PROIECTAREA SISTEMULUI DESCHIS DE TRATARE A APEI

Pentru tratarea apei de injecţie se propune proiectarea unui sistem deschis, alcătuit din :- separator de ţiţei şi particule solide (figura1);- vas de reacţie (figura2);- limpezitor (figura3);- filtre (figura4).

Fie un zăcământ de ţiţei ce urmează a fi exploatat prin injecţie intraconturală de apă. Caracteristicile zăcământului sunt prezentate în tabelul 1.

Tabelul 1

Nr. crt.

Ariaproductivă

Grosimea efectivă medie

PorozitateaAdâncimea

medie

Presiunea medie de zăcământ

Temp. medie de zăcământ

- m2 m % m bar ˚C1 845.000 23 20 1840 90 60

PROIECTAREA SEPARATORULUI DE ŢIŢEI ŞI PARTICULE SOLIDE GROSIERE

Apa disponibilă pentru injecţie are caracteristicile prezentate în tabelul 2.

Tabelul 2Nr. crt. Conţinutul iniţial de

impurităţi solideMasa specifică a

solidelorConţinutul de

suspensii solide-

1 2.42 2 0,609

Separatorul de ţiţei şi particule solide grosiere este prezentat schematic în figura1. Apa intră în separator prin conducta de intrare 1 şi este distribuită pe întreaga lăţime a separatorului cu ajutorul deversorului 2 şi a şicanei semi-scufundate 3.

Viteza redusă de deplasare a apei permite ridicarea ţiţeiului la suprafaţă şi depunerea particulelor mecanice grosiere la partea inferioară a separatorului, în conformitate cu legea lui Stokes. Apa iese din separator coborând pe sub o a doua şicană cufundată 4, datorită cărui fapt ţiţeiul de la suprafaţa apei nu este antrenat. Evacuarea ţiţeiului colectat la suprafaţă se face prin strangularea debitului de apă cu ajutorul robinetului 5.

În urma ridicării nivelului apei din separator, ţiţeiul deversează în jgheabul 6, de unde trece în canalul de evacuare 7. Eliminarea sedimentului de pe fundul separatorului se poate face cu ajutorul unui sistem de raşchete şi a unui dispozitiv cu cupe. Timpul de retenţie al apei în

1

separator trebuie să fie între 2 şi 4 ore, pentru a asigura o separare optimă. Elementele separatorului trebuie calculate astfel ca să asigure gradul de curăţire dorit.

Lungimea separatorului se poate calcula cu relaţia:

L=α⋅v⋅hu (1)

unde: este un factor ce ia în consideraţie condiţiile de depunere a particulelor, influenţa

distribuţiei neuniforme a apei în separator şi a curenţilor termici de convecţie, fiind determinat experimental, = 1,25 – 1,5;

v – viteza de deplasare a apei în separator, care trebuie să fie cât mai mică pentru a permite atât sedimentarea particulelor solide, cât şi ridicarea la suprafaţă a picăturilor de ţiţei, o valoare a acesteia în domeniul v = (2 – 5) mm/s asigurând o separare eficientă, atât a particulelor solide, cât şi a ţiţeiului;

h – adâncimea părţii active a separatorului, se alege în funcţie de posibilităţile de transport şi de amplasare a separatorului, h = (2 – 5) m;

u – viteza de sedimentare a particulelor solide în apă, u = (0,5 – 0,75) mm/s.

Consider: = 1,3v = 2 mm/s = 0,002 m/sh = 2 mu = 0,5 mm/s = 0,0005 m/s

L=1,3∗0,002∗20,0005

⇒ L=10,4 m

Lăţimea separatorului se calculează cu relaţia:

l=Ql

v⋅h (2)unde:

Q este debitul total de lucru, care se calculează plecând de la debitul total de injecţie (se ia în consideraţie şi 20 % pierderi).

