塔河油田接力复合举升深抽工艺技术研究与应用技术报告

1、H:精品资料建筑精品网原稿ok（删除公文）建筑精品网5未上传百度中国石化西北油田分公司 科研项目验收报告中国石化西北油田分公司 科研项目验收报告塔河油田接力复合举升深抽工艺技术研究与应用中国石化西北油田分公司工程技术研究院 12月塔河油田接力复合举升深抽工艺技术研究与应用项目负责单位: 中石化西北油田分公司工程技术研究院项目负责人: 赵海洋 张志宏报告编写人: 邓洪军 刘 榧 杨映达 张建军 柏森 黄云 报告审核: 赵海洋起止时间: 1月至 12月中国石化西北油田分公司工程技术研究院 12月1 项目研究目的意义1.1目的意义随着开发的不断深入, 油层能量逐渐降低, 低液面油井不断增多。特别是塔

2、河油田奥陶系碳酸岩储层为代表的西部油藏具有超深、 高温、 缝洞发育等复杂的地质特征, 油井深度5000m以下。油井见产初期产能高、 递减快, 后期主要以人工举升开采方式为主, 当前塔河油田主要采取有杆泵( 管式泵、 抽稠泵、 螺杆泵、 自动补偿泵采油工艺) 、 无杆泵( 电潜泵采油工艺) 采油方式为主, 但随着地层能量的进一步的下降, 部分油井因供液不足处于间开生产状态, 液面已经下降到常规有杆泵极限泵挂深度, 现有工艺无法满足生产要求, 因此必须发展提高深抽工艺及深抽配套工艺技术, 提高油井的生产时效, 以满足油田开发生产要求, 同时为油田提高采收率做出贡献。1.2 课题内容设置1.2.1

3、课题主要研究内容( 1) 国内外复合举升深抽工艺技术调研( 2) 接力举升采油工艺技术优化研究( 3) 有杆泵-电泵接力复合举升方式配套管柱研究( 4) 有杆泵-电泵接力复合举升系统生产参数优化设计技术研究( 5) 有杆泵-电泵接力复合举升工艺现场试验应用1.2.2主要技术指标( 1) 有杆泵-电潜泵接力举升系统管柱设计及优化; ( 2) 接力升系统下泵深度达到4000m; ( 3) 检泵周期大于300天。1.2.3首先经过对不同类型油藏和油田地面条件的特点分析, 初步筛选出不同类型油藏的复合举升工艺方案, 然后在数值模拟的基础上, 研究最佳的参数匹配, 优化确定复合举升方式。再根据复合举升方

4、式设计相应的举升设备。最后研究不同的工作参数对复合举升系统的影响, 进行优化设计, 从而形成塔河油田超深复合举升采油技术。1.2.4技术关键( 1) 有杆泵-电泵接力举升优化组合及参数匹配研究( 2) 接力复合举升系统参数优化设计技术研究2 工作量及经济技术指标完成情况2.1 工作量完成情况序号主要研究内容完成情况1国内外复合举升深抽工艺技术调研总结分析了喷射泵电潜泵组合深抽工艺和喷射泵电潜泵接替举升工艺, 调研深抽工艺现状; 2有杆泵-电泵接力举升采油工艺技术方案优化研究完成了有杆泵-电潜泵接力举升深抽工艺的可行性分析, 总结分析了接力举升工艺的理论原理, 管柱耐压及拉伸强度分析计算; 3有

5、杆泵-电泵接力复合举升方式配套管柱研究优化设计了有杆泵电泵接力复合举升工艺管柱设计, 研制了井液匹配储能器装置、 高效油气分离器装置; 4接力复合举升系统生产参数优化设计技术研究合理优化设计了接力复合举升系统生产参数, 确保了现场成功应用。2.2 技术指标完成情况序号主要技术指标完成情况1有杆泵-电潜泵接力举升系统管柱设计及优化; 形成了一套适应塔河油田深抽工艺技术要求的有杆泵-电泵接力举升系统管柱设计, 配套井液匹配储能器及高效油气分离器; 2接力升系统下泵深度达到4000m; 有杆泵-电潜泵接力举升系统下深最深至4020m; 3检泵周期大于300天最长检泵周期达到336天, 其余井仍正常生

6、产。2.3 项目研究人员项目职责姓名单位职称研究分工项目负责赵海洋西北油田分公司工程技术研究院高级工程师总体设计与组织管理首席专家林涛西北油田分公司工程技术研究院教授级高工总体设计与规划研究人员赵普春西北油田分公司采油二厂高级工程师项目落实及组织实施研究人员张志宏西北油田分公司工程技术研究院高级工程师国内调研基础理论研究研究人员邓洪军西北油田分公司工程技术研究院工程师研究人员刘榧西北油田分公司工程技术研究院工程师管柱设计优化研究研究人员黄云西北油田分公司工程技术研究院工程师研究人员杨映达西北油田分公司工程技术研究院工程师研究人员张建军西北油田分公司工程技术研究院工程师方案优化设计研究人员柏森西

7、北油田分公司工程技术研究院工程师研究人员胡雅洁西北油田分公司工程技术研究院工程师现场试验跟踪评价研究人员刘广燕西北油田分公司工程技术研究院工程师3 取得的主要技术成果3.1接力复合举升工艺技术调研国内对于复合举升工艺也做了一些探索, 如喷射泵电潜泵组合深抽工艺和喷射泵电潜泵接替举升工艺等。3.1.1. 喷射泵电潜泵组合深抽工艺工艺流程见图3-1, 工艺流程设计具体方法是在油井附近打一眼深约50m的井, 称为口袋井。将电潜泵( 即电动潜油离心泵) 挂在口袋井中, 作为系统动力液的升压升温设备, 三相分离器置于油井附近实现动力液循环和原油外输。由于流程中无机械运动部件, 喷射泵随油管可下到一定深度

