稠油掺稀液压反馈式抽稠泵杆柱设计优化图文.docx
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稠油掺稀液压反馈式抽稠泵杆柱设计优化图文
西南石油大学学报(自然科学版
2013年10月第35卷第5期
JournalofSouthwestPetroleumUniversity(Science&TechnologyEdition
Vol.35No.5Oct.2013
DOI:
10.3863/j.issn.1674–5086.2013.05.023
文章编号:
1674–5086(201305–0157–08
中图分类号:
TE933
文献标识码:
A
稠油掺稀液压反馈式抽稠泵杆柱设计优化*
袁波,杜林辉,梁志艳,唐健,姜建华
中国石化西北油田分公司塔河采油二厂,新疆轮台841604
摘要:
塔河油田为碳酸盐岩超深、超稠油油藏,因油稠配合掺稀生产,有杆泵举升主要以针对稠油掺稀设计的液压反馈式抽稠泵为主。
对液压反馈式抽稠泵在掺稀井中的受力情况进行分析,并对各种载荷的构成因素进行敏感性评价,得出动液面及混合液黏度是影响载荷的最敏感因素。
在受力分析的基础上,找出了目前杆柱设计方法存在的问题,并对杆柱断脱原因进行了分析。
通过大量实测及计算数据对比,得出优化后杆柱受力计算误差更小、受力状况评价更加准确的结论,应用优化后的计算方法,计算出目前各种机杆泵组合情况下的最大抽深,用于指导生产管理。
关键词:
稠油;掺稀;液压反馈式抽稠泵;受力分析;杆柱设计优化
RodDesignOptimizationoftheHydraulicFeedbackPumpofHeavy
OilMixedwithLightOil
Yuanbo,DuLinhui,LiangZhiyan,TangJian,JiangJianhua
No.2OilProductionPlant,TaheOilfield,NorthwestBranchCorporation,SINOPEC,Luntai,Xinjiang841604,ChinaAbstract:
TaheOilfieldisacarbonatereservoirwithultra-deep,ultra-heavyoil,whichneedstomixwithlightoil.Suckerrodpumpsaremainlythehydraulicfeedbackheavyoilpump,whichisdesignedspecificallyforheavyoilproduction.Thestresssituationofhydraulicfeedbackheavyoilpumpinmixinglightoilwellswasanalyzed,andthesensitivityofvariousloadingfactorswasevaluated,andfinallyweputforwardthatproducingfluidlevelandviscosityofthemiscibleliquidsarethemostsensitivefactorsaffectingtheloading.Onthebasisofforceanalysis,weidentifytheproblemsofrodstringdesigningmethodatpresentandanalyzethereasonsoftheruptureandoutofjointofthesuckersod.Throughalotofcomparisonofthemeasuredandcalculateddata,wedrawtheconclusionthatthestresserrorofoptimizedpolesissmallerandthestressstatusevaluationismoreaccurate.Theoptimizedcalculationmethodwillbeusedtocalculatethemaximumpumpdepthforvariouscombinationsoftheoilextractor,rodandpump,andtoguidetheproductionmanagement.
Keywords:
heavyoil;blendinglightoil;hydraulicfeedbackheavyoilpump;stressanalysis;roddesignoptimization网络出版地址:
袁波,杜林辉,梁志艳,等.稠油掺稀液压反馈式抽稠泵杆柱设计优化[J].西南石油大学学报:
自然科学版,2013,35(5:
157–164.
Yuanbo,DuLinhui,LiangZhiyan,etal.RodDesignOptimizationoftheHydraulicFeedbackPumpofHeavyOilMixedwithLightOil[J].JournalofSouthwestPetroleumUniversity:
Science&TechnologyEdition,2013,35(5:
157–164.
