Содержание к диссертации
Введение
Состояние и перспективы применения насосов двухвинтовых на нефтяных промыслах 8
Технические средства для промыслового транспорта продукции нефтяного пласта со свободным газом 8
Анализ применения двухвинтовых насосов негерметичного типа на дожимных насосных станциях 15
Энергозатраты при трубопроводном транспорте газожидкостных смесей 22
Постановка задачи исследования 25
Теоретические исследования работы двухвинтовых насосов негерметичного типа на напорный трубопровод Разработка методики гидравлического расчета характеристик двухвинтовых насосов негерметичного типа
Определение основных геометрических параметров нарезки негерметичных винтов 29
Расчет теоретической подачи для винтов с постоянным шагом, имеющих несимметричный профиль 31
Определение величины теоретически необходимого зазора для несимметричного профиля винтов 38
Вычисление теоретической подачи насоса с переменным шагом нарезки винтов 42
Определение объемных потерь 46 54
Определение объемных потерь при работе на вязкой жидкости
Определение объемных потерь при работе на газожидкостной смеси
Результаты расчетов рабочей характеристики двухвинтовых насосов 63
Методика расчета режимов работы двухвинтового насоса негерметичного типа на напорный трубопровод
2.3 Выдача технических решений по совершенствованию транспорта газожидкостных смесей двухвинтовыми насосами
3 Экспериментальное исследование работы двухвинтового насоса на напорный трубопровод, транспортирующий газожидкостную смесь
3.1 Экспериментальное определение режимов работы нефтепровода на Сладковско - Морозовском нефтяном месторождении 84
3.2 Промысловые испытания двухвинтового насосного агрегата A3 2ВВ 63/25-50/25Б 96
4 Выбор и применение насосов двухвинтовых негерметичного типа для перекачки продукции нефтяных скважин 105
Основные результаты и выводы
- Анализ применения двухвинтовых насосов негерметичного типа на дожимных насосных станциях
- Определение основных геометрических параметров нарезки негерметичных винтов
- Вычисление теоретической подачи насоса с переменным шагом нарезки винтов
- Промысловые испытания двухвинтового насосного агрегата A3 2ВВ 63/25-50/25Б
Анализ применения двухвинтовых насосов негерметичного типа на дожимных насосных станциях
Эффективность транспорта газожидкостных смесей в системах однотрубного сбора при разработке нефтяного месторождения во многом зависит от применяемой насосной установки, параметры которой должны соответствовать технологическим требованиям и, прежде всего, по подаче и давлению нагнетания [2, 63]. Анализ данных по выходу из строя двухвинтовых насосов и результатов промысловых испытаний и эксплуатации показал, что первопричиной является неправильный их выбор, который до настоящего времени производится без обоснованных и апробированных методик, без должного технико - экономического обоснования с учетом динамики изменения технологических показателей на проектируемый период эксплуатации. Действующие методики по выбору насосного оборудования для систем, осуществляющих совместный сбор нефти и газа, непригодны. Основой для правильного выбора любого насоса является его характеристика. В соответствии с ГОСТ 20572-88 для насосов двухвинтовых характеристика снимается на масле И-40А (ГОСТ 20799-75) с кинематической вязкостью 0,75 - 0,78 Ст. Отсутствуют методики по расчету рабочих характеристик насосов двухвинтовых при работе на ГЖС. Ранее действовавший руководящий документ РДС 39-01-024-78 «Насосы двухвинтовые. Руководство по выбору и применению в системах сбора, подготовки и транспорта продукции нефтяных скважин» устарел. Рекомендуемые формулы для расчета характеристик насоса двухвинтового при перекачке ГЖС требуют уточнений, пересчет характеристики с жидкости на ГЖС недостаточно обоснован. Кроме того, в РДС 39-01-024-78 предусматриваются ограничения на применение насосов двухвинтовых по газосодержанию - до 70 %, по давлению на входе - до 0,7 МПа и т.п., тогда как реальный диапазон применения на промыслах составляет по газосодержанию - до 100 %, по давлению - до 3,0 МПа Таким образом, проблема расчета характеристики двухвинтового насоса на сегодняшний день требует решения, а вместе с тем остается нерешенной проблема выбора насоса под конкретные условия эксплуатации на нефтяных месторождениях. Настоящая методика позволяет на основе типовых данных с нефтяных месторождений, а именно компонентного состава, физико - химических и реологических свойств, объемов добываемой продукции, выполнить с необходимой точностью расчет характеристики и выбрать типоразмер насоса. При этом перекачиваемой средой может быть как вязкая жидкость, так и ГЖС. Теоретическими предпосылками стали методика гидравлического расчета двухвинтового насоса негерметичного типа [34] и методика определения расхода газа через щели в рабочих органах винтовых компрессоров [40]. Дополнительно привлечены данные из теории и практики проектирования винтовых насосов [36 - 39, 41].
