石油工程采油工程设计毕业论文初稿

PAGE采油工程课程设计姓名：李健星班级：1班学号：915463中国石油大学（北京）二O一二年四月目录1、设计基础数据： 12、具体设计及计算步骤 2（1）油井流入动态计算 2（2）流体物性参数计算方法 4（3）井筒温度场的计算 6（4）井筒多相流的计算 7（5）悬点载荷和抽油杆柱设计计算 16（6）抽油机校核 21(7)泵效计算 21(8)举升效率计算 243、设计计算总结果 26 PAGE27有杆抽油系统包括油层，井筒流体、油管、抽油杆、泵、抽油机、电动机、地面出油管线直到油气分离器。有杆抽油系统设计就是选择合理的机，杆，泵，管以及相应的抽汲参数，目的是挖掘油井潜力，使生产压力差合理，抽油设备工作安全、高效及达到较好的经济效益。本次采油工程课程设计的主要内容是进行有杆抽油生产系统设计，通过设计计算，让学生了解有杆抽油生产系统的组成、设计原理及设计思路。1、设计基础数据：井深：2000+学号末两位63×10m=2630m套管内径：0.124m油层静压：给定地层压力系数为1.2MPa/100m，即油层静压为井深2630m/100m×1.2MPa=31.56MPa油层温度：90℃恒温层温度：16℃地面脱气油粘度：30mPa.s油相对密度：0.84气相对密度：0.76水相对密度：1.0油饱和压力：10MPa含水率：0.4套压：0.5MPa油压：1MPa生产气油比：50m3/m3原产液量(测试点)：30t/d原井底流压(测试点)：12MPa（根据测试液面计算得到）抽油机型号：CYJ10353HB配产量：50t/d泵径：44mm(如果产量低泵径可改为56mm，70mm)冲程：3m冲次：6rpm沉没压力：3MPa电机额定功率：37kw2、具体设计及计算步骤（1）油井流入动态计算油井流入动态是指油井产量与井底流动压力的关系，它反映了油藏向该井供油的能力，从单井来讲，IPR曲线表示了油层工作特性。因而，他既是确定油井合理工作方式的依据，也是分析油井动态的基础。本次设计油井流入动态计算采用Petrobras方法。Petrobras方法计算综合IPR曲线的实质是按含水率取纯油IPR曲线和水IPR曲线的加权平均值。当已知测试点计算采液指数时，是按产量加权平均；当预测产量或流压加权求平均值。采液指数计算已知一个测试点：、和饱和压力及油藏压力。因为，===2.083t/(d.MPa)某一产量下的流压Pwf=j()=2.083x（26.4－10）=34.161t/d=+=34.161+=45.733t/d-油IPR曲线的最大产油量。当0q时，令q=10t/d，则p===21.599MPa同理，q=20t/d，P=16.798MPaq=30t/d，P=11.998MPa当qq时，令q=40t/d,则按流压加权平均进行推导得：P=f+0.125(1-f)P[-1+=0.4+0.125×(1-0.4)×10×[-1+=6.910MPa当qq时，令q=46t/dP=0.4－=2.521MPa综上，井底流压与产量的关系列表如下：Pwf/MPa21.59916.79811.9986.9102.521Q/(t/d)1020304046得到油井的流入动态曲线如下图：图1油井IPR曲线PwfPwf（MPa）Q/(t/d)（2）流体物性参数计算方法在地层的压力26.4Mpa和温度90℃时。原油的API度y===36.95—地面条件下的原油相对密度：0.84。溶解油气比的计算因为15y=36.95，使用Lastater的相关式（12）式中，—地面脱气原油的有效分子量；—天然气的摩尔分数。的计算y<38时=264.93的计算：首先计算泡点压力系数：=1.69由，=0.4398所以：R=23650*=58.87③原油的体积系数的计算=556.92B=0.972+0.000147*F=1.22m/m④原油密度计算P==732.75kg/m式中，P-在压力P及温度T下的原油密度，kg/m；y-地面条件下的原油相对密度；y-地面条件下的气相对密度；R-在压力P及温度T下的溶解油气比，m/m；B-在压力P及温度T下的原油体积系数，m/m⑤油水混合液体的密度P==839.65kg/m⑥液体粘度1）原油粘度“死油”（脱气油）粘度μ===6.5355*10Pa.s式中x=y*（32+1.8t）=0.2184（地面）y=100“活油”（饱和油）粘度A=10.715*(5.615R+100)=0.4715B=5.44*（5.615R+150）=0.6748μ==3.5386*10Pa.sμ、μ为原油死油与活油的粘度，单位为Pa.s2）水的粘度μ===3.262*10Pa.s式中，μ为水的粘度，单位为Pa.s3)液体的粘度μ=μ.