*收稿日期:
2012–11–02网络出版时间:
2013–09–27
基金项目:
国家“十二五”科技重大专项“碳酸盐岩缝洞型油藏采油技术完善与应用”(2011ZX05049–003。
158西南石油大学学报(自然科学版2013年
塔河油田采油二厂管辖着塔河六区、七区、十区北及十二区4个区块,油藏埋深5400∼7200m,50℃地面原油黏度在1000∼2100000mPa·s,主要为非均质性极强的奥陶系缝洞型碳酸盐岩超深、超稠油油藏。
稠油井采用掺稀油降黏方式生产,对有杆泵举升具有如下要求:
(1稠油原油黏温拐点在2500∼4000m,要求下泵深;(2掺稀降黏生产,稀油占据排量,要求泵径大[12]。
随着超稠油区块衰竭式的开发,动液面越来越深,有杆泵在举升过程中,普遍存在光杆滞后、抽油杆断、脱事故,导致有杆泵井检泵周期较短(482d,严重影响油井产量。
据统计(表1,2012年采油二
表1塔河采油二厂2012年抽油杆断脱位置统计表
Tab.1SuckerrodbreakoffpositioninNO.2TaheOilProductionPlantin2012
区块检泵井次断脱井次
断脱位置平均混合液
黏度/(mPa·s
平均泵深/m平均沉没度/m下部中部上部
六区1231265027021695七区621135030031866十区119522165025502038十二区30191153210025132333
厂有杆泵井共检泵59井次,其中因抽油杆断、脱检泵33井次,占比高达56%。
其中塔河油田六、七区抽油杆断脱主要集中在抽油杆中上部,原因为部分井供液能力差、抽油杆受最大拉应力及交变载荷(最大、最小载荷差影响疲劳断裂;十区北、十二区主要集中在杆柱中下部,主要受沉没度高、反馈力小及油稠摩阻大影响。
进一步分析认为,前期杆柱设计及受力分析评价不准确是造成稠油有杆泵井杆柱断、脱的重要原因,因此,有必要对稠油掺稀液压反馈式抽稠泵井杆柱进行受力分析和优化设计,以指导稠油有杆泵井杆柱设计及后期生产管理。
1液压反馈式抽稠泵受力分析
1.1结构原理
液压反馈式抽稠泵是针对塔河油田稠油掺稀降黏井而特殊设计的泵型。
该泵主要由上泵筒、上柱塞、下泵筒、下柱塞、中心管、进出油阀、抽油杆接头及泵筒接头组成。
具体结构及工作原理见图1。
该泵与常规泵相比主要特点是:
进出油阀均在柱塞上,泵筒上无固定阀,下行程时进油阀关闭,油管液柱重量作用在进油阀上,形成液压反馈力,帮助抽油杆下行,
有利于解决抽油杆在稠油井中下图1液压反馈式抽稠泵结构及工作原理图
Fig.1Hydraulicfeedbacktypepumpingviscouspumpstructureandtheworkingprinciplediagram
第5期袁波,等:
稠油掺稀液压反馈式抽稠泵杆柱设计优化159
行困难问题,同时也提高了泵效,克服了球阀关闭
滞后现象。
1.2受力分析
稠油掺稀液压反馈式抽稠泵与常规泵、稀油井
受力的不同之处主要在于:
(1下行时小柱塞承受
液柱载荷,具有液压反馈力[3];(2工作环境井液黏
度大,摩擦载荷大,不可忽略。
与常规泵受力相比,液压反馈式抽稠泵具有柱
塞承受反馈力利于下行的特点,其所受的反馈力
F反为[3]
F反=[(
ρmgL+po
−ρ稀g
(
hp−hd
−pc
]
·fr(1
图2为泵挂深度2400m,70/44液压反馈式抽
稠泵反馈力随动液面的变化规律曲线。
图2反馈力大小随动液面变化图
Fig.2Feedbackforcesizeservosurfaceprofile
结合图2、公式(1可以看出:
(1反馈力主要受泵挂深度、动液面、油压、套压及小柱塞面积影响;(2动液面越深,反馈力越大,越有利于柱塞下行。
与稀油井中有杆泵相比,因稠油混合液黏度高,因此受力分析时混合液与抽油杆及油管间的摩擦阻力不可忽略[410]。
由于混合液黏度具有随温度升高逐渐下降的特性[1113],计算摩擦阻力时必须考虑井筒温度场分布及混合液黏度随温度的变化规律,从下往上分段进行迭代计算。
Frl=n
∑
i=1
2πµlLi
[
m2−1
(
m
lnm−
(
m
]
vmax(2
而对于液柱与油管之间的摩擦力,按公式(3进行计算[45]
Ftl=
Frl
1.3
(32杆柱前期设计
2.1设计方法
在受力分析上,主要考虑杆柱载荷、液柱载荷及惯性载荷,计算各级杆的受力情况[410]
Fmax=(Wr+Wl
(
1+
Sn2
1790
(4
Fmin=(Wr+W′l
(
1−
Sn2
1790
(5
根据式(4、式(5,用修正古德曼图方法进行受力评价,得出其在不同三级杆柱结构下的最佳组合方式及最大下深如表2所示。
表2各类型泵最大抽深与目前下深对比表
Tab.2LargePumpingdepthofvarioustypesofpumpandpresentdepthcontrast泵型1”:
7/8”:
3/4”杆柱组合最大下深/m目前平均下深/m56/3840:
40:
2030502802
70/4445:
50:
0521002418
70/3245:
50:
0519002555
由于稠油原油黏温拐点深,且转抽初期动液面较高,杆柱设计时下泵深度未按动液面降至泵吸入口的最安全工况考虑,而从原油入泵角度考虑,因此下泵深度远远超过杆柱强度。