Кроме расчета характеристики в настоящей методике нашли отражение вопросы энергетической эффективности применения насосов двухвинтовых типа 2ВВ с переменным шагом. Конструкция рабочих органов с переменным шагом нарезки винтов позволяет производить совместную перекачку жидкости и газа в любых объемных соотношениях. Мероприятия, обеспечивающие работу насоса с переменным шагом винтов при перекачке несжимаемой жидкости, рассмотрены в конце второй главы. Насос двухвинтовой с внутренним сжатием совмещает достоинства насосов двухвинтовых типа 2ВВ и винтовых компрессоров.
Методика расчета представлена в трех частях, прилагается блок -схема расчета на рисунке 26. В первую часть включены геометрические расчеты: расчет теоретической объемной подачи; расчет минимально необходимого зазора по боковым поверхностям совместно работающих винтов; расчет геометрии винтов с переменным шагом. Во второй части: расчеты объемных потерь и параметров характеристики (объемной подачи, мощности, к. п. д.) в зависимости от давления в напорном трубопроводе. В третьей части рассмотрены результаты проведенных расчетов в виде графиков, даны анализ погрешностей и рекомендации относительно точности расчетов и пределов применимости данной методики.
Определение основных геометрических параметров нарезки негерметичных винтов
Необходимость в расчете величины минимального бокового зазора продиктована методикой расчета объемных утечек, учитывающей значения площадей зазоров в рабочих органах.
Для винтов с постоянным шагом нарезки, а также для винтов с переменным шагом, имеющих прямоугольный профиль, используются зависимости из теории двухвинтовых насосов негерметичного типа [34]. Для винтов с переменным шагом, имеющих несимметричный трапецевидный профиль, расчет будет отличаться.
Выбор закономерности изменения шага нарезки винтов связан с вопросом выбора степени сжатия sr , который рассмотрен выше. Винтовые линии винтов с переменным шагом образуются в результате равномерного вращения цилиндра и переменного движения точки по его образующей, что показано на рисунке 10. При линейном изменении шага винтов, очевидно, можно получить наиболее простой и точный вариант их изготовления. Для этого случая можно записать: h = hB+b-G, (42) где h - текущий шаг винтовой нарезки; hB - начальный шаг винтовой нарезки; 9 - текущий угол рассчитываемого сечения (0; 2 п т); Ь - коэффициент пропорциональности. Для профиля с постоянным шагом b = 0. Коэффициент пропорциональности будет равен: Ъ= \ (43) 2-7С-Ш где hH- шаг винтовой нарезки со стороны нагнетания; m - число витков нарезки. При изменении шага по экспоненциальному закону будем иметь: h=hB-e-M. , (44) Коэффициент пропорциональности равен: Ъ = —-- -In 2-к-т rh. v (45) Для определения величины теоретически необходимого зазора между боковыми поверхностями совместно работающих винтов восстановим перпендикуляр Р к плоскости S в пределах области EDKT, показанной на рисунке 4, до пересечения его винтовыми поверхностями А и В. При этом принимаем, что поверхности А и В расположены по отношению друг к другу без зазора. У винтовой поверхности А с перпендикуляром Р пересекается винтовая линия M0iM] с радиусом рь а у винтовой поверхности В - винтовая линия МогМ2 с радиусом р2. Положение точек Мі и М2 относительно плоскости S определяется координатами zb z2 соответствующих винтовых линий, положение начала которых (точки Мь М2) определено углами Ооь 0о2 При линейном законе изменения шага винтов расстояния от плоскости S до точек М] и М2 будут равны: z, =hBi+b, -(Є01 4--G, +2-тг-т), (46) z2=hB2+b2-(e02+92+2- -wопорциональности линейного закона изменения шага первого и второго ви), (47) где Ьвь hB2 - начальные шаги первого и второго винтов; Ьь Ь2 - коэффициенты пр нтов; 1 -угол, изменяющийся в пределах ОТ -фі ДО +фь 2 -угол, изменяющийся в пределах ОТ -ф2 ДО +ф2. Разность между расстояниями расположения точек Mi и М2 дает зазор 50 между винтовыми поверхностями А и В, равный: 0 =z2 -z, =hB2 -hBl +b, -(902 + 02 +2-7г-т)-Ъ\ -(б0 +0, + 2-я-т). (48)