Qa=(0,65÷ 1,3)m3/ zi /ha ∙m

Qinj ,min=0,65 ∙ A p∙ he=0,65 ∙ 84,5 ∙23=1263,275 m3/ zi

Qinj ,max=1,3 ∙ Ap ∙ he=1,3 ∙ 84,5∙ 23=2526,55 m3 /zi

Qinj=Qinj ,min+Qinj , max

2=1263,275+2526,55

2=3789,825 m3/ zi

Fig. 1 Separatorul de particule solide

Debitul de lucru:

Ql=Qinj+0,2 ∙Qinj=3789,825+0,2 ∙ 3789,825=4547,79 m3/ zi

2

l=

1272,374547,7986400

2 ∙10−3 ∙ 2=3,29 m

Volumul porilor zăcământului:

V p=A p⋅h⋅m

Vp=845000⋅23⋅0 , 20=3887000m

3

Volumul de apă necesar unui proces de injecţie:

Va = (1,5 - 2)∙Vp

Vamin = 1,5∙ 3887000 Vamin = 5830500 m3

Vamax = 2∙ 2283750 Vamax = 7774000 m3

Volumul de lucru al separatorului va fi:

V l=V a+V s (3)unde:

Va – volumul de apă vehiculat prin separator; Vs – volumul de sedimente depuse din apă.

Volumul de apă se calculează cu relaţia:

(4)

3

unde t este timpul cât se lasă să se depună particulele solide înainte de a curăţa separatorul. Pentru siguranţă se ia t = 2 zile.

Volumul de sediment depus se calculează cu relaţia:

, m3 (5)unde:

i este conţinutul total de impurităţi solide, determinat din analiza apei;s – densitatea medie a solidelor. Se presupune că numai 70% din particulele solide se depun în separator, restul trecând

mai departe în sistemul de tratare (cele mai fine).

Consider:t= 2 zilei= 2,42 kg/m3

ρs = 2 kg/m3

Va = 4547,79· 2 = 9095,58 m3

V s=0,7 ∙ 9095,58 ∙2,42

2⇒V s=7703,956 m3

Vl = 9095,58+7703,956 → Vl = 16799,536 m3

4

PROIECTAREA VASULUI DE REACTIE

În vasul de reacţie se realizează procesul de coagularea coloidală, de aceea trebuie create condiţii de amestec cât mai uniforme a soluţiei chimice cu apa. Vasul de reacţie (fig. 2) este un rezervor conic ale cărui elemente geometrice trebuie calculate pentru a crea condiţii optime de reacţie – coagulare.

Viteza de intrare a apei în vasul de reacţie (vi) trebuie să fie între (0,3 – 0,5) m/s, pentru a asigura un amestec cât mai bun al soluţiei chimice cu apa.

Fig. 2 Vasul de reacţie

Raza secţiunii de intrare va fi:

ri=√ Ql

π⋅v i , m (6)unde: vi este viteza apei la intrarea în secţiunea îngustă a vasului.Consider:vi = 0,4 m/s

ri=√ 4547,7986400

3,14 ∙ 0,4⇒r i=0,205 m

Raza secţiunii în partea superioară a vasului va fi:

5

r s=√ Ql

π⋅v s m (7)

unde: vs - este viteza de curgere a apei în partea superioară a vasului, care nu trebuie să fie prea mare pentru a asigura stabilitatea floculelor deja formate; vs = (0,75 – 1,2) mm/s.Consider:vs= 0,75 mm/s = 0,00075 m/s

r s=√ 4547,7986400

3,14 ∙ 0,00075⇒rs=4,728 m

Înălţimea vasului se calculează plecând de la relaţia volumului conului:

(8)

Unghiul de conicitate al vasului se ia între 20o şi 45o.

I= 3 ∙ 4547,79

3,14 ∙24 ∙(4,728)2⇒ I=8,1m

Raza conductei de evacuare:

rc=√ Ql

π⋅vc , m (9)unde: vc este viteza în conducta de evacuare.

Pentru evitarea spargerii floculelor, viteza de deplasare a apei prin conductă trebuie se fie mai mică de 0,4 m/s.

Consider:vc = 0,35 m/s

rc=√ 4547,7986400

3,14 ∙0,35rc=0.219 m

6

PROIECTAREA LIMPEZITORULUI

În limpezitor se continuă procesul de formare a floculelor, dar în principal are loc sedimentarea floculelor.

