Tải bản đầy đủ
CHƯƠNG IV: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ KHAI THÁC DẦU BẰNG PHƯƠNG PHÁP GASLIFT CHO GIẾNG 219 BK-6 Ở MỎ BẠCH HỔ

CHƯƠNG IV: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ KHAI THÁC DẦU BẰNG PHƯƠNG PHÁP GASLIFT CHO GIẾNG 219 BK-6 Ở MỎ BẠCH HỔ

Tải bản đầy đủ

13
14

Độ nhớt của dầu đã tách khí
Độ ngậm nước

µ0

15
16
17
18
19

Nhiệt độ đáy giếng (nóc vỉa)
Nhiệt độ chất lỏng tại miệng giếng
Nhiệt độ khí nén tại miệng giếng
Áp suất tại miệng giếng
Áp suất vỉa

Td
Tlm
Tgm
Pm

20

Áp suât bão hòa

170

at

21
22

Áp suất khởi động của khí nén
Áp suất làm việc của khí nén

P bh
Pkd
Plv

120
102

at
at

23
24

Hệ số hòa tan của khí trong dầu
Hệ số sản phẩm của giếng

α

0,6
0,5

1/at
t/ngay.at

fnc

Pv

K

4,51
50

Mpa.s
%

120
55
30
12.01
220

0

C
C
0
C
at
at
0

Bảng 4.1. Các thông số của vỉa và giếng

4.2. Tính toán cột ống nâng cho giếng thiết kế.
4.2.1. Xác định chiều dài cột ống nâng L.
Để tính toán chiều dài cột ống nâng (L) ta áp dụng công thức sau:
10( Pd − Pde )
L=H−
γ hh
(4.1)
Ta có:
+ Pde = Plv - 4 = 102 – 4 = 98 (at).
+ Theo công thức tính lưu lượng khai thác: Q = K(Pv – Pd)

= = 135(at)

+ Trọng lượng riêng trung bình hỗn hợp dầu:

γ d + γ de
2
γhh =

(4.2)

Trong đó:

44

+ γd: Trọng lượng riêng của hỗn hợp dầu khí ở dưới đáy giếng.
(Qcl + 43,2.D 2 .γ cl ).γ cl
Qd . (G0 − α .Pd ).γ cl
+ Qcl + 43,2 D 2 .γ cl
( Pd + 1).γ d
γd =

(γcl = γd = 0,85g/cm3 -.Trọng lượng riêng của chất lỏng và dầu trong giếng).
γd =

(42,5 + 43,2.6,625 2.0,85).0,85
= 0,8437( g / cm 3 )
42,5.(120 − 0,6.135).0,85
+ 42,5 + 43,2.6,625 2.0,85
(135 + 1).0,85

+ γde : Trọng lượng riêng của hỗn hợp dầu khí ở đế ống nâng.
(Qcl + 43,2.D 2 .γ cl ).γ cl
Qd . (G0 − α .Pde ).γ cl
+ Qcl + 43,2 D 2 .γ cl
( Pde + 1).γ d
γde =
( 42,5 + 43,2.6,625 2.0,85).0,85
= 0,8366( g / cm 3 )
42,5.(120 − 0,6.98).0,85
+ 42,5 + 43,2.6,625 2.0,85
( 98 + 1).0,85

γ de =

Thay kết quả tính được thay vào công thức (4.2) ta được:
γ hh =

0,8437 + 0,8366
= 0,8402( g / cm 3 )
2

L = 3500 −

10.(135 − 98)
= 3059(m)
0,8402

Vậy chiều dài ống nâng:
Trong quá trình khai thác mực nước động hạ xuống,lưu lượng khai thác
giảm dần do áp suất vỉa giảm dần.Để nâng cao hiệu quả khai thác và giảm chi
phí cho việc nâng ống sau này,theo kinh nghiệm thiết kế người ta đặt ống
nâng cách nóc vỉa một khoảng 20-50 (m)
Vậy chiều dài của ống nâng là: L n = 3059 – 20 = 3039 (m)
4.2.2. Xác định đường kính cột ống nâng.
Đường kính của cột ống nâng khi giếng làm việc ở chế độ tối ưu được
xác định theo công thức:
0,235.

dtư =

Q0
1
3
ε (1 − ε ).γ cl

(4.3)

ε: độ nhấn chìm tương đối của cột ống nâng.
45

ε = 10.