Полученное уравнение (52) решаем no 0imax методом последовательного приближения. Зная 9imax, по уравнению (51) определяется 50 - величина минимального расстояния между винтовыми поверхностями А и В или при экспоненциальном законе изменения шага винтов. Расстояния от плоскости S до точек М] и М2 будут равны: (53) (54) где hBi, hB2- начальные шаги первого и второго винтов; Ьь b2 - коэффициенты пропорциональности экспоненциального закона изменения шага первого и второго винтов. -Ь1(бщ+01+2л--от) 5 Zl=hsl-e d8, С учетом выражений (49), (50) величина зазора между винтовыми поверхностями А и В в рассматриваемом случае равна 80=hB2-e sinSi (l+k0-r2}(l-2-cos9,)+l +2-к-т „, -є b,-(e01+e1+2- -m) (55) нулю: Рисунок 10- К расчету теоретического зазора Возьмем производную от функции (55) по углу 0, и приравняем ее к cose Sin2e— (l-2-cos8lmax)+(l + k0-r2)" . ив2 u2 de- B" л№ + к0-г2)-(і-2-созЄ1пт)+соз2Є1та. (56) -ь2 xe smHb VlwTi-f2}(l-2-cose1,„„)+l -hBl --b, .е-ь (0"1+Єі-+2-Т"") = 0. Уравнение (56) решаем no 0imax методом последовательного максимального врезания тела одного винта в тело другого. На эту величину, называемую теоретически необходимым зазором 8теор, необходимо сместить одну из винтовых поверхностей в случае врезания, чтобы избежать их пересечения.
Аналогичным образом определяется величина теоретически необходимого зазора 5теор приближения. Зная 0imax, по уравнению (55) определяется теоретически необходимый зазор 5теор.
Полученные уравнения (51) и (55) позволяют определять величины теоретически необходимого зазора для винтов с переменным шагом, имеющих несимметричный трапецевидный профиль, что необходимо для последующих расчетов объемных утечек и фактической подачи.
При выборе насосов с переменным шагом нарезки, применяемых для перекачки сжимаемых сред, необходимо знать величину геометрической степени сжатия єг. Из теории винтовых компрессоров геометрическая степень сжатия sr является функцией только геометрических параметров винтов и положения кромок окна нагнетания [40]: ег=- _, (57) W0 -W3 где W0 - полезный объем парных полостей винтового компрессора; W3 - заполненный объем парной полости. Конструкция насосов с внутренним (геометрическим) сжатием отличается от обычного исполнения конструкции компрессоров отсутствием окон всасывания и нагнетания. Процесс сжатия в указанных насосах происходит в межвитковом пространстве из - уменьшения теоретического объема, который, в свою очередь, изменяется за счет уменьшения шага винтовой нарезки. Для насосов с переменным шагом геометрическая степень сжатия равна: є. = WB W„ (58) где WB - геометрический объем рабочей полости со стороны всасывания; WH - геометрический объем рабочей полости со стороны нагнетания.
Давление внутреннего сжатия перекачиваемой среды может не совпадать с давлением нагнетания, т.е. с давлением среды, подаваемой потребителю. Если давление внутреннего сжатия меньше давления нагнетания, то происходит внешнее так называемое внегеометрическое досжатие газа до давления нагнетания. Если оно выше - происходят расширение газа и падение давления. Подача жидкости на вход в насос с внутренним сжатием может привести к быстрому нагреву насоса и выходу его из строя.