8、, 电潜泵在地面给动力液提供较高的压力( 一般可达1220MPa) , 系统经过大排量动力液将油井产出液带出, 克服了有杆泵深抽小液量难以提升的弱点, 整个系统不易发生机械故障, 适合深井举升。油井产出液经喷射泵与动力液混合从油套管环形空间返出, 进入三相分离器, 其中一部分液体作为油井产量外输至计量站, 一部分液体作为动力液进入口袋井循环。这样, 循环动力液就不断地从油井井底和口袋井中电潜泵机组获得热量, 最终使动力液具有较高的温度, 因而工艺具有较好的热力开采特性。图3-1 喷射泵与电潜泵组合举升流程图可是, 该工艺的局限性也是显而易见的。一是用喷射泵效率低, 下泵深度受限。二是与单一电潜

9、泵比, 并无优势。3.1.2 喷射泵有杆泵接替举升工艺喷射泵有杆泵接替举升是经过喷射泵系统举升和有杆泵系统举升两级举升接替实现的。主要包括有杆泵系统、 喷射泵和封隔器。封隔器在喷射泵以下密封油套管环形空间。其中喷射泵为套管式反循环泵, 动力液(水或油水混合液)由井口油套管环形空间打入, 经喷射泵与油层产出液混合。喷射泵将混合液举升到有杆泵的正常抽汲深度(保持有杆泵有一定的沉没度), 实现一级举升。由有杆泵系统再将混合液举升到地面, 实现二级举升。这样经喷射泵有杆泵的举升接替完成了油层产出液的举升过程。接替举升只要求喷射泵将油层产出液和乏动力液举升到井筒的一定高度, 因此动力液可采用低压(可为0

10、)动力液, 地面泵可采用低压离心泵, 或直接在井口加一回流装置, 让一部分混合液不经过任何处理重新注入油套管环形空间, 形成循环动力液。接替举升工艺设计是以油层井筒喷射泵抽油泵、 杆、 机所组成的生产系统为对象, 在油层、 喷射泵及有杆泵相互协调的前提下, 选定不同机、 杆、 泵(包括有杆泵和喷射泵)及其工作参数, 以喷射泵为求解点, 采用系统节点分析方法, 确定出最大的可能产量及其相应的抽汲参数。接替举升设计比常规的机、 杆、 泵系统设计要复杂, 它不但涉及井筒多相管流的压力和温度场分布, 而且还涉及到喷射泵和有杆泵之间的相互协调关系及其工作状况。该工艺特点如下: 喷射泵无机械运动部件, 动

11、力液工作压力很低, 可随油管下入足够深度。理论上只要有杆泵在喷射泵的有效扬程内, 能实现凡尔的开关, 即可实现举升接替, 因此接替举升系统的抽汲深度与单一的有杆泵或喷射泵的抽汲深度相比会大大增加。合理设计喷射泵与有杆泵之间的距离, 能够改进有杆泵的供液能力, 从而改进有杆泵系统的工况。从地面管理角度分析, 接替举升系统与单一有杆泵系统相差无几, 只是在井口多一个动力液入井流程。地面调整的参数为有杆泵系统的冲程、 冲数及喷射泵需要的井口动力液量, 这些参数的调整必须满足举升接替的协调关系。油层产出液量是上述参数调整的依据, 根据喷射泵的特性曲线, 以满足有杆泵的入口压力为基础, 确定井口动力液量

12、。与单一的有杆泵深抽或喷射泵深抽相比, 接替举升工艺的适应性有所增强。例如, 对斜井和水平井, 接替举升系统的喷射泵可下至油井的倾斜段和水平段; 对高凝高粘油井, 喷射泵的乏动力液易于实现对高凝高粘原油加温稀释等等。但也应该看到, 该技术并未解决有杆泵半程出液与喷射泵的协调问题, 这将使原来效率低的喷射泵变的更加低。同时, 由于喷嘴的低寿命, 无法实现水力起下, 难以矿场应用。经过对各种复合举升方式的研究分析表明, 合理的组合方式仅为有限的几种。比较合理的复合举升方式为( 1) 有杆泵电潜泵; ( 2) 电潜泵电潜泵; ( 3) 电潜泵射流泵3.2接力复合举升基础理论研究3.2.1高温高压流体

13、物性计算3.2.11) API重度 ( 3-2-1式中原油相对密度, 小数。2) 原油密度 ( 3-2-2式中STO原油在标准条件下的密度, lbm/ft3; 天然气相对密度, 小数。 = 3 * Arabic 3) 原油体积系数Standing( 1981) 相关式 ( 3-2-Vasquez-Beggs(1980) 相关式 ( 3-2-表3-2-1 系数c1c系 数0.87620.8762c1c2c34.67710-41.75110-5-1.81110-84.67010-41.10010-51.33710-9Glaso(1980) 相关式 ( 3-2-式中 = 4 * Arabic 4)

14、溶解气油比Standing( 1947) 相关式 ( 3-2式中 Vasquez-Beggs(1980) 相关式 ( 3-2表3-2-2 系数c1c系 数3030c 1c2c30.03621.093725.72400.01781.187023.9310Glaso(1980) 相关式 ( 3-2式中Lasater相关式 ( 3-2当40时, 当40时, 当时, 当时, 无因次法, 该方法仅实用于压力远远低于饱和压力的情况, 而饱和压力下的溶解气油比采用Standing相关式计算。 ( 3-2-10 = 5 * Arabic 5) 原油粘度Beggs-Robinson(1975) 相关式 ( 3-

15、2式中脱气原油粘度Beggs-Robinson(1991)相关式 ( 3-2式中当ppb时, 式中 = 6 * Arabic 6) 油气界面张力 ( 3-2式中3.2.1 = 1 * Arabic 1) 天然气密度 ( 3-2式中p压力, Psi; Tr拟对比温度, 无因次。 = 2 * Arabic 2) 天然气体积系数 ( 3-2 = 3 * Arabic 3) 临界压力温度公式1公式2 公式3式中H2S的含量, 无因次; CO2的含量, 无因次; N2的含量, 无因次。公式4当0.7时, 当0.7时 公式5 = 4 * Arabic 4) 非烃校正Wichert-Aziz(1972) (

