov K. R., Isma-gilov F. G., Agamalov G. B., ZHulaev V. P. Skvazhinnyj shtangovyj nasos [Sucker rod pump]. Pat. RF no. 2365786, 2009, no. 8, 6 p. [in Russian].

6 Ismagilov F.G. Uluchshenie tekh-nicheskih harakteristik shtangovogo nasosa naneseniem regulyarnogo mikrorel'efa na poverhnosti plunzhera: avtoreferat dis.… kand. tekhn. nauk. [Improving technical characteristics of sucker rod pump applying regular microtopography on the surface of the plunger. Cand. tehn Sci. diss...] Ufa, 2010. 25 p. [in Russian].

7 Ishmurzin A. A. To a choice plunger fit for the sucker rod pump. Neftegazovoe delo — Oil and gas business, UGNTU Publ., 2004, vol. 2, no. 2, pp. 103–118. [in Russian].

8 Nikitin G. A. CHelevye i labirintnye up-lotneniya gidroagregatov [Gap and labyrinth seals of hydraulic units]. Moscow, Mashi-nostroenie Publ., 1982. 134 p. [in Russian].

9 Lake, Larry W. 2007. Petroleum En-gineering Handbook, vol. IV: Production Operation Engineering by Clegg, Joe Dunn. Richardson, Dallas, Texas: Society of Petro-leum Engineers. 908 p.

10 Guo, B., Lyons, W., Ghalambor, A ., Petroleum production engineering. United Kingdom: Elsevier Science and Technology Books, 2007. 288 p.

11 Pirverdyan A. M. Gidromekhanika glubinnonasosnoj ehkspluatacii [Fluid me-chanics deep pumping exploitation.]. Mos-cow, Nedra Publ., 1965. 191 p. [in Russian].

12 Agamalov G. B., Ismagilov F. G. Study of flow pumped fluid in the gap plunger of downhole pump from the position of the boundary layer theory. Neftegazovoe delo — Oil and gas business, 2008, vol. 6, no. 1, pp. 272–276. [in Russian].

13 Bahtizin R. N., Ismagilov F.G., Ga-furov O.G. Experimental study of downhole pump plunger assembly with a regular micro topography on the surface of the plunger. Neftegazovoe delo — Oil and gas business, 2008, vol. 6, no. 2, pp. 253–257. [in Russian].

Бахтизин Р. Н., д-р физ.-мат. наук, профес-сор, действительный член РАЕН, Президент АН РБ, член-корр. АН РБ, рек-тор ФГБОУ ВО УГНТУ, г. Уфа, Российская ФедерацияR. N. Bakhtizin, Doctor of Physical and Mathematical Sciences, Professor, Full Member of Russian Academy of Natural Sciences, President of the Academy of Sciences of Bashkortostan, Corresponding Member of the Academy Sciences of the Republic Bashkortostan, Rector of FSBEI HE USPTU, Ufa, the Russian FederationЛатыпов Б. М., канд. техн. наук, доцент кафедры «Технологические машины и обо-рудование» ФГБОУ ВО УГНТУ, г. Уфа, Российская ФедерацияB. M. Latypov, Candidate of Engineering Sciences, Associate Professor of the Chair «Technological Machinery and Equipment» FSBEI HE USPTU, Ufa, the Russian Federation e-mail: bulatti@hotmail.comУразаков К. Р., д-р техн. наук, профессор кафедры «Технологические машины и обо-рудование», ФГБОУ ВО УГНТУ, г. Уфа, Российская ФедерацияK. R. Urazakov, Doctor of Engineering Science, Professor of the Chair «Technological Machinery and Equipment» FSBEI HE USPTU, Ufa, the Russian FederationИшмухаметов Б. Х., аспирант кафедры «Технологические машины и оборудование» ФГБОУ ВО УГНТУ, г. Уфа, Российская ФедерацияB. H. Ishmukhametov, Post-graduate Student of the Chair «Technological Machinery and Equipment» FSBEI HE USPTU, Ufa, the Russian Federation