→ dtư =

Pde − Pm
98 − 12
= 10.
= 0,333
L.γ cl
3039.0,85

0,235.

1
42,5
3
= 1,717(inch )
0,333 (1 − 0,333).0,85

Tiêu chuẩn hóa ta chọn đường kính ống nâng d n = 1,995 (inch) = 73 (mm)
4.2.3. Xác định lưu lượng khí ép
Tỷ suất lưu lượng khí ép toàn phần được xác định theo công thức:
0,077.L.(1 − ξ )
0,077.3039.(1 − 0,333)
pde
98
d .ξ . lg
2,5.0,333. lg
3
p
m
12
R otp =
=
= 325,2 (m /t)

Tỷ suất lưu lượng riêng của khí ép:
135 − 12
pd − pm
3
2
R oep = R otp - (G 0 - α
) = 325,2 – (120 – 0,6 2 ) = 242,1(m /t)

Như vậy thể tích khí ép trong một ngày là:
3

V=R oep .Q=242,1.42,5 = 10289,25 (m /ngđ)
4.3. Xây dựng biểu đồ xác định độ sâu đặt van gaslift.
Thường sử dụng 2 phương pháp xác định chiều sâu đặt van Gaslift:
Phương pháp giải tích và phương pháp đồ thị Camco ( ngoài ra còn có
phương pháp toán đồ Liên Xô). Hiện nay xí nghiệp liên doanh dầu khí
Vietsovpetro đều có sẵn chương trình và phần mềm máy tính, người thiết kế
giếng chỉ cần đưa số liệu đầu vào là có ngay kết quả một cách nhanh chóng và
chính xác.
Trong đồ án này, độ sâu đặt van gaslift được các định theo phương
pháp đồ thị Camco. Trong biểu đồ biểu thị một số đường thay đổi của các
thông số giếng phụ thuộc áp suất, chiều sâu giếng.
4.3.1. Xây dựng đường cong phân bố áp suất lỏng khí (GLR) trong cột ống
nâng (đường số 1).
+ Tỷ số khí lỏng tự nhiên
3

3

3

G 0 = 120 (m /t) = 120.0,85= 102(m /m ) = 573 (scf/bll)
Tỷ số khí lỏng ép vào giếng
3

3

3

GLR ep =R oep =242,1(m /t)=205,87(m /m )=1156,3(scf/bll)
Trên biểu đồ đường cong GLR,đường có giá trị =1156,3(scf/bll) được
nội suy từ đường có sẵn gần nó nhất,bằng cách ta tịnh tiến đồ thị sang phải

46

sao cho gốc tọa độ đồ thị cũ trùng với điểm tương ứng với áp suất miệng
12at(176psi)
4.3.2. Xây dựng đường phân bố áp suất thuỷ tĩnh (đường số 2).
Đường phân bố áp suất tĩnh được xác định như sau:Đường này đi qua
điểm áp suất miệng p=12.01at(176psi) và điểm áp suất thủy tĩnh ở độ sâu
1000m(3821ft).Ta tính áp suất thủy tĩnh ở độ sâu 1000m như sau:
Ta có phương trình: P 1000 =P m

γ l .H
+ 10

Với: Áp suất miệng P m =12.01at
3
Tỷ trọng chất lỏng γ l =0,85(T/m )

Độ sâu cần tính toán H=1000(m)
0,945.1000
10
Ta được kết quả sau: P 1000 =12.01 +
= 106,5(at) = 1551(psig)

4.3.3. Xây dựng đường phân bố áp suất khí nén ngoài cần (đường số 3).
Đường cong này đi qua điểm áp suất khởi động trên mặt đất là
100at(1470 psi) và điểm áp suất khí nén ở độ sâu đế ống nâng.Điểm này được
xác định theo công thức sau:
γ k .L

P L = P .e
kd

29, 263. Z ( t + 27 3)

Trong đó:
P 1 : Áp suất khí nén tại độ sâu L(at)
P kd : Áp suất khí nén khởi động ở miệng giếng (at)
t : Nhiệt độ trung bình của khí ( 0 C)

L : Độ sâu thực tế theo phương thẳng đứng (m)
Z : Hệ số nén trung bình tại t và P

Phương trình trên được giải bằng phương pháp lặp,giá trị P L đầu tiên
được xác định như sau :
5