Теоретическая подача двухвинтового насоса с переменным шагом определяется со стороны всасывания геометрическим объемом межвиткового пространства винтов в момент закрытия впадины одного винта выступом нарезки другого. Рабочий объем при этом характеризуется начальным и конечным мгновенными шагами винтовых нарезок 1 -го и 2-го винтов - Ьн и hK соответственно, изменяющимися по линейному или экспоненциальному закону. Воспользуемся численными методами для расчета геометрического объема. Живую площадь на участке шагов /?,, и h2l проточной части легко (59) (60) представить в виде: fjhxi) = Rf: Хи
Вычисление теоретической подачи насоса с переменным шагом нарезки винтов
Точное математическое описание газожидкостного потока, полностью учитывающее все его особенности, в настоящее время не представляется возможным [7,69]. Для правильного выбора модели необходимы предварительные исследования, позволяющие установить характерные структурные формы потока ГЖС, термодинамику процесса и прочие особенности. В [7, 12, 13,70] подробно рассматриваются результаты исследований истечения воздуховодяной смеси через штуцеры. При этом были получены результаты, полезные для определения объемных потерь в двухвинтовом насосе: 1) независимо от режима течения ГЖС в трубопроводе перед штуцером - раздельного, пробкового или эмульсионного - истечение всегда сопровождается сильным диспергированным потоком в штуцере, вместе с тем газосодержание в выходном сечении мало меняется во времени ввиду эффекта саморегулирования газосодержания; 2) в штуцере полное перемешивание жидкости и газа достигается на расстоянии (2 - 3)-d от входной кромки, и далее поток движется как однородная сильно диспергированная масса; 3) вязкость жидкости не оказывает заметного влияния на критические параметры истечения. Последний результат характерен также для турбулентного режима течения в автомодельной области [71]. Один из основных результатов проведенных работ [7, 13,70] заключается в том, что движение ГЖС подчиняется закономерностям, свойственным газовой динамике.
Предположим, что в рабочих зазорах двухвинтового насоса имеет место сильно диспергированное течение ГЖС, аналогичное течению ГЖС через штуцеры. Это предположение подтверждается одинаковой природой движения ГЖС в штуцере и рабочих зазорах, режимы течения в которых, как это будет показано ниже, подчинены одним закономерностям и определяются критическими значениями числа Рейнольдса и числа Маха [7, 12, 72]. Поскольку сильно диспергированные потоки характеризуются незначительными относительными движениями фаз, то в дальнейшем примем за основу модель гомогенного потока ГЖС. Приведем необходимые для дальнейшего изложения аналитические и эмпирические зависимости физических параметров, характерные для рассматриваемой модели ГЖС: 1) плотность ГЖС типа «нефть - вода - газ» Р«=Рг-Р + ІР.-п.+Р11-(і-п.)]-(і-р), (83) гДе (?ш (?г в Єн плотности ГЖС и ее компонентов, газа, воды нефти, соответственно для стандартных условий (су.), пв - объемное содержание воды в нефти, Р - среднее объемное содержание свободного газа в ГЖС; 2) коэффициент адиабаты [7]: (1-х)-Срж+х.СР РГ (84) (1 -xJ-CV3K 4-Х -Cyj где х - массовое газосодержание смеси, Срж, Срг - теплоемкости жидкости и газа при постоянном давлении, СУЖ, Cvr - теплоемкости жидкости и газа при постоянном объеме; 3) эффективная вязкость водонефтегазовых эмульсий для 0 (3 0,7 по формуле А. Н. Бочарова, приведенной в [73]: (85) І 2,5 J внг Г ж .1 + 27-р где івнг - эффективная вязкость водонефтегазовых эмульсий, [лж - динамическая вязкость водонефтяной эмульсии. Перейдем к определению объемных потерь ГЖС на основе методики определения расхода газа в зазорах рабочих органов компрессоров.
Изучению движения газа в щелях посвящены работы СЕ. Захаренко, И.П. Гинсбурга, О.Н. Секуновой, СИ. Штейнберга, А. Эгли, Ф.Зальцмана, П. Фрави, С. Гвинеля и других исследователей [40]. Исследования показали, что вследствие значительного сопротивления движению газ в зазорах дросселируется, процесс истечения газа через зазоры происходит с возрастанием энтропии и соответствует необратимому адиабатическому течению вязкого газа (при наличии трения). В дальнейших расчетах принято допущение, что истечение газа происходит при отсутствии теплообмена с внешней средой и относительная шероховатость стенок щели равна нулю (опыты СЕ. Захаренко [40]). Для этих условий применима модель изоэнтропического процесса. Температура газа вдоль пути дросселирования незначительно падает, которая затем восстанавливается до первоначального значения.
В [7] показано, что процесс истечения ГЖС через штуцеры также соответствует изоэнтропическому. При р 0,98 течение ГЖС считается изотермическим, то есть к = 1.