2.2存在的问题
从前期杆柱设计方法分析可以发现以下问题:
(1下泵深度远远超过H级抽油杆强度,在衰竭式开采方式下,随着环空液面逐渐下降,杆柱断脱问题将越来越突出。
(2杆柱受力仅考虑了杆柱、液柱载荷及其惯性载荷,未考虑对稠油有杆泵有较大影响的摩擦载荷及高沉没度产生的沉没压力,必然会导致设计与实际情况产生较大的误差。
(3在下行程中,考虑了杆柱及液柱的惯性载荷,而一般认为仅杆柱有惯性载荷,而液柱不随杆柱一起运动,因此无惯性载荷。
3杆柱优化设计方法
3.1优化设计方法
以抽油杆及柱塞整体作为研究对象,全面考虑抽油杆在油管液柱中上下运动受到静载荷、动载荷、摩擦载荷及其他载荷4个方面的力[410]。
160西南石油大学学报(自然科学版2013年
上行程时最大载荷[45]
Fmax=Wr+Wl+ph+Iu+Fz+Ftl+Fp−pi(6
下行程时最小载荷[45]
Fmin=Wr+W′l+p′h−Id−Fv−Frl−Fp−p′i(7
3.2载荷敏感性分析
根据式(6、式(7,结合稠油有杆泵载荷的构成因素,对最大、最小载荷值及其变化幅度进行敏感性分析,发现:
在泵挂深度、杆柱结构、工作制度一定的情况下[14],动液面深度是稠油有杆泵载荷的最敏感因素。
进一步分析杆柱受力随沉没度(泵挂深度减动液面及混合液黏度变化情况,见图3∼图7,可以得
出以下认识:
图3不同动液面下抽油杆悬点载荷构成
Fig.3Suckerrodsuspensionpointloadcompositionatdifferentdynamic
subsurface图4沉没度变化对有杆泵载荷大小的影响
Fig.4Effectofsubmergencechangeonsuckerrodpumploadsize
第5期袁波,等:
稠油掺稀液压反馈式抽稠泵杆柱设计优化
161
图5混合液黏度变化对有杆泵载荷大小的影响
Fig.5Effectofthemixtureviscositychangesonsuckerrodpumpload
size
图6混合液黏度变化与交变载荷关系曲线
Fig.6Relationcurvesbetweenthemixtureviscositychangesandalternate
loads
图7沉没度变化与交变载荷关系曲线
Fig.7Relationcurvesbetweensubmergencechangesandalternateloads
(1沉没度下降导致最大及最小载荷同时增加,但最大载荷增加的幅度远大于最小载荷的增加幅度。
(2混合液黏度增加导致最大载荷增加、最小载荷减小,且最小载荷的减小幅度大于最大载荷的增加幅度。
(3沉没度下降及混合液黏度增加均会导致杆柱交变载荷增加,降低杆柱的寿命。
4实例计算与验证
4.1杆柱受力分析更加准确,误差更小
对不同泵型(70/32、70/44、56/38、不同抽
162西南石油大学学报(自然科学版)2013年油机类型(14型、16型、900型及1000型)、不同动液面深度(150∼2586m)及不同混合液黏度(100∼1700mPa·s)有杆泵井优化前后计算载荷与实测载荷对比分析发现,优化后计算载荷误差平表3Tab.3均–0.25%及–0.40%,远远低于优化前平均–10.6%及35.5%。
从误差绝对值平均水平看:
优化前平均11.1%及35.5%,优化后平均2.2%及2.8%,说明应用新设计方法后误差更小。
优化前后计算载荷与实测载荷误差对比表优化前最大值/kN110.6139.3132.3101.0最小值/kN95.5109.095.889.4最大值最小值误差/%误差/%–5.901.10–13.50–24.00–10.6033.2014.2029.4065.0035.50优化后最大值/最小值/最大值最小值kNkN误差/%误差/%121.3138.7151.0128.174.991.872.054.43.100.70–1.20–3.60–0.254.40–3.70–2.700.40–0.40Computationloadandtheloaderrorcorrelationbeforeandafteroptimization实测载荷/kN混合液黏度(50℃)/(mPa·s)最大值最小值50010015001700117.6137.8152.9132.971.795.474.054.2井号泵型抽油机类型14型14型16型1000型动液面/m258621421580150S71TK771XTH1023956/3856/3870/44TH12328CH70/44平均值4.2杆柱受力状况评价更准确,更有利于指导生产以S71、TK771X、TH10239及TH12328CH井为例,用修正古德曼图方法及奥金格疲劳图法对优化前后各级杆柱受拉应力及交变应力进行评价[46]优化前提高了1∼3倍。
(2)用奥金格疲劳图法计算的折算应力与许用应力比值提高了1∼2倍。
因此,目前塔河油田稠油有杆泵井杆柱在井筒中的受拉应力状态及交变应力状态远远超过预计,这将会大大降低抽油杆的使用寿命,导致抽油杆频繁断脱,降低检泵周期。
,结果见表4。
可以看出,进行杆柱受力计算优化后:
(1)用修正古德曼图方法计算出的杆柱应力范围比表4Tab.4测试日期测试载荷/kN最大最小优化前后杆柱受力状况评价对比应力范围比(修正古德曼图)优化前1”7/8”3/4”2764732647632973861”60681018578优化后7/8”3/4”597010167748158751091”4574814963与许用应力比值(奥金格疲劳图法)优化前7/8”3/4”48829146678249921041”818711710497优化后7/8”3/4”798911887931017895129Rodstringstressstateevaluationcontrastbeforeandafteroptimization动液面/m黏度/(mPa·s)井号S71TK771XTH10239TH12328CH平均2012–07–131182012–06–291382012–07–221532012–07–20133135729574547498621421580150121550010015001700107524566328434.3机杆泵组合评价与管理优化以常规56/38稠油有杆泵下深2800m、70/44稠油有杆泵下深2600m及70/32稠油有杆泵下深2600m为例,采用H级抽油杆[地面配套14型3:
4:
3(1”:
7/8”:
3/4”)三级组合6],至24型抽油机,在确保抽油机及抽油杆安全的情况下,计算出各种组合情况下理论最大抽深深度(见表5,表中数据左为抽油杆理论最大抽深、右为抽油机理论最大抽深),从而对现有的机杆泵组合进行分析评价。
从表5可以看出:
(1)随着泵径的增大,在混合液黏度一定时,最大抽深深度快速下降,如16型[15]抽油机配合56/38、70/44、70/32抽稠泵,在混合液黏度为1000mPa·s时,其最大抽深分别2450,1460及1260m。
(2)随着混合液黏度的逐步增加,各型号抽稠泵最大抽深均呈下降趋势。
(3)在确保抽油机、抽油杆安全情况下,16型及900型抽油机即可满足56/38抽稠泵深抽要求,而14型抽油机最大负载不能满足深抽要求,20型、22型及24型用于深抽则造成较大浪费。
(4)70/44及70/32抽稠泵最大抽深在1190∼1540m(杆柱组合及下深优化可以适当增加抽深深度,但增加有限),因此,配合14型、16型及900型抽油机即可满足生产需求,配合再大型抽油机则造成抽油机载荷利用率低。
第5期袁波,等:
稠油掺稀液压反馈式抽稠泵杆柱设计优化表5稠油有杆泵机杆泵组合最大抽深表最大抽深/m163Tab.5Maximumrodpumpcombinationofheavyoilsucker抽稠泵型号工作制度/混合液黏下深/m(m×min−1)度(/mPa·s)50014型140kN2580/18502450/16852300/15451540/13101460/12201390/11301330/12951260/11951190/109016型/900型160kN2580/27052450/25602300/24151540/18801460/17901390/>17001330/18651260/17801190/169020型或1000型200kN2580/>28002450/>28002300/>28001540/>26001460/>26001390/>26001330/>26001260/>26001190/>260022型220kN2580/>28002450/>28002300/>28001540/>26001460/>26001390/>26001330/>26001260/>26001190/>260024型240kN2580/>28002450/>28002300/>28001540/>26001460/>26001390/>26001330/>26001260/>26001190/>260056/3828005.0*31000150050070/4426005.0*31000150050070/3226005.5*310001500注:
工作制度—冲程×冲次;14型抽油机类型—140kN最大载荷5结论
(1)在前期分析认识的基础上,对稠油有杆泵井受力进行了更准确的分析计算,并得出动液面深度及混合液黏度分别是稠油有杆泵井拉应力及交变载荷变化的最敏感性参数。
(2)结合近三年来采油二厂各区块有杆泵抽油杆断脱情况,分析出沉没度下降,最大拉应力增加是导致抽油杆上部断脱的主要原因,而混合液黏度的增加及过高的沉没度是导致抽油杆下部断脱的最主要因素。
(3)前期杆柱设计中受力分析及评价未考虑混合液黏度的影响,必然会导致下泵深度、杆柱组合及地面配套等一系列不合理现象,制约生产管理水平的提升。
(4)对杆柱受力分析优化后,杆柱受力计算更加准确,平均误差由11.1%及35.5%下降至2.2%及2.8%;且杆柱组合应力评价也更加客观,更有利于指导生产。
(5)在新的计算方法的基础上,以确保抽油机及抽油杆安全为基础,对现有机杆泵组合最大抽深进行了分析评价,得出了各组合情况下的最大抽深
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