16、 3-2式中 = 5 * Arabic 5) 偏差系数Hall and Yarborough相关式( 1pr24; 1.2Tr3.0) ( 3-2式中x由下式确定式中Dranchuk-Purvis-Robinson(1974) 相关式( 0.2pr15; 0.7Tr3.0) ( 3-2式中 = 6 * Arabic 6) 天然气压缩系数 ( 3-2 = 7 * Arabic 7) 天然气粘度Lee相关式 ( 3-2式中Dempsey(1965)相关式若不进行非烃校正, 则天然气的粘度按下式计算 ( 3-2式中若进行非烃校正, 则天然气的粘度按下式计算 ( 3-2式中3.2.1 = 1 * Ar

17、abic 1) 地层水密度在地层条件下, 纯水密度的相关式为 ( 3-2考虑矿化度的影响, 则为 = 2 * Arabic 2) 地层水体积系数 ( 3-2式中 = 3 * Arabic 3) 地层水压缩系数 ( 3-2式中, S含盐量, 无因次。 = 4 * Arabic 4) 溶解气水比 ( 3-2式中, = 5 * Arabic 5) 地层水粘度Meehan相关式 ( 3-2式中, SPERE相关式 ( 3-2式中, Brill-Beggs相关式 ( 3-2 = 6 * Arabic 6) 水气界面张力 ( 3-2式中3.2.2 油井流入动态研究准确预测油井是确定油井合理共组制度的依据,

18、 也是分析油井动态的基础。1) 单相液体当测试井底流压大于原油饱和压力时, 油层内为单相液体渗流, 油井产能可按采油指数计算: (3-2-3 式中qL产液量, m3/d; p wf井底流压, MPa; JL采液指数, m3/(d.MPa); 地层平均压力, MPa; qLtest测试产液量, m3/d; pwftest测试压力, MPa。2) 不完善井的Vogel方程当测试井底流压小于原油饱和压力时, 油层内出现气液两相渗流, 且考虑油井不完善对产能的影响, 油井产能预测可按下式计算: (3-2-3 式中qomax油井理想状态下最大产油量, m3/d; FE流动效率, 表征油井的不完善情况。3

19、) 油气水三相渗流IPR方程对于注水开发的油藏, 油气水三相同时存在。Petrobras根据油流Vegol方程, 从几何学角度导出油气水三相渗流时的IPR曲线及井底流压和采油指数计算式。 (3-2-3 (0qLqb)pwf = (qb qLqomax) (qomax 100, 无因次时间f (tD)可由下式计算 (3-2式中 地层热扩散系数, m2/s; 时间, s。对于tD100, 无因次时间函数f (tD)随无因次时间和无因次量rtoUto/Ke的变化关系由表3-2-6确定。表3-2-6 无因次时间函数tDrto.Uto/ke0.010.020.050.10.20.51.02.05.010

20、20501000.10.20.51.02.05.010.020.050.01001.021.361.651.962.392.731.021.371.661.972.392.731.031.371.661.972.402.741.041.381.671.992.422.751.051.401.692.002.442.771.081.441.732.052.482.811.111.481.772.092.512.841.151.521.812.122.542.861.201.561.842.152.562.881.221.571.862.162.572.891.001.241.581.862.16

21、2.572.891.011.241.591.872.172.572.891.011.251.591.872.172.582.893.3接力复合举升优选3.3.1高效油气分离装置抽油泵电缆电机高效油气分离装置抽油泵电缆电机电泵吸入口井液匹配器图3-3-1 有杆泵电潜泵复合举升管柱示意图 井液经电泵举升至蓄能器, 抽油泵上部在工作一段时间后, 必然形成气顶。该段气顶能随着抽油泵的上下运动交替压缩与膨胀, 起到弹性蓄能作用。当气柱达到一定高度时或电潜泵产液高于有杆泵排液量时, 放气阀自动开启, 将多余气体释放。技术特点: ( 1) 技术成熟, 地面设备简单。( 2) 防气装置可使电泵系统在较高气油比

22、井液中也可正常工作; ( 3) 整套管柱无封隔器和其它薄弱点, 并可随时测试井底压力、 液面等参数。存在问题: 必须解决电泵的连续出油与有杆泵的半程出油矛盾, 避免电泵的电流冲击损坏。3.3.2该工艺采用两级电泵实现复合举升, 管柱见图3-3-2。要使产液进入上部离心泵, 须在电潜泵外加1个导流罩, 使上部电泵系统悬挂在导流罩内。导流罩上端用丝扣或螺钉固定在离心泵的进口以上位置, 下端接油管, 这样井液就可流经电机与导流罩之间环形空间进入离心泵而被举升到地面。保护器下离心泵保护器下离心泵上吸入口电 缆下电机下吸入口上电 机上离心泵导流罩 油 管上保护器图3-3-2 电泵-电泵复合举升管柱示意图

23、( 1) 系统效率高, 基本能达到或接近有杆泵在浅井中的系统效率。( 2) 技术成熟, 地面设备简单。( 3) 系统匹配容易、 控制方便。存在问题: ( 1) 电缆的空间排布问题。电缆需要穿越上导流罩与电机相连, 两层电缆在7in井眼难以排布。( 2) 上泵电缆穿越导流罩的操作问题。电缆需要穿越导流罩两根电缆合并, 而按当前的技术条件难以实现。因此, 按照当前的技术条件, 电泵-电泵复合举升工艺技术只能应用于8 1/2in以上井眼。3.3.3 喷射泵电潜泵复合举升工艺技术原理将反循环喷射泵用油管连接在电潜泵下端, 喷射泵下端再接上封隔器, 以封隔油层和油套环形空间, 生产时环形空间充满一定的液