P L = P kd + 8,2085.10 .P kd .L
∗ Áp suất khí nén tại chân ống nâng 3039 (m) = 9970 (ft)
-

Nhiệt độ trung bình:
tm + tde
30 + 120
0
0
t =
2
2
=
= 75 C = 167 F

47

-

Hằng số phương trình mũ là :
0,65.3039
γ k .L
29,263.Z .( t + 273) = 29,263.Z .( 75 + 273) = 0,214

∗ Áp suất khí nén P 1 :

Lặp lần 1:
5

P 11 =
P kd +
150(at)=2205(psig)

5

8,2052.10 .P kd .L=120+8,2052.10 .120.3039=

Pkd + Plv 120 + 102
2
2
P=
=
=111 (at)=1385(psig)

Từ t và P tra bảng 5.6 ta có Z =0,872
Tính áp suất khởi động tại H=3039 m
P 1 = 102.e

0 , 223
0,87 2

=131,7(at) = 1644(psig)

Nhận thấy giá trị tính chính xác và giá trị áp suất giả định lệch nhau
7psig(<40psig,thỏa mãn) nên ta chọn giá trị tính chính xác lần thứ nhất để
xác định đường áp suất khởi động.
Hai điểm xác định đường áp suất khởi động là:
Điểm thứ nhất (1497psig, 0 ft)
Điểm thứ hai (1644psig, 11480ft)
4.3.4. Xây dựng đường gradient nhiệt độ của khí nén ngoài cần (đường số 4).
Đường này được xác định như sau: Nối điểm nhiệt độ khí nén ở miệng giếng
0

0

0

0

(t mg =30 C=86 F) và điểm nhiệt độ vỉa (t v =115 C=239 F) - Lấy tại nóc vỉa.
4.3.5. Xây dựng đường gradient nhiệt độ chất lỏng trong cần (đường số 5).
Đường này cũng được xác định bằng cách nối 2 điểm nhiệt độ chất lỏng
0

0

0

0

miệng giếng (t mg =50 C=122 F) và điểm nhiệt độ vỉa (t v =120 C=248 F) - Lấy tại
nóc vỉa.
4.3.6. Các thông số cần thiết cho việc thiết kế lắp đặt van:
+ P v =220(at) =3234 (psi)
+ Áp suất bão hòa P bh =170(at) = 2499 (psi)
Ta có nhận xét sau:

48

-

Dựa vào áp suất bão hòa ta có thể xác định được thời điểm tách khí của dầu
trong đáy giếng.

-

So sánh áp suất vỉa và đường Gradien áp suất ta có thể xác định được thời
điểm có dòng chảy vào giếng trong quá trình khởi động.

4.4. Xác định độ sâu đặt van gaslift và các đặc tính của van.
4.4.1. Van số 1:
Bằng phương pháp đồ thị ta xác định độ sâu đặt van số 1 như sau:
+ Xác định giao điểm của đường phân bố áp suất thủy tĩnh và đường áp
suất khí nén khởi động.
+ Trên đường phân bố áp suất thủy tĩnh ta chọn một điểm có áp suất nhỏ
hơn áp suất tại giao điểm khoảng 50psi.Mục đích nhằm tạo ra chênh áp để khí
nén đi qua vào van trong ống khai thác.
+ Vẽ đường nằm ngang song song với trục áp suất đi qua điểm vừa chọn
và cắt trục độ sâu tại một điểm.Đó chính là vị trí đặt van thứ nhất.
+ Từ đường thẳng này kéo dài cắt đường số 4 và đường số 5 tại hai
điểm, hai điểm này là nhiệt độ khí nén ngoài cần và nhiệt độ của chất lỏng
trong cần tại van
Với cách xác định như vậy ta xác định được các thông số sau:
a. Độ sâu đặt van số 1:
1. Độ sâu đặt van 1: H1 = 986,2m (3235,5 ft)
2. Nhiệt độ khí nén tại độ sâu đặt van: Tknl = 128,30F (53,50C).
3. Nhiệt độ chất lỏng trong ống khai thác ở độ sâu đặt van 1:
T11 = 155,70F(68,70C).
4. Áp suất khí nén tại vị trí van:

Pkn1 = 1577,8psig (108,3 at).