В исследованиях течения газа через отдельно взятые зазоры с неподвижными стенками нашли отражение объективно существующие закономерности, отражающие физическую картину движения газа в зазорах в зависимости от режима истечения газа - ламинарного или турбулентного и по отношению к предельным режимам истечения - докритического или критического.
Критическое истечение в зазорах компрессора наступает при более низком соотношении давлений, чем в соплах [40]. При этом существенную роль играют форма зазоров и их относительные размеры. В щелях со сходяще - расходящимися стенками, приближающихся к форме сопла, критическое истечение наступает при том же соотношении давлений, что и в сопле. Применительно к зазорам для двухвинтового насоса последнее означает, что критическое истечение раньше всего наступит в зазорах 81 между цилиндрическими поверхностями обоймы и выступами винтовой нарезки. В современных негерметичных двухвинтовых насосах через зазоры 8[ имеют место наибольшие перетечки перекачиваемой среды, так как площадь щели по данному зазору на порядок превышает суммарную площадь других щелей.
В работе [74] определялись критические параметры течения ГЖС при больших значениях газосодержания: (3 0,45. Авторами [70] получены значения критических параметров течения мелкодисперсной ГЖС с газосодержанием от 0 до 20 %. Исследования проводились на воздуховодяной смеси с добавлением 0,1 % дисолвана. Мелкодисперсная смесь готовилась с помощью диспергатора. Во время эксперимента температура смеси оставалась постоянной, определялись Р2 - абсолютное давление до штуцера, Pj - давление за штуцером, в данном случае давление окружающей среды. Значения критических отношений давлений в зависимости от газосодержания, приведенные на рисунке 15, при значениях (3 до 16,7 % получены экспериментально, а при р 0,45 - заимствованы из работ [7, 74]. Совокупность этих данных представляет весь интервал изменения критического перепада от газосодержания. Результаты испытаний представлены в таблице 2.
Промысловые испытания двухвинтового насосного агрегата A3 2ВВ 63/25-50/25Б
Промысловым испытаниям подвергнуты двухвинтовые насосные агрегаты A3 2ВВ 63/25-50/25Б зав. № 11к1 (№ 1) и зав. № 11к4 (№ 2). К моменту проведения испытаний предварительная наработка агрегатов составила 740 часов и 105 часов соответственно. Функции контроля защиты и управления осуществила станция управления СУМН - 110 производства ОАО «Ижевский радиозавод». Место проведения промысловых испытаний УПС-34 «Янгурчи» НГДУ «Ишимбайнефть. Цель программы и методики: - проверка соответствия технических данных агрегатов заявленным техническим требованиям в паспорте; - определение характеристик (зависимостей подачи, мощности, к. п. д. от давления, вибрационного состояния) агрегатов и трубопровода в соответствии с программой и методикой (ПМ) в условиях НГДУ «Ишимбайнефть»; - отработка технологической схемы и режимов работы агрегатов в соответствии с ПМ, принятие решения о передаче испытуемых агрегатов в эксплуатацию. Дополнительно проверена возможность разделения фаз после первой ступени сепарации с целью замера их расходов с последующим смещением и подачей в исследуемые многофазные насосы.
Параметры технологии сбора и транспорта продукции нефтяных скважин на У ПС - 34: 1) добыча жидкости - 500 м /сут; 2) обводненность - более 65 %; 3) давление сепарации - до 0,36 МПа; 4) давление откачки - до 2,2 МПа; 5) давление закачки воды - до 12, 0 МПа. Газожидкостная смесь подводится после групповой замерной установки и установки предварительного сброса пластовой воды, через фильтр подается к экспериментальным насосам. После насосов поступает в трубный делитель фаз (0 500мм, L-Юм). Из трубного делителя фаз ГЖС поступает на напорный трубопровод, другая преимущественно жидкая часть по байпасной линии возвращается на вход в двухвинтовые насосы.