24、体( 水) 喷射泵就是利用环形空间液柱压力为动力, 将油层产液吸入, 并举升一定高度, 再由电潜泵举到地面( 见图3-3-3) 。电潜泵外加1个导流罩, 导流罩上端用丝扣或螺钉固定在离心泵的进口以上位置, 下端接油管, 这样混合液就可流经电机与导流罩之间环形空间进入离心泵而被举升到地面。工艺优点: ( 1) 由于不需要喷射泵把混合液举升到地面, 因此, 不需地面高压动力设备。动力液来源于本井或一般的地面掺水管线。( 2) 由于喷射泵已把混合液举升到一定高度, 因而电潜泵下泵深度减少, 避免了电潜泵受井深高温的影响。降低了电潜泵电缆耐温等级和电缆长度, 节约了费用。电缆泵组电缆泵组潜油电机射流泵

25、封隔器导流罩图3-3-3 喷射泵电潜泵复合举升管柱示意图( 4) 因电机外安装了导流罩, 使动力液、 地层液全部流过电机, 降低了电机表面温度, 避免了电机过热而烧毁的事故, 延长了电机使用周期。( 5) 减少了电潜泵受地层产液降低的影响, 扩大了其应用范围。当地层产液降低到电潜泵最小推荐排量以下时, 可提高动力液流量, 使得混合液排量始终在电潜泵推荐排量范围之内, 避免了地层供液不足, 烧坏电机的事故。存在问题: ( 1) 电缆的高压密封问题。电缆需要穿越护罩与电机相连, 不但空间尺寸难以排布, 而且必须能承受25MPa以上的压差, 按当前的技术条件, 还存在难以克服的困难。( 2) 护罩的

26、连接强度问题。按强度计算, 护罩结构和材质在7in井眼中难以实现。( 3) 喷嘴的寿命。当前射流泵的喷嘴寿命低于半年。如果单用射流泵采油, 能够经过投捞方便实现喷嘴更换。在复合举升工艺管柱中射流泵处于电潜泵下部, 无法投捞喷嘴。( 4) 气体影响。电泵水力喷射泵受气体影响很大, 但在该管柱中无法实现气液分离, 明显降低了系统效率,甚至无法生产。( 5) 封隔器的可靠性。封隔器要在高压差、 管柱震动情况下保持长期可靠的密封, 从当前国内外的应用效果来看, 尚存在较大的差距。因此, 该复合工艺技术在现有技术条件下尚无法应用于矿场。 从技术、 经济、 环境等方面综合考虑, 选用有杆泵-电泵复合举升系

27、统作为首选方案。该方案必须解决须解决电泵的连续排液与有杆泵的半程排液矛盾。3.4电泵高效油气分离装置研制气体对离心泵的影响很大, 在工作介质为气液两相的情况下, 泵的排量、 压头和效率都会明显下降。离心泵叶轮在工作时, 气泡一方面占据了流道体积, 使液体排量减少。另一方面, 气体使混合液密度降低, 离心力减小, 从而降低了泵的扬程。严重时会造成气锁排不出液体, 并产生气蚀现象, 损坏叶轮和导轮。根据前期国内外应用情况来看, 尚无明显效果的脱气方法。一般在吸入口气体含量超过30时, 离心泵就无法正常工作。本课题研究的一种高气油比井脱气的方法综合采用减压分离、 重力分离、 离心分离, 使溶解气充分

28、析出, 从而大大降低泵内游离气的含量, 保证泵正常工作。1) 工作原理在举升泵之上部分油管换成特殊设计的双层管, 双层管中间环空及双层管与套管之间的环空构成井液流动和油气分离的通道。高气油比井内液体首先从双层管外部上升到举升泵上方位置, 上升过程中靠减压分离降低压力使溶解气充分析出, 成为气泡或气体段塞从井口套管放出。脱气液体由上而下从双层管环空进入举升泵, 双层管环空采用重力分离螺旋降压分离, 进一步使溶解气析出, 从而大大降低进泵液体中含气量, 消除了气体对泵的影响。本分离装置的双层防气管柱长度能够任意延长, 经过流动时的压力降低使溶解气充分析出, 而且气泡合并膨胀足以排至井口。从根本上消

29、除了气体对采油泵的影响。2) 结构组成电泵高效油气分离装置由进液总成, 分离总成、 分离连接总成、 防气罩、 特殊变径法兰组成。图3-4-1图3-4-1 进液总成示意图进液总成( 见图3-4-1) 在分离装置最上端。其作用一是引导经过初步脱气的地层流体进入分离总成, 二是经过再分离后的气体经排气孔排到油套环空。( 2) 分离总成图图3-4-2 分离总成示意图分离总成( 见图3-4-2) 在分离装置中部, 由若干节组成。当初步脱气的地层流体进入其内部的螺旋流道后, 在离心力和油气密度差的作用下, 密度较高的液体部分附在外侧, 经流道下行; 而气体则附在内层逐渐上浮, 经排气孔排出。( 3) 分离

30、连接总成图图3-4-3 分离连接总成示意图分离连接总成( 见图图3-4-3) 连接在防气罩与分离总成中间, 其作用一是具有分离总成一致的分气作用, 二是连接防气罩。( 4) 防气罩图图3-4-4 防气罩示意图 防气罩( 见图3-4-4) 罩在离心泵的外面, 形成一个与吸入口连通的流道, 使脱气后的流体经过吸入口进入离心泵。( 5) 特殊变径法兰图图3-4-5 特殊变径法兰示意图特殊变径法兰( 见图3-4-5) 下端经过螺拴与保护器连接, 上端经过螺拴连接吸入口。同时上端外的螺纹与防气罩连接。3) 油气分离效果计算( 1) 分离效果设计计算油气分离装置的基本原理是利用油气的密度差, 经过滑脱和离