Viteza de ascensiune a apei în stratul superior (deasupra sedimentului) al limpezitorului va fi:

vas=k1⋅k2⋅√hs mm/s (10)unde: k1 - este un factor ce depinde de calitatea apei, se determină experimental şi se recomandă o valoare în domeniul k1 = (0,5 - 0,7);k2 – factor ce depinde de metoda de tratare a apei, k2 = (0,6 – 0,8) - pentru limpezirea apei prin coagulare coloidală când cantitatea de materie în suspensie este egală cu 1.000 mg/l; hs – înălţimea stratului de sediment.

Consider:hs = (0,5 – 1) m → hs = 1mk1 = (0,5 – 0,7) → k1 = 0,65k2= (0,6 – 0,8) → k2 = 0,65 =( 10 – 15)o → = 13o

Suprafaţa limpezitorului deasupra sedimentului se calculează cu relaţia:

F=Ql

vas (11)vas=0,65 ∙ 0,65∙√1⇒ vas=0,423 mm /s

F= 4547,79

86400 ∙0,423 ∙ 10−3⇒F=124,583 m2

Numărul de orificii la intrarea apei:

(12)

unde:

s - este distanţa dintre orificii, care se calculează cu relaţia:

m (13)

s=2∙ 1∙ tan132

+(0,01∙ 1 )⇒ s=0,451m❑

n0=49

0,4512=276,511 orificii → n0=277

unde: - este unghiul de conicitate sub care intră apa în orificii, ia valori între 10 şi 15o

do’ – diametrul orientativ al orificiilor:7

Suprafaţa totală a orificiilor:

do' =0.01⋅hs (14)

Ao=Ql

vo , m2 (15)

d0' =0,01∙ 1=0,01

unde: vo - este viteza apei în orificii, care este estimată cu relaţia:

vo=vas (hs+m⋅do

' )m⋅do

', m/s (16)

v0=0,423∙ 10−3 ∙(1+0,388 ∙ 0,01)

0,388 ∙0,001⇒v0=0.109 m /s

A0=4547,79

86400 ∙ 0,109⇒ A0=0.482m2

Fig. 3 Schiţa limpezitorului

unde:

8

m - este un factor determinat experimental care ţine cont de condiţiile de tratare. Pentru situaţia

când se utilizează ca coagulant soluţia de Al2 (SO4 )3 , iar pentru controlul pH-lui, lapte de var - Ca(OH )2 , se ia m = 0,388.

Diametrul real al orificiilor va fi dat de relaţia:

do=√ 4⋅Ao

π⋅no (17)

d0=√ 4 ∙ 0,4823,14 ∙277

⇒ d0=0.047 m

Diametrul total al limpezitorului va fi:

Dl=√ 4⋅Fπ (18)

Dl=√ 4 ∙ 124,5833,14

⇒ Dl=12,598 m

Înălţimea stratului de apă din limpezitor:

ha=4⋅V l

π⋅Dl2

(19)

ha=4 ∙ 4547,79

3,14 ∙24 ∙12,5982⇒ ha=1,521 m

Înălţimea totală a limpezitorului:

hl=hs+ha (20)hl=1+1,521⇒ hl=2,521 m

9

REZERVORUL PENTRU SLAM

Volumul:

W =G⋅Ql⋅t

ρ⋅c m3 (21)unde: G - reprezintă cantitatea de solide din vas, calculată cu relaţia:

G=M +a (k3+k 4) Kg/m3 (22)unde: M - este cantitatea de suspensii din apă, în g/m3;a – coeficient care depinde de concentraţia soluţiei chimice, considerată pentru substanţă anhidră, în g/m3 şi care este în funcţie de calitatea apei şi ia valori între 40 şi 60 g/m3;k3 – factor ce depinde de conţinutul de impurităţi din coagulant, k3 = 0,08;k4 – factor ce depinde de condiţiile în care are loc reacţia, k4 = 0,46;c – concentraţia medie a sedimentelor, c = (4 –6)%;ρ – greutatea specifică a sedimentelor foarte fine; t – timpul de sedimentare (4 – 8) ore.