Предусмотрен раздельный подвод к насосу жидкости и газа с замером расхода каждой из фаз. Смешение фаз производится перед фильтром дросселированием на линии подвода жидкости. В состав проекта входят: 1) насосы двухвинтовые серии A3 2ВВ 63/25-50/25Б - 2 шт.; 2) трубный делитель фаз (труба 0 500 мм, длина-10 м) - 1 шт.; 3) фильтр БМЗ Ду-150, Ру-4 МПа - 2 шт.; 4) счетчик газа СВГТ-160 - 1 шт.; 5) расходомер жидкости МИГ-40 на байпасном трубопроводе - 1 шт.; 6) запорная арматура (Ру-4 МПа) - количество по проекту; 7) станция управления СУМЫ - 1 шт. Обвязка насосов и подбор оборудования выполнены на основании рекомендуемой схемы обвязки насосов серии A3 2ВВ ООО «Ливгидропром», паспорта насосов и оборудования. Приборы установлены согласно программе и методике промысловых испытаний двухвинтовых насосов, разработанным ГУП «ИПТЭР». Таблица 4 - Агрегат электронасосный A3 2ВВ 63/25-50/ Наименование показателя Величина Подача, л/с (м3/ч при вязкости 0,76x10"4 м7с, не менее) 14(50) Давление насоса, МПа (кгс/см2) 2,5(25) Частота вращения, с"1 (об/мин) 24(1450) Тип электродвигателя 2В 280 S4 У2 Параметры энергопитания: - частота тока, Гц 50 - напряжение сети, В 380 - род тока переменный Таблица 5 - Показатели технической и энергетической эффективности Наименование показателя Величина К.п.д., %, не менееДопускаемая вакуумметрическая высота всасывания, м, не менееДавление на выходе, МПа (кгс/см")Давление на входе, МПа (кгс/см2)Максимальное давление на входе, МПаВнешняя утечка через уплотнение, л/ч, не болееМасса электронасосного агрегата, кгГабаритные размеры, м 35 52,5(25)0,2(2)0,080,01222002,6x1,07; 7x1,06
Газоводонефтяная смесь Содержание газа 10...90 % Объем сероводорода в газе до 2 % Вязкость, м7с (см2/с)Плотность, кг/м"3 Температура, К (С) Максимальная концентрация мех. частиц, % Максимальный размер, мм 0,2xl0"4(0,2)...2x10-4 (2)1,2x103278...353 (5...80)0,02 0,1 Приборы и средства автоматизации Проектом предусматриваются: 1) контроль температуры и давления до и после двухвинтовых насосов; 2) расход нефти; 3) расход газа. Первичные датчики, входящие в состав станции управления: 1) преобразователь давления искробезопасный КРТ - ЕХ с пределом погрешности измерения до ± 1,0 %; 2) термометр межный технический ТМТ - 6; 3) переносной расходомер РТ868 - R. Точность замеров прибором РТ868 - R: а) времяимпульсный метод ±2% (±1% с калибровкой) при скорости 0,3 м/с, при скорости 0,3 м/с - (± 0,01 м/с); б) зондирующий метод ± 5 % (± 2 % с калибровкой) при скорости 0,3 м/с.
Зондирующий Trans Flection метод в соответствии с паспортной документацией применяется для измерения расхода многофазных жидкостей с сильным затуханием акустических колебаний, таких как нефтеносные пески, сточные воды, пульпы, жидкости с высоким содержанием пузырьков газа.
Вся вторичная аппаратура устанавливается на щите в операторной. Датчики давления, температуры и расхода устанавливаются по месту на технологическом оборудовании. Запись параметров выведена на компьютер.
Степень газосодержания до 10% определялась прибором УОСГ-100. Для удобства при регулировании ТП установки установлены эмперические зависимости количества свободного газа в жидкой фазе от давления в емкости Е( - QcB.r = ((Рс) и от уровня раздела нефть-вода в сепараторе (рисунки 1, 2), где Рс - избыточное давление; Н - высота столба воды.
Технологическая схема установки для проведения испытаний соответствует рисунку 39. Испытания проводились согласно программе и методике испытаний. Величина утечек через торцовые уплотнения соответствовала нормам - не более 0,012 л/ч. Основные результаты испытаний отражены на рисунках 40, 41 и в таблице 7. Принятые допущения при построении характеристик двухвинтового насоса и трубопровода: - температура ГЖС постоянная на протяжении всего трубопровода; - движение ГЖС на участках трубопровода установившееся; - содержание свободного газа на каждом участке трубопровода постоянное и соответствует указанному в таблице 7 газовому фактору; - обводненность нефти на УПС - 34 дана с учетом сброса воды, на других участках трубопровода - без сброса воды; - давление на конце трубопровода постоянное и равно 0,5 МПа.