31、心作用将油气分开。分气过程可分为五个步骤: 第一步: 气泡在套管内随液流上升时, 由于油气密度差, 使油气产生滑脱, 气泡上行速度vg等于液体上升速度vf加上气泡在静止液体中上升速度vd。因此, 气泡上升速度较液体上升速度快一个vd, 因此, 气泡首次分离。根据斯托克公式式中 vd气泡在静止液体中的上浮速度, cm/s; d气泡直径, cm, 一般取0.10.2cm; o原油密度, g/cm3; g气密度, g/cm3; o油的动力粘度, Pas; g重力加速度, cm/s2。因此, 气泡上浮速度与气泡直径平方成正比, 与液体粘度成反比。经过流体上行降低泵吸入口压力使气泡直径变大会大大提高分气

32、能力。设气泡直径1cm, 油的动力粘度1Pas, 忽略气体密度, 则vd =9.8/1.8 = 5.44cm如果液体上升速度低于气泡在液体中的上浮速度, 则气体能够排出而不沿吸入口下行。那么按上浮速度5.44cm/s计算, 则1cm以上气泡全部分离的最小产量为(0.1582- 0.1022) /40.0544m/s606024= 53.72mvfhvfvvdvfvg图vfhvfvvdvfvg图3-4-6 二步骤气泡矢量图由图3-4-6可见, 液体比气泡更容易进入分离器, 而且液体中气泡能否进入分离器将取决于垂直分速度与水平分速度的比值。垂直分速度愈大, 水平分速度愈小, 则气泡越不容易进入。因

33、此, 越靠近吸入口的气泡, 水平分速度愈大, 越容易被液流带入。气泡直径愈小, 垂直分速度愈小, 越容易被液流带人气锚。设进液口为直径3cm的进液口5排, 每排4个孔, 则总过流面积为141.3cm2, 而气锚外的环空截面积为145.6 cm2, 流速与截面积成反比, 那么在直径小于1cm的气泡中, 约有141.3/(141.3+145.6) 100% 49.25%的气泡能够分离出来。 经过两步分离的流体向下进入螺旋流道, 进行离心分离。第三步: 气泡在分离器环形空间进行三次分离。这时气泡速度是液流下行速度减去气泡上浮速度, 气锚环形空间有一部分能分离的最小气泡滞留在环形空间。在向下流动过程中

34、, 含气油流在分离器环形空间内旋转流动, 由于不同密度的流体, 离心力不同, 使聚集的大气泡沿螺旋内侧流动, 带有未被分离的小气泡的液体则沿外侧流动。被聚集的大气泡不断聚集, 沿内侧上升至螺旋顶部聚集成气帽, 经过排气孔排到油套环形空间。( 3) 离心分离效率计算旋转分气原理, 主要是利用油气以较高速度旋转流动而产生的紊流及离心分离作用将油气分开。为了简化计算程序, 作以下假设: = 1 * GB3 气泡在液体内是均匀分布的; = 2 * GB3 气泡在螺旋槽内移动时只考虑离心力场的作用, 而忽略重力场的作用; = 3 * GB3 液体密度是一致的; = 4 * GB3 气液混合物以同一速度在

35、螺旋槽内作旋转运动。单气泡在螺旋中的运动规律: 根据气泡所受液体的离心力与气泡径向运动的阻力, 可得出气泡在螺旋中的运动微分方程为式中 d气泡在螺旋中的角位移增量, rad; dr气泡在螺旋中的径向位移增量, cm; r气泡旋转半径, 即气泡到出口处至气锚中心的径向距离, cm; 液体运动粘度, cm2/s; 气泡旋转角速度, rad/s; d气泡直径, cm。积分公式得, 式中 气泡( 或液流) 从螺旋入口到出口时所走过的角位移, rad。由定义可知, 式中 螺旋长度, cm; b螺距, cm。因为 因此 式中 qm油气混合物在螺旋中的流量, m3/s; r1螺旋内半径, cm; r2螺旋片

36、外半径, cm。将式( 5) 、 ( 6) 代入式( 4) 中得液气混合物在螺旋内的流量: 考虑在吸入口压力下, 部分气溶解在原油中, 油气混合物在螺旋内的流量( m3/s) 可用下式表示式中 Qo日产油量, m3/d; Qw日产水量, m3/d; R气油比, m3/ m3; Rs溶解气油比, m3/ m3; po标准大气压, MPa( 取0.1MPa) ; pa吸入口压力( 绝对) , MPa。( 3) 分离系数计算 在一般情况下分离系数越趋于1, 则分离效果越好, 分离系数可用下式表示: 式中 分离系数, 小数。计算得 = 0.784( 4) 求分离效率 即分离后的理论泵效, 可用下式表示

37、设r17.3cm, r2 = 8.9cm, 运动粘度v=20cm2/s, 气泡直径d 0.2cm, 螺旋长度L=98m= 9800cm, 流量qm50m3/d = 0.0005787m3/s, 沉没度H=计算得不同螺距、 气液比条件下的分离系数、 泵效见表3-4-1。表3-4-1 不同螺距、 气液比条件下的分离系数、 泵效参数b10152025303.06321.36140.76580.49010.34040.9980.9340.7840.6250.494R=2000.9870.6940.4100.2860.229R=1500.9900.7520.4810.3480.283R=1000.993

38、0.8200.5810.4440.372R=500.9970.9010.7350.6150.542其中: 中间系数, 分离系数, 泵效, R气液比。图3-4-7 气液比200时不同螺距下的分离系数、 泵效曲线图3-4-8 不同气液比不同螺距下的泵效曲线从上面的图表能够看出, 日产液螺距为10cm时分离效果已经接近全部分离第五步: 液流下行时, 随着压力升高, 气泡逐渐变小, 进一步降低了气液比。4) 连接方式研究提升短节吊 卡泵上短节专用吊装工具提升短节吊 卡泵上短节专用吊装工具离心泵防 气 罩特殊变径法兰保护器电机图3-4-9 油气分离装置连接示意图( 1) 用常规方法下入潜油电机和电机保护