5. Áp suất nhỏ nhất mà dòng chất lỏng trong ống khai thác đạt được khi
khí nén qua van 1:
Pmin = 660,4psig(45,9 at).
6. Hệ số hiệu chỉnh tỷ trọng và nhiệt độ khí nén ở vị trí van 1:
Ctg1 = 0,075. γ kn .(Tkn1 + 273) = 0,075. 0,65.( 53,5 + 273) = 1,093

b. Xác định đường kính van:
1.Áp suất khí nén cân bằng lực đóng mở van 1:
Pkcbl = Pknl - ∑∆Pkl = 108,3 – 0 =108,3 at (1577,8psig).
(∑∆Pkl =0 là tổng tổn hao áp suất của khí sau khi nén qua các van phía
trên,vì là van thứ nhất nên tổn hao áp suất này bằng 0).

49

2. Áp suất chất lỏng trong ống nâng dùng để cân bằng lực đóng mở van 1:
Plcbl = Pmin+ f.(Pkcbl - Pminl)
Trong đó:
f - là phần trăm độ chênh áp, nếu chọn f=0% thì hạn chế van một cách
tuyệt đối; nếu chọn f=100% thì hệ thống van sẽ làm việc ổn định nhưng nó lại
làm tăng số van. Vậy chọn f=0%.
Plcbl = Pmin1 = 45,9 at (660,4psig).
Khi áp suất khí nén nhỏ hơn P lcb1 van sẽ đóng. Nếu áp suất khí nén lớn
hơn Plcb1 thì van sẽ mở.
3. Tỷ số khí lỏng khi nén khí qua van số 1:
Từ độ sâu H1=986,2 m (3235,5ft) và áp suất P lcbl = 45,9 at (660,4psig)
theo hình (4.1) ta có:
3

3

GLR1=200 scf/bbl (35,6 m /m )
4. Lưu lượng chất lỏng đi lên trong ống nâng
Muốn xác định các thông số kỹ thuật của van,ta phải dự đoán giá trị lưu
lượng khai thác (q 1 ) trong van trong suốt quá trình khởi động,giá trị này phải
lựa chọn sao cho thích hợp để không làm hỏng van do tốc độ chảy của khí.
Áp suất đáy giếng khi bơm ép khí qua van 1:
γ 1.( H d − H1 )
0,85(3450− 986,2)
10
10
P d 1 = P min +
= 45,9 +
= 255,3 (at)

Vì P d 1 > P v nên lúc này chưa có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên giá trị lưu
3

lượng phải chọn đủ nhỏ để không làm hỏng van,ta chọn q 11 = 20 m /ng.đ
5. Thể tích khí nén qua van
V k1 = (GRL 1 - FGRL).q 11
Với GRL 1 : Tỷ số khí lỏng khi nén khí qua van 1
Và FGRL : Tỷ số lưu lượng khí riêng của dòng sản phẩm
3

FGRL = FGOR .(1-f n ) = 140.( 1- 0,5 ) = 70 (m /tân)
Lúc này chưa có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên FRGL = 0
3

Khi đó: V kl =(35,6 - 0).20 = 712 (m /ng.đ)

50

Dưới ảnh hưởng của nhiệt độ tại vị trí đặt van ta hiệu chỉnh lại lượng
khí nén lớn nhất qua van 1 là:
3

V kn max 1 =V k1 .C tg1 = 712.1,093 = 778,2 (m /ng.đ)
6. Đường kính lỗ van,từ các thông số của van 1
Áp suất khí nén cân bằng : P kcb1 =108,3 at (1577,8 psig) =109,7 bar
Áp suất chất lỏng cân bằng: P lcb1 =45,9 at (660,4 psig) = 46,5 bar
3

Lượng khí nén lớn nhất: V kn max 1 =712 (m /ng.đ)
Tra bảng 4.4 ta xác định được đường kính lỗ van là d v1 =1/8” (inch)
c. Xác định áp suất mở van ở điều kiện chuẩn 15,50C (600F).
Điều này nhằm xác định áp suất mở van ở điều kiện chuẩn tương
đương với áp suất mở van ở điều kiện trong giếng đối với van đó trong quá
trình cần sửa chữa và lắp đặt van ở trên mặt đất.
Với đường kính lỗ van là 1/8 ”(inch) tra bảng hệ số hiệu chỉnh của lỗ
van (Bảng4.4) ta có hệ số Fl1 = 0.0716; để xác định giá trị hiệu dụng Ct1 ta cần
phải tính:
Áp suất mở van ở điều kiện bề mặt(áp suất buồng khí):
Pbm1 =