Diametrul rezervorului de şlam:

D s=√ 4⋅Wπ⋅h (23)

Consider:M = 0,609 kg/m3

a = 40 g/m3 = 40∙10-3 kg/m3

k3 = 0,08k4 = 0,46t = 4 oreρ= 2 ∙103 kg/m3

c = 4%G=0,609+40 ∙10−3 ∙ (0,08+0,46 )⇒G=0,631kg /m3

W =0,631∙

4547,7986400

∙ 4 ∙ 3600

2∙ 103 ∙0,04⇒W=5,975 m3

Ds=√ 4 ∙5,9753,14 ∙1

⇒Ds=2,759 m

10

PROIECTAREA FILTRELOR

Din formula suprafeţei totale utile, determinăm debitul necesar de filtrare, astfel:

A f=q f⋅α

v f

=π⋅d f

2

4 (24)unde: qf - este debitul care trece prin filtru (debitul de filtrare), în m3/h; - factor ce ţine cont de apa consumată pentru spălarea filtrului ( = 1,05 – 1,08); vf – viteza de filtrare, în m/h (vf = 3 – 8);df – diametrul filtrului (1,5 – 4 m).

Consider:vf = 3 m/hdf = 1,5 m = 1,05

Fig. 4 Filtru vertical Debitul total de filtrare, ţinând cont de ecuaţia 24, va fi:

q f=v f⋅π⋅d f

2

4⋅α (25)

q f =3 ∙ 3,14 ∙1,52

4 ∙1,05⇒q f =5,046 m3/h

Consumul de apă pentru spălarea filtrului:11

qspl=I spl⋅A f m3/h (26) unde: Ispl - este intensitatea spălării, care trebuie să ia valori între (10 – 15) l/s.m2, pentru a asigura o spălare bună a acestuia. Ispl = 10 l/s∙m2

A f=5,046 ∙1,05

3⇒ A f=1,766 m2

qspl=10 ∙10−3∗3600∗1,766⇒qspl=63,576 m3/h

Înălţimea filtrului:

h f=hn+ha m (27)unde: hn - este grosimea stratului de nisip;ha – înălţimea coloanei de apă, calculată în aşa fel încât filtrul să primească apă timp de o oră:

ha=4⋅V a

π⋅d f2

(28)

ha=4 ∙5,046

3,14 ∙1,52⇒ ha=2,857 m

hn = 1 m

h f=1+2,857⇒ hf =3,857 m

Numărul de filtre

n f=Q inj

q f

+1 (29)

Se ia un filtru de rezervă pentru perioada de spălare a acestora, sau situaţii neprevăzute.

n f=4547,79

5,046 ∙ 24+1⇒ nf =38,55 ≈ 39 filtre

12

PROIECTAREA RETELEI DE DISTRIBUTIE A APEI

Distribuţia apei de la staţia de injecţie la sondele de injecţie se va face după următoarea schemă:

Fig. 5 Schema reţelei

de

distribuţie a apei de injecţie Stabilirea debitului de injecţie pe fiecare sondă:Debitul de injecţie mediu al unei sonde este:

q inj=Qinj

ns , m3/zi (30)ns – numărul de sondeConsider:ns = 6 sonde

❑❑

q injSI−A=4547,79 m3/ziq injA−B=5 ∙757,965⇒ qinjA−B=3789,825 m3/ zi

q injB−S 2=757,965 m3/ ziq injB−C=4 ∙ 757,965⇒ qinjB−C=3031,86 m3/ ziq injC−S3=757,965 m3/ zi

q injC−D=3 ∙757,965⇒ qinjC−D=2273,895 m3/ ziq injD−S 4=757,965 m3/ zi

q injD−E=2 ∙757,965⇒ qinjD−E=1515,93 m3 /ziq injE−S 6=q injE−S5=757,965 m3/ zi

Calculul diametrului orientativ al conductelor de la reţeaua principală la sonde:

do=√ 4⋅q inj

π⋅v l (31)