39、器( 保护器上部为特殊变径法兰) 。( 2) 在井口将潜油离心泵下节和进液接头接为一体, 装入防气罩内。用大钩将离心泵和防气罩一同吊起。先将进液接头的下法兰与保护器的变径法兰接好, 再下放防气罩, 将防气罩与变径法兰连接在一起( 防气罩上部有专用吊装工具, 电泵上部设计专用提升短节) 。保护电缆、 管柱下至井口合适位置, 打好卡瓦链。( 3) 拆去防气罩吊装工具和离心泵提升短节。下第一级防气装置: 将下部连接套上推, 露出油管接箍和油管下接头, 将内部油管扣上紧, 再用连接套将防气罩与第一级防气装置连接起来。图3-5-1图3-5-1 井液匹配器结构示意图3.5蓄能装置研究为解决电泵的连续出油与

40、有杆泵的半程出油矛盾, 避免电泵的电流冲击损坏, 研制了蓄能匹配装置。1) 基本原理井液匹配器的结构如图3-5-1所示。外管下端连接在电泵上面的油管, 上端与井液匹配器的外管接头相连。内管下接悬挂在外管内的抽油泵。井液经电泵举升至井液匹配器, 抽油泵上部在工作一段时间后, 必然形成气顶。该段气顶能随着抽油泵的上下运动交替压缩与膨胀, 起到弹性蓄能作用。当气柱达到一定高度时或电潜泵产液高于有杆泵排液量时, 蓄能阀自动开启, 将多余气体释放。储能器在有杆泵电潜泵复合举升系统中有三个作用。(1) 引导油流顺利地从电潜泵系统进入有杆泵系统, 即在两系统之间起衔接作用。(2) 暂时储液。由于电潜泵系统为

41、连续排液的系统, 而有杆泵系统为上冲程吸液, 下冲程排液, 因此, 在下冲程中, 需要有一个设备将下冲程时间段内电潜泵所排出的液体储集起来。(3) 调节压力。由于电潜泵系统为连续排液的系统, 而有杆泵系统为上冲程吸液, 下冲程排液, 因此, 在下冲程固定阀关闭, 电潜泵处于憋压状态, 影响电潜泵的正常工作, 电潜泵长期处于这种工作状态下, 将使电潜泵的寿命大大缩短。井筒积液, 由于储能器的存在使电潜泵能够连续排液, 在储能器内暂时储存起来, 从而两泵所受的压力冲击减小, 改进泵的工况。2) 储能器内液面波动规律复合举升系统在工作过程中, 有杆泵柱塞周期性上下运动, 实现吸液和排液, 因此储能器

42、内的液面也会随着柱塞的周期性运动周期性的上下波动。柱塞运动一个冲程所用的时间: 一个冲程时间内电潜泵的排量: ()下冲程储能器储集液体量: ()图3-5-2 储能器液面波动示意图由图3-5-2能够看出, 储能器内的液面在A、 B之间波动, 由于泵柱塞的运动可简化为简谐运动, 因此将储能器液面的波动简化为简谐运动。则储能器内液面波动规律可由下式描述: (3-5-1) (3-5-2) (3-5-3)式中 储能器的横截面积, m2; 有杆抽油系统油管的横截面积, m2。由式(3-5-1)、 (3-5-2)和(3-5-3)可绘制储能器内液面波动规律曲线(如图3-5-3)。图3-5-3 液面波动规律曲线

43、储能器内液体的位移 储能器内液体的速度 储能器内液体的加速度 3) 储能器的设计计算(1) 储能器的容积储能器的长度由暂时储集液体的体积以及上部有杆抽油系统的油管外径共同决定。储能器的容积为: 式中 储能器内液面上升高度, ; 有杆泵的沉没度, ; 安全系数, ; 储能器内径, 。(2) 储能器效果分析已知油井使用套管直径为159mm, 则选用储能器的外径mm, 内径mm, 油管外径D= 73mm, 有杆泵冲程5.1m, 冲次6min1, 有杆泵的沉没度为m, 原油密度, 含水率, 油井产液量为50m3/d, 电潜泵排量50m3/d。对使用和不使用储能器的管柱结构分别进行设计, 分析储能器调节

44、压力的效果。设计结果如表3-5-1和表3-5-2所示。由设计结果能够看出, 不使用储能器时, 按电潜泵憋压计算得有杆泵吸入口压力波动达5.95, 复合举升系统可能处于连喷带抽的状态, 系统工况复杂, 而使用储能器后有杆泵吸入口压力波动仅为0.00524, 系统基本处于平稳的工作状态。因此, 储能器的使用能够大大降低有杆泵吸入口压力波动范围, 从而改进泵的工况, 延长电潜泵的寿命和检泵周期。储能器的使用, 充分体现了复合举升系统的完善性。表3-5-1 不使用储能器时的设计结果表上冲程电潜泵的排出口压力()11.235有杆泵的吸入口压力()2.707下冲程电潜泵的排出口压力()11.235有杆泵的

45、吸入口压力()8.66有杆泵吸入口压力波动()5.95表3-5-2 使用储能器时的设计结果表储能器的长度()330安全系数1.1上冲程电潜泵的排出口压力()11.235有杆泵的吸入口压力()2.707下冲程电潜泵的排出口压力()11.24有杆泵的吸入口压力() 2.712有杆泵吸入口压力波动()0.005243.6有杆泵电潜泵接力复合举升工艺研究3.6.1设计思路及管柱结构复合举升系统的工作流程是: 油层流体沿射孔层段流至井底, 并在井底流压的作用下沿井筒向上流动, 流经电潜泵后被电潜泵举升一定的高度, 再由有杆泵复合举升至地面, 从而实现4000米超深举升。复合举升系统举升原理如图3-6-1