Pkcb1 + Plcb1.Fl1 108,3 + 45,9.0,0716
=
= 104,1at (105,5bar )
1 + Fl1
1 + 0,0716

0
0
Tra bảng 4.5 với T l1 =155,7 F (68,7 C) và Pbm1 =104,1 at (105,5 bar) ta được
C t1 =0,8188

Áp suất mở van ở điều kiện chuẩn là:
P mv =C t1 .( Pkcb1 + Plcb1 .F l1 ) = 0,8188.( 108,3 + 45,9.0,0716) = 91,37 (at)
4.4.2. Van số 2.
Để xác định các thông số của van 2, từ điểm P min1 =45,9at (660,4 psig)
trên hình 4.3, ta vẽ đường thẳng song song với đường áp suất thuỷ tĩnh cắt
đường áp suất khí nén tại một điểm và chọn trên đường này một điểm có áp
suất nhỏ hơn so với đường bơm ép khí của van làm việc số 1 khoảng 30psig
để tạo chênh áp cho khí nén đi qua van số 2 vào ống nâng được dễ dàng.Từ
điểm vừa chọn này ta vẽ đường thẳng song song với trục áp suất cắt trục độ
sâu tại một điểm,điểm này chính là độ sâu cần thiết đặt van số 2.
Tính toán tương tự như đối với van 1 ta có các thông số của van 2 như sau:
1. Độ sâu đặt van 2:

H2 = 1653,4 m (5424,5ft).

51

2. Nhiệt độ khí nén tại độ sâu đặt van 2: Tkn2 = 158,60F (70,30C).
3. Nhiệt độ chất lỏng trong ống khai thác ở độ sâu đặt van 2:
T12 = 178,60F (81,40C).
4. Áp suất khí nén tại vị trí van 2:

Pkn2 = 1660,4 psig (114 at).

5. Áp suất nhỏ nhất (từ điểm đặt van) mà dòng chất lỏng trong ống khai
thác đạt được khi khí nén qua van 2:
Pmin2 = 997,3 psig (68,8at).
6. Áp suất cực đại trong ống nâng tại vị trí van 1:
Để xác định áp suất cực đại trong ống nâng tại điểm đặt van, ta chỉ cần
nối điểm áp suất khí nén tại độ sâu đặt van dưới nó với điểm áp suất miệng.
Theo (hình 4.3) ta có giá trị :
Pmax1= 1011,1psig(69,8 at).
7. Hệ số hiệu chỉnh tỷ trọng và nhiệt độ khí nén ở vị trí van 2:
Ctg2 = 0,075.

γ kn .(Tkn 2 + 273)

= 0,075. 0,65.( 70,3 + 273) =1,12

8. Áp suất khí nén dùng để cân bằng lực đóng mở van 2
P kcb 2 = P kn 2 -

∑ ∆P

k2

∆Pk 2 = (P max 1 - P lcb1 ).F l1 = (69,8 – 45,9). 0,0716 = 1,71 (at)

∑ ∆P

k2

= ∆Pk 2 +

∑ ∆P

k1

= 1,71 + 0 =1,71 (at)

Vậy P kcb 2 =114 – 1,71 = 112,3 (at)
9. Áp suất chất lỏng trong ống nâng dùng để cân bằng lực đóng mở van 2:
P kcb 2 =114 – 1,71 = 112,3 (at)
10. Áp suất chất lỏng trong ống nâng dùng để cân bằng lực đóng mở
van 2:
P lcb2 = P min 2 + f.( P kcb 2 - P min 2 )
Chọn f = 0%
Khi đó :

P lcb 2 = P min 2 =68,8at (977,3psig)

11. Tỷ số khí lỏng khi nén khí qua van 2:
Từ độ sâu H=1653,4 m (5424,5 ft) và áp suất lỏng cân bằng P lcb2
3
3
=68,8at (977,3psig) tra hình 4.1 ta có: GRL 2 =480 scf/bbl (85,44 m / m )
12. Lưu lượng chất lỏng đi lên trong ống nâng
Áp suất đáy giếng khi bơm ép khí qua van 2:

52

γ l .( H d − H 2 )
0,85(3450− 1653,4)
10
10
P d 2 =P min 2 +
= 68,8 +
= 221,5 (at)