13

vl – viteza de deplasare a lichiduluiSe ia într-o primă aproximaţie: vl = 1 m/s

do=√ 4 ∙ 757,9653,14 ∙1∙86400

⇒do=0,1057 m

doSI−A=√ 4 ∙ qinjSI−A

π ∙ v l

⇒doSI−A=√ 4 ∙4547,793,14 ∙ 1∙ 86400

⇒ doSI−A=0,2589 m

doA−S 1=√ 4 ∙ qinjA−S 1

π ∙ v l

⇒ doA−S 1=√ 4 ∙ 757,973,14 ∙ 1∙ 86400

⇒doA−S 1=0,1057 m

doA−B=√ 4 ∙ q injA−B

π ∙ v l

⇒doA−B=√ 4 ∙ 3789,8253,14 ∙1∙86400

⇒ doA−B=0.2364 m

doB−S 2=√ 4 ∙ qinjB−S 2

π ∙ v l

⇒d oB−S 2=√ 4 ∙757,793,14 ∙1 ∙ 86400

⇒ doB−S2=0,1057 m

doB−C=√ 4 ∙q injB−C

π ∙ v l

⇒ doB−C=√ 4 ∙3031,863,14 ∙1 ∙ 86400

⇒ doB−C=0,2114 m

doC−S 3=√ 4 ∙ qinjC−S 3

π ∙ v l

⇒doC−S 3=√ 4 ∙ 757,793,14 ∙ 1 ∙86400

⇒doC−S 3=0,1057 m

doC−D=√ 4 ∙ q injC−D

π ∙ v l

⇒doC−D=√ 4 ∙2273,8953,14 ∙1 ∙ 86400

⇒ doC−D=0,1831 m

doD−S 4=√ 4 ∙q injD−S4

π ∙ v l

⇒ doD−S 4=√ 4 ∙757,793,14 ∙1 ∙ 86400

⇒ doD−S 4=0,1057 m

doD−E=√ 4 ∙q injD−E

π ∙ v l

⇒ doD−E=√ 4 ∙ 1515,933,14 ∙ 1 ∙86400

⇒doD−E=0,1495 m

doE−S 5=√ 4 ∙ qinjE−S 5

π ∙ v l

⇒ doE−S 5=√ 4 ∙ 757,793,14 ∙ 1∙ 86400

⇒ doE−S5=0,1057 m

doE−S 6=√ 4 ∙ qinjE−S 6

π ∙ v l

⇒ doE−S 6=√ 4 ∙ 757,793,14 ∙ 1 ∙86400

⇒do E−S 6=0,1057 m

Din STAS se aleg dimensiunile ţevilor cu capete netede pentru fiecare tronson in parte si

grosimea peretelui (t):

Tronsonul SI – A: di = 258,9 mm

Tronsonul A – S1: di = 105,5 mm

Tronsonul A – B: di = 236,5 mm

Tronsonul B – S2: di = 105,5 mm

Tronsonul B – C: di = 206,3 mm

Tronsonul C – S3: di = 105,5 mm

Tronsonul C – D: di = 182,5 mm

14

Tronsonul D – S4: di = 105,5 mm

Tronsonul D – E: di = 149,3 mm

Tronsonul E – S5: di = 105,5 mm

Tronsonul E – S6: di = 105,5 mm

Determinăm viteza reală de curgere:

, m/s (32)

Viteza reală de curgere cunoscând diametrul conductei alese:

vrSI−A=4 ∙ qinjSI −A

π ∙ d iSI−A

= 4 ∙ 4547,793,14 ∙ 258,9 ∙ 10−3 ∙ 86400

⇒vrSI−A=0,259 m /s

vrA−S 1=4 ∙ q injA−S 1

π ∙d iA−S 1

= 4 ∙ 757,793,14 ∙ 105,5 ∙10−3 ∙86400

⇒ vrA−S1=0,106 m /s

vrA−B=4 ∙ qinjA−B

π ∙ diA −B

= 4 ∙ 3789,8253,14 ∙236,5∗10−3 ∙ 86400

⇒ vrA−B=0,236 m / s

vrB−S 2=4 ∙ q injB−S 2

π ∙d iB−S 2

= 4 ∙757,9653,14 ∙105,5 ∙ 10−3 ∙86400

⇒ vrB−S 2=0,106 m /s

vrB−C=4 ∙ qinjB−C

π ∙ d iB−C

= 4 ∙ 3031,863,14 ∙ 206,3 ∙10−3∙ 86400

⇒ vrB−C=0,217 m /s

vrC−S 3=4 ∙ q injC−S3

π ∙ d iC−S 3

= 4 ∙757,973,14 ∙105,5 ∙ 10−3 ∙86400

⇒ vrC−S3=0,106 m / s

vrC−D=4 ∙ qinjC−D

π ∙ diC−D

= 4 ∙ 2273,8953,14 ∙182,5 ∙ 10−3 ∙86400

⇒ vrC−D=0,184 m /s

vrD−S 4=4 ∙ qinjD−S 4

π ∙d iD−S 4

= 4 ∙757,793,14 ∙105,5 ∙10−3 ∙ 86400

⇒ vrD−S4=0,106 m /s

vrD−E=4 ∙ qinjD−E

π ∙ d iD−E

= 4 ∙ 1515,933,14 ∙ 149,3∙ 10−3∙ 86400

⇒ vrD−E=0,150 m / s

vℜ−S 5=4 ∙ q injE−S 5

π ∙ d iE−S 5

= 4 ∙ 757,793,14 ∙ 105,5 ∙10−3 ∙86400

⇒ vℜ−S 5=0,106 m /s

vℜ−S 6=4 ∙q injE−S 6

π ∙d iE−S 6

= 4 ∙ 757,793,14 ∙ 105,5 ∙10−3 ∙86400

⇒v ℜ−S 6=0,106 m / s

Calculul căderilor de presiune de la staţia de injecţie (de pompare), până la sondele de injecţie:

Δp= λLc

dc

ρa

vr2

2+ρa g (zm−zn)

(33)unde:

15

este coeficientul căderilor hidraulice, funcţie de numărul Reynoldsa – vâscozitatea cinematică. Se ia a = 1,011 10-6 m2/s;Lc - lungimea tronsonului de conductă.

- masa specifică a apei;zm şi zn – cotele punctelor de la capetele tronsoanelor, cote măsurate faţă de un plan de referinţă.

Re=vr⋅dc

νa (34)Alegem pompa cu parametrii cei mai apropiaţi.Calculăm energia consumată:

W =N⋅t inj KWh (36)

care foloseşte la calculul de fezabilitate al proiectului.

Tabelul 3

Nr.crt.

Lungimea tronsonului,- m -

Si - A

A – S1

A - BB – S2

B – CC – S3

C – D

D – S4

D – EE – S5

E – S6

1 800 200 140 203 150 205 190 210 190 220 230

Nr.crt.Cota nodului de legătură, faţă de S.I.,

- m -A B C D E S1 S2 S3 S4 S5 S6

1 40 38 35 39 40 60 65 62 50 55 45

Calculul numărului lui Reynolds:

ReSI −A=vrSI−A ∙ d iSI−A

v a

=0,259 ∙258,9∙ 10−3

1,011 ∙ 10−6 ⟹ReSI−A=66323,257

ReA−S 1=vrA−S 1 ∙ diA −S1

va

=0,106 ∙ 105,5 ∙10−3

1,011 ∙ 10−6 ⟹ ReA−S 1=11053,876

ReA−B=vrA−B∙ d iA−B

va

=0,236 ∙ 236,5 ∙10−3

1,011 ∙10−6 ⟹ReA−B=44215,505

ReB−S 2=vrB−S 2 ∙ d iB−S 2

va

=0,106 ∙105,5 ∙ 10−3

1,011 ∙10−6 ⟹ ReB−S 2=11053,876

ReB−C=vrB−C ∙ diB−C

va

=0,217 ∙206,3∙ 10−3

1,011 ∙ 10−6 ⟹ ReB−C=44215,505

ReC−S 3=vrC−S 3∙ d iC−S3

va

=0,106 ∙105,5 ∙10−3

1,011 ∙10−6 ⟹ ReC−S 3=11053,876

ReC−D=vrC−D ∙ d iC−D

va

=0,184 ∙ 182,5 ∙10−3

1,011 ∙ 10−6 ⟹ReC−D=33161,629

ReD−S 4=vrD−S 4 ∙ diD−S4

va

=0,106 ∙105,5 ∙ 10−3

1,011 ∙10−6 ⟹ ReD−S 4=11053,876

ReD−E=vrD−E ∙d iD−E

va

=0,150∙ 149,3 ∙10−3

1,011 ∙10−6 ⟹ ReD−E=22107,752

16

ReE−S 5=vℜ−S 5 ∙d iE−S 5

va

=0,106 ∙105,5 ∙10−3

1,011 ∙ 10−6 ⟹ReE−S 5=3066,76

ReE−S 6=vℜ−S 6 ∙ d iE−S 6

va

=0,106 ∙105,5 ∙10−3

1,011 ∙10−6 ⟹ ReE−S 6=11053,876

Calculul coeficientul de rezistentă hidraulică:

Re<2300⇒ λ=64Re

Re>2300⇒ λ= 0 ,3164

Re0 ,25

λSI−A=0,3164

ReSI−A0,25

= 0,3164

66323,2570,25⟹ λSI−A=0,020

λ A−S 1=0,3164

ReA−S10,25

= 0,3164

11053,8760,25⟹ λ A−S1=0,031

λ A−B=0,3164

ReA−B0,25

= 0,3164

55269,3810,25⟹ λA−B=0,021

λB−S 2=0,3164

ReB−S 20,25

= 0,3164

11053,8760,25⟹ λB−S 2=0,031

λB−C=0,3164

ReB−C0,25

= 0,3164

44215,5050,25⟹ λB−C=0,022

λC−S 3=0,3164

ReC−S30,25

= 0,3164

11053,8760,25⟹ λC −S3=0,031

λC−D=0,3164

ReC−D0,25

= 0,3164

33161,6290,25⟹ λC−D=0,023

λD−S 4=0,3164

ReD−S 40,25

= 0,3164

11053,8760,25⟹ λD−S4=0,031

λD−E=0,3164

ReD−E0,25

= 0,3164

22107,7520,25⟹ λD−E=0,026

λE−S 5=0,3164

ReE− S50,25

= 0,3164

11053,8760,25⟹ λE−S 5=0,031

λE−S 6=0,3164

ReE−S60,25

= 0,3164

11053,8760,25⟹ λE−S 6=0,031

17

Calculul căderilor de presiune de la staţia de injecţie (de pompare), până la sondele de injecţie:

Δ pSI−A= λSI−A ∙LcSI −A

d iSI−A

∙ ρa ∙vrSI−A

2

2+ρa ∙ g ∙ ( z A−z SI )

Δ pSI−A=0,020∙800

258,9∙10−3 ∙1050 ∙0,2592

2+1050 ∙ 9,81∙ (40−0 )⇒Δ pSI−A=0.414 ¿̄

Δ pA−S 1= λA−S 1∙LcA−S 1

d iA−S 1

∙ ρa∙vrA−S 1

2

2+ρa ∙ g ∙ ( zS 1−z A )

Δ pA−S 1=0,031∙200

105,5 ∙ 10−3 ∙ 1050 ∙0,1062

2+1050 ∙ 9,81∙ (40−60 )⇒Δ pA−S 1=0,206 ¿̄

Δ pA−B=λA−B ∙LcA−B

d iA −B

∙ ρa ∙vrA−B

2

2+ρa ∙ g ∙ ( zB−z A )

Δ pA−B=0,021 ∙140

236,5 ∙10−3 ∙1050 ∙0,2362

2+1050 ∙ 9,81∙ (38−40 )⇒Δ p A−B=−0,02 ¿̄

Δ pB−S 2=λB−S 2 ∙LcB−S 2

d iB−S2

∙ ρa∙vrB−S 2

2

2+ ρa ∙ g ∙ ( zS 2−zB )

Δ pB−S 2=0,031∙203

105,5∙ 10−3 ∙1050 ∙0,1062

2+1050 ∙ 9,81∙ (65−38 )⇒ Δ pB−S 2=0,278 ¿̄

Δ pB−C= λB−C ∙LcB−C

d iB−C

∙ ρa ∙vrB−C

2

2+ ρa ∙ g ∙ ( zC−zB )