46、所示。对于某一具体的油井, 在给定配产下, 根据油井流入动态可得到相应的井底流压。井底流体首先在井底流压的作用下流至电潜泵的吸入口, 流体经过电潜泵获得一定的扬程, 接着流体以电潜泵的出口压力沿油管向上流动, 流至有杆泵的吸入口, 流体经过有杆泵又获得一定的扬程, 接着流体又以有杆泵的出口压力沿油管向上流动, 直至流出井口, 并沿地面管线流入计量间。图3-6-1 复合举升系统举升原理示意图井口油压 有杆泵吸入口压力 电潜泵吸入口压力井底流压 有杆泵排出口压力 电潜泵排出口压力有杆泵下泵深度 电潜泵下泵深度 井深高效油气分离装置高效油气分离装置抽油泵电缆电机电泵吸入口井液蓄能器器图3-6-2 有

47、杆泵电潜泵复合举升管柱示意图一是必须采用油气分离解决低液面造成的原油脱气问题, 二是解决有杆泵的间歇出液与电潜泵的连续出液的矛盾。该管柱结构如图3-6-2所示, 由电泵系统、 防气装置、 有杆泵、 蓄能装置、 复合井口等组成。电泵系统包括电机、 保护器、 离心泵、 电缆、 控制柜等。蓄能装置由蓄能器、 蓄能外管蓄能内管、 变径接头组成, 抽油泵悬挂在蓄能内管下部, 蓄能外管内部, 与蓄能外管一起连接在蓄能器下方。复合井口既能连接光杆密封器, 又能够穿越电缆并保持密封。井液首先沿电泵及防气装置外上行, 上行过程中压力降低使溶解气析出, 到泵上排出, 从井口套管放出。脱气液体从双层管环空下行进入电

48、泵吸入口, 其间采用重力分离旋转螺旋降压分离, 进一步使溶解气析出, 从而大大降低进泵液体中含气量。 井液经电泵举升至蓄能器, 抽油泵上部在工作一段时间后, 必然形成气顶。该段气顶能随着抽油泵的上下运动交替压缩与膨胀, 起到弹性蓄能作用。当气柱达到一定高度时或电潜泵产液高于有杆泵排液量时, 放气阀自动开启, 将多余气体释放。技术特点( 1) 技术成熟, 地面设备简单。( 2) 防气装置可使电泵系统在较高气油比井液中也可正常工作; ( 3) 抽油泵上部的蓄能器一是能够保证有杆泵具有300m沉没度, 使有杆泵正常工作。更重要的是有效解决了电泵的连续出油与有杆泵的半程出油矛盾, 避免电泵的电流冲击损

49、坏。( 4) 整套管柱无封隔器等薄弱点, 并可随时测试井底压力、 液面等参数。3.6.2 有杆泵电泵复合举升设备的设计研究有杆泵电泵复合举升系统设备选择的基本思路是首先根据油井的产液量、 气液比选择电泵下泵深度、 型号和合适的气液分离装置, 根据设计结果选择潜油电机和电缆的型号。根据电泵的扬程、 排量、 效率选择不同的有杆泵抽汲参数组合( 泵径、 冲程、 冲次以及下泵深度) , 进行抽油杆柱设计。最后对管柱进行校核。根据国内深层砂砾岩油藏、 碳酸盐岩油藏、 深层低渗砂岩油藏产量分析, 液面低于 米时, 液量一般在50m3/d以下。设计研究以新疆永进油田永1井为例。该井确定满足4000米后期举升

50、要求, 下泵深度4500米。由于上部的有杆泵下泵深度过大时冲程损失明显增大, 故确定在1800米。1)电泵的选择 = 1 * GB3 总扬程计算式中 离心泵所需总扬程; 泵挂深度; 油压折算扬程; 2MPa, 按200m计算; 泵吸入口压力计算扬程; 油管损失。计算得177m; 为离心泵有效扬程, 设为2700m; 计算 3077 m。 = 2 * GB3 多级离心泵的选择计算出排量和扬程后, 选择泵型号, 并计算所需叶轮级数。因此根据计算出的油井产量和给出泵的工作特性曲线选择出合适的泵型, 所需的级数用下式计算: 泵的总级数=查胜利泵公司工作特性曲线, 单级扬程5.9m, 则所需泵的总级数为

51、30775.9 522级 = 3 * GB3 潜油电机和电缆选择潜油电机的工作性能受周围环境温度的影响较大, 选择潜油电机时要根据泵送液体的性质、 井身结构和产液量计算电机周围液体的流速, 以保证电机得到良好的冷却。同时根据泵送液体所需功率优选电机型号, 并确定电机的扬程和所需级数, 泵送液体所需功率为:式中 泵送液体所需的潜油电机功率, ; 泵的额定排量, 取=50 m3/d; 泵的额定扬程, m; 井液密度, 取=0.9 t/m3; 重力加速度, 取=10 m/s2; 泵的系统效率, 根据特性曲线取=40%。经计算, 得 =40kW取电机功率安全系数1.1, 则理论电机功率为44kW, 经

52、查表确定电机功率为45kW。选择电缆的规格和型号的主要依据是电缆的载流能力和工作环境。由于潜油电缆是导体, 工作时必然存在功率损失, 功率损失程度与电缆的截面积和长度有关, 为减小这一损失, 应尽可能选择截面积较大的电缆。计算功率损失的公式如下。式中 电缆功率损失, ; 电动机工作电流, =37; 电缆内阻, =50。 经计算得 =5.55kW( 2) 有杆泵系统的设计选择确定了经电泵举升到达有杆泵吸入口的流量、 压力后, 进行有杆泵系统的设计选择。选择主要是下泵深度、 泵径、 杆柱组合等。确定下泵深度1800 m, 56管式抽油泵, 排量50 m3由杆柱等强度设计理论, 合理的杆柱组合为25