Vì P d 2 > P v nên lúc này chưa có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên giá trị
3
lưu lượng phải chọn đủ nhỏ để không hỏng van,ta chọn q l 2 = 25 m /ng.đ
13. Thể tích khí nén qua van :
V k 2 = (GRL 2 - FGRL).q l 2
Lúc này chưa có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên FRGL = 0
3

Khi đó: V k 2 = (85,44 - 0).25 = 2136 (m /ng.đ)
Dưới ảnh hưởng của nhiệt độ tại vị trí đặt van ta hiệu chỉnh lại lượng
khí nén lớn nhất qua van 2 là :
3

V kn max 2 = 2392,3 (m /ng.đ)
14. Đường kính lỗ van,từ các thông số của van 2
Áp suất khí nén cân bằng: P kcb 2 =112,3 at (1636,1psig) =113,8 (bar)
Áp suất chất lỏng cân bằng: P lcb 2 =68,8 at (997,3 psig) = 69,7 (bar)
3

Lượng khí nén lớn nhất: V kn max 2 =2392,3 (m /ng.đ)
Tra bảng 4.4 ta xác định được đường kính lỗ van là d v 2 =1/8” (inch).
0

0

15. Áp suất mở van ở điều kiện chuẩn 15,5 C (60 F)
Với đường kính lỗ van là 1/8” inch tra bảng hệ số hiệu chỉnh của lỗ van
(Bảng 4.4) ta có : F 12 = 0,0716
Để xác định giá trị hiệu dụng C l 2 ta cần tính :
Áp suất mở van ở điều kiện bề mặt :
Pkcb 2 + Plcb2 .Fl 2
112 ,3 + 68,8.0,0716
1 + Fl 2
1 + 0,0716
P bm2 =
=
= 109,4 (at)
0

0

Tra bảng 4.5. với T l 2 = 178,6 F (81,4 C) và P bm2 = 109,4 (at) = 110,8
(bar) ta được C t 2 = 0,7838
Áp suất mở van ở điều kiện chuẩn là :
P mv 2 = C t 2 .( Pkcb 2 + Plcb 2 .Fl 2 ) = 0,7838.(112,3 + 68,8.0,0716) = 91,9 (at)
4.4.3. Van số 3:
Tính toán tương tự ta có :

53

H3 =2101,7 m (6895,5 ft).
Tkn3=178,90F (81,60C).
T13=193,90F (89,90C).
Pkn3=1715,6 psig (117,7 at).
Pmin3= 1224 psig (84,3 at).
Pmax2 = 1309,3psig (90,1 at).
γ kn .( Tkn 3 + 273)

Ctg3 = 0,075.
P kcb 3 = P kn 3 -

= 0,075. 0,65.(81,6 + 273) = 1,139

∑ ∆P

k3

∆Pk 3 = (P max 2 − Plcb 2 ).F l 2 = (90,1 – 68,8).0,0716 = 1,53 (at)

∑ ∆P

k3

= ∆Pk 3 +

∑ ∆P

k2

= 1,53 + 1,71 = 3,24 (at)

Vậy P kcb 3 = 117,7 – 3,24 = 114,5 (at) = 116,0 (bar)
P lcb3 = P min 3 + f(P kcb 3 - P min 3 )
Chọn f= 0%
Khi đó: P lcb3 = P min 3 = 84,3 at (1224 psig) = 85,4 bar
3

3

GRL 3 = 1250 scf/bbl (222,5 m / m )
γ l .( H d − H 3 )
0,85(3450− 2101,7)
10
10
P d 3 =P min 3 +
= 84,3 +
= 198,9 (at)

Vì P d 3 < P v nên lúc này có dòng chảy từ vỉa vào giếng
3

q l 3 = 30 m /ng.đ
3

V k 3 = (222,5 – 60,27).30 = 4866,9 (m /ng.đ)
3

V kn max 3 = V k 3 .C tg 3 = 4866,9.1,139 = 5543,4 (m /ng.đ)
d v 3 = 1/8” (inch)
F l 3 = 0,0716
Pkcb 3 + Plcb3 .Fl 3
116 ,0 + 85,4.0,0716
1 + Fl 3
1 + 0,0716
P bm3 =
=
= 114,0 (at) =115,5 bar

C t 3 = 0,7631
P mv3 = C t 3 .( Pkcb 3 + Plcb3.Fl 3 ) = 0,7631.(116 + 85,4.0,0716) = 93,2 (at)
4.4.4. Van số 4.
54