Δ pB−C=0,022 ∙150

206,3 ∙ 10−3 ∙ 1050 ∙0,2172

2+1050 ∙9,81 ∙ (35−38 )⇒ Δ pB−C=−0,031 ¿̄

Δ pC −S 3=λC−S 3 ∙LcC−S 3

d iC−S 3

∙ ρa∙vrC−S 3

2

2+ ρa∙ g ∙ ( zS 3−zC )

Δ pC −S 3=0,031 ∙205

105,5 ∙ 10−3 ∙ 1050∙0,1062

2+1050∙ 9,81 ∙ (62−35 )⇒Δ pC −S3=0,278 ¿̄

Δ pC −D=λC−D ∙LcC−D

d iC−D

∙ ρa ∙vrC−D

2

2+ ρa ∙ g ∙ ( z D−zC )

Δ pC −D=0,032∙179

97,1∙ 10−3 ∙1050 ∙0,0962

2+1050 ∙ 9,81∙ (21−25 )⇒ Δ pC−D=−0,41 ¿̄

18

Δ pD−S 4= λD−S 4∙LcD−S 4

d iD−S 4

∙ ρa ∙vrD−S 4

2

2+ρa ∙ g ∙ ( zS 4−zD )

Δp D−S 4=0,042 ∙200

58,5 ∙10−3 ∙ 1050∙0,0532

2+1050 ∙ 9,81 ∙ (35−21 )⇒ ΔpD−S4=1,44 ¿̄

Δ pD−E= λD−E ∙Lc D−E

d iD−E

∙ ρa ∙vrD−E

2

2+ ρa ∙ g ∙ ( z E−z D )

Δ pD−E=0,026 ∙190

149,3 ∙10−3 ∙1050 ∙0,1502

2+1050 ∙ 9,81∙ (40−39 )⇒Δ pD−E=0.011 ¿̄

Δ pE−S 5=λE−S 5 ∙LcE−S 5

d iE−S 5

∙ ρa ∙vℜ−S5

2

2+ ρa ∙ g ∙ ( zS5−z E )

Δ pE−S 5=0,031 ∙220

105,5 ∙10−3 ∙1050 ∙0,1062

2+1050 ∙ 9,81 ∙ (55−40 )⇒ Δ pE−S5=−0,155 ¿̄

Δ pE−S 6=λE−S 6 ∙LcE−S 6

d iE−S 6

∙ ρa ∙vℜ−S 6

2

2+ρa ∙ g ∙ ( zS6−zE )

Δ pE−S 6=0,031 ∙230

105,5 ∙10−3 ∙ 1050∙0,1062

2+1050 ∙ 9,81 ∙ ( 45−60 )⇒ Δ pE−S6=−0,154 ¿̄

Puterea pompei:

N=pSI⋅Qinj

η , Kw (35)

Calculul presiunii necesare a fi realizate de către pompa staţiei de injecţie:

pSI=ΔpSD+ pstr+Δpfiltru−ρ⋅g⋅H +Δpinjunde:

pSI – presiunea la staţia de injecţie ΔpSD – căderea de presiune în sistemul de distribuţie pstr – presiunea stratului în care facem injecţia Δpfiltru – căderea de presiune în filtruΔpfiltru = 2¿ 3 bar H – adâncimea sondei Δpinj = 2¿ 5 bar

Alegem:Δ p filtru=2 ¿̄Δ pinj=2 ¿̄

Δ pSD=0.414−0.02−0,031+0,042+0,011−0,206+0,278+0,278+0,114+0,155−0,154

19

Δ pSD=0.881 ¿̄

pSI=0,881+90+2−(1050 ∙9,81 ∙10−5 ∙1840 )+2⇒ pSI=−94,648 ¿̄

pSI=ΔpSD+ Δpfiltru+ Δpinj

pSI=0.881+2+2⇒ pSI=4,881 ¿̄

Consideram:η = 0,7

N= 4,881∙ 4547,790,7

⇒N=31713,967 W =31,714 kW

Energia necesară funcţionării pompei pentru întreg procesul de injecţie:

W =N⋅t inj

t inj=V amax

Ql

=77740004547,79

⇒ tinj=1709,402 zile=4,683 ani

W =31,714 ∙ 4,683⇒W =148,526 kW /an

20