53、mm558 m22 mm630 m19mm612 m 工作参数 5.1m 3次min能够满足排量要求。( 3) 油管柱的设计选择复合举升的管柱长度为4500m, 采用蓄能器上接31/2 EUE油管, 蓄能外管下27/8EUE油管。油气分离装置设计外管外径114mm, 内径102mm, 内管为73mm油管, 螺旋螺距10cm, 总长度98m。蓄能装置设计开启压力3MPa, 总长度87m。3.6.3有杆泵电泵复合举升管柱强度校核计算由于复合举升的管柱长度最长达4500m, 且较复杂, 须进行管柱安全校核。管柱负荷主要由油管柱、 蓄能器、 油气分离器、 有杆泵、 电泵机组的重量以及液柱载荷构成。(

54、1) 管柱重量油管柱组成: 31/2 EUE油管(2566m) + 蓄能器+27/8EUE油管1760m油管柱重量: 2566136N/m +176095 N/m=516176N蓄能器组成: 4 12in油管(86m)27/8 平式油管(77m) 蓄能器重量: 86m247Nm+77m93 N/m=28403N( 2) 油气分离器重量油气分离器的外径102mm, 内径89mm, 长度100m, 其重量按等体积的钢材计算。内管27/8 平式油管100m ( 0.10220.0892) /410078009.810093 N/m =24199N( 3) 液柱载荷液柱载荷由作用在油管变径台阶面、 有

55、杆泵(56泵)柱塞以及电潜泵(外径102)上液柱压力产生。设井下液体密度800kg/m3。 = 1 * GB3 油管变径台阶面载荷计算液柱高度1716m, 台阶面为31/2 EUE油管内截面与27/8EUE油管内截面形成的环面。 8009.81716(0.07620.0622)= 20403N = 2 * GB3 有杆泵载荷计算液柱高度1800m, 泵径56mm。 8009.81800(0.056)= 34740N = 3 * GB3 电泵载荷计算折算液柱高度2700m, 作用面积为(D12D02)/4, 其中D1为叶轮吸入口直径, D2为轴径。按照D10.45D max46mm, D00.1

56、Dmax10.2mm。电泵载荷为: 8009.82700(0.04620.01022)=33432N总液柱负荷: 202962144730575=88575N=9.04t( 4) 井下泵组重量实测总重量为8100N。( 5) 抽油杆柱重量4.32kg/m5583.31 kg/m6302.43 kg/m612= 5.98t( 6) 电缆重量电缆重量按2.86kg/m 计算, 电缆重量45002.86kg/m 12.87t由此得到管柱总重量为: 51617628403241998100+12.87 t=546562N= 71.7t( 7) 管柱校核 对井口油管悬挂器、 蓄能器外筒和内筒的上接头以及

57、蓄能器下端接头分别校核螺纹联接强度。 = 1 * GB3 井口油管悬挂器承受载荷计算抽汲过程中悬挂器可能承受的最大负荷为: 71.7t 9.045.98 = 86.72t = 2 * GB3 蓄能器内筒接头承受载荷计算蓄能器内筒接头承受载荷为87m 的27/8EUE油管重、 有杆泵重量、 杆柱重量以及有杆泵液柱载荷: 87m93N/m+34740N5.98t=10.35t = 3 * GB3 蓄能器外筒接头承受载荷计算蓄能器外筒接头承受载荷为27/8EUE油管1760m、 31/2EUE油管850m、 油气分离器、 电泵机组、 2500m电缆以及电泵载荷: 1760m95N/m+850m136

58、N/m +24199N+8100N +42464N+70070N =43.64t = 4 * GB3 蓄能器上接头承受载荷计算蓄能器上接头承受86m 的41/2油管、 27/8EUE油管1760m、 31/2850m、 油气分离器、 电泵机组、 2600m电缆以及全部液柱载荷。 86m247N/m+282800N+24199N + +8100N +113531N+72873N =53.34t设动载系数1.1, 天车大钩最大载荷78.87t, 悬挂器最大载荷95.39t综合上述计算, 查井下作业技术数据手册, 可知N80, 27/8EUE油管接头连接强度为65.75t, 最小抗挤强度77.0MP

59、a, 最小抗内压强度为72.9 MPa。31/2EUE油管接头连接强度为123.36t。悬挂器采用3 1/2UPTBG螺纹。管柱的各螺纹连接强度能够满足要求。3.6.4下入方法( 1) 正常下入电泵上面的油管至设计长度后, 连接4TBG-2 7/8UPTBG变径接头; ( 2) 下入蓄能外管至设计深度; ( 3) 把抽油泵下入蓄能外管内; ( 4) 泵上连接蓄能内管至设计深度; ( 5) 把蓄能器的下端2 7/8TBG同蓄能内管连接; ( 6) 下放蓄能器及蓄能内管, 把蓄能器的下端4TBG同蓄能外管连接; ( 7) 按常规下入油管。3.7配套工艺研究设计1) 复合井口试验前期采用常规电泵井口

60、。现场操作是把井口段电缆铠皮和石棉护层剥掉, 分别穿越井口的3个孔, 装电缆密封胶皮。在车古2011试验过程中, 出现在3.8MPa压力下密封胶皮刺漏现象。为此改进设计了整体穿越复合井口。图3-7-1 整体穿越复合井口示意图图3-7-1 整体穿越复合井口示意图 图3-7-1是整体穿越复合井口的示意图。主要由井口壳体、 悬挂器、 整体穿越器组成。悬挂器一是能够在下面悬挂管柱, 上可接光杆密封器, 二是有整体穿越器的通道。图3-7-2 整体穿越器示意图图3-7-2 整体穿越器示意图图3-7-2是整体穿越器的示意图。其作用一是能够实现两端电缆的可靠插接, 再一个能够实现20MPa的高压密封。2) 过