(1-f)+μ*f=3.428*10Pa.s⑦油、天然气的表面张力σ==3.916N/m式中，σ为油、气的表面张力，N/m；⑧水、天然气的表面张力σ={-σ]+σ}其中，σ==0.1277N/mσ==3.717*10N/m所以σ={-σ]+σ}=7.496*10N/m（3）井筒温度场的计算根据经验公式计算沿井筒的温度分布：（24）式中，——油井产液量，t/d；——重量含水率，小数；——恒温层温度，℃；——油层温度，℃；H——油层中部深度，m；L——井筒中任意点深度，m。得出：G==2083.33；=0.54563；=1.1754210所以温度的表达式：,该公式是按照配产流量得出的，即Q=50t/d。（4）井筒多相流的计算井筒多相流压力梯度方程井筒多相管流的压力梯度包括：因举高液体而克服重力所需的压力势能、流体因加速而增加的动能和流体沿管路的摩阻损失，其数学表达式如下：ρgsinθ+ρvρ/d*式中ρ为多相混合物的密度;v为多相混合物的流速;f为多相混合物流动时的摩擦阻力系数;d为管径;p为压力;h为深度;g为重力加速度;θ为井斜角的余角。井筒多相管流计算包括两部分：1）由井底向上计算至泵入口处，计算下泵深度Lp。采用深度增量迭代方法，首先估算迭代深度。在本设计中为了减小工作量，采用只迭代一次的方法。计算井筒多相管流时，首先计算井筒温度场、流体物性参数，然后利用Orkiszewski方法判断流型，进行压力梯度计算，最后计算出深度增量和下泵深度Lp。按深度增量迭代的步骤:井底流压12Mpa，假设压力降为0.2Mpa；估计一个对应的深度增量=40m，即深度为1990m。由井温关系式可以计算得到该处的井温为：89.96℃。平均的压力和温度：=（90+89.96）/2=89.98℃。平均压力=（12+11.8）/2=11.9MPa。由平均压力和平均温度计算的得到流体的物性参数为：溶解油气比R=71.31；原油体积系数B=1.25；原油密度P=739.00；油水混合液的密度P=843.40；死油粘度μ=6.537*10；活油粘度μ=3.318*10；水的粘度μ=3.263*10；液体的粘度μ=3.296*10。以上单位均是标准单位。由以上的流体物性参数判断流型：不同流动型态下的和的计算方法不同，为此，计算中首先要判断流动形态。该方法的四种流动型态的划分界限如表1所示。表1流型界限流动型态界限泡流段塞流过渡流雾流其中=1.071-0.7277且>0.13（如果<0.13，则取=0.13）；=50+36；=75+84（）。由计算得到，由于该段的压力大于饱和压力的值，所以该段的流型为纯液流。计算该段的压力梯度。由压力梯度的计算公式：=843.40；摩擦损失系数可由图二查得。可据此计算对应于的该段管长(深度差)。⑥将第⑤步计算得的与第①步估计的进行比较，两者之差超过允许范围，则以新的作为估算值，重复②～⑤的计算，使计算的与估计的之差在允许范围内为止。该过程之中只迭代一次。2）由井口向下计算至泵出口处，计算泵排出口压力PZ。采用压力增量迭代方法，首先估算迭代压力。同样为了减小工作量，也采用只迭代一次的方法。计算井筒多相管流时，首先计算井筒温度场、流体物性参数，然后利用Orkiszewski方法判断流型，进行压力梯度计算，最后计算出压力增量和泵排出口压力PZ。按压力增量迭代的步骤①已知任一点(井底或井口)的压力，选取合适的深度间隔(可将管等分为n段)。②估计一个对应于计算间隔的压力增量。③计算该段的和，以及、下的流体性质参数。④计算该段压力梯度⑤计算对应于的压力增量⑥比较压力增量的估计量与计算值，若二者之差不在允许范围内，则以计算值作为新的估计值，重复第②～⑤步，使两者之差在允许范围之内为止。⑦计算该段下端对应的深度和压力⑧以处的压力为起点压力重复第②～⑦步，计算下一段的深度和压力，直到各段累加深度等于或大于管长时为止。1.5.3计算气-液两相垂直管流的Orkiszewski方法本设计井筒多相流计算采用Orkiszewski方法。Orkiszewski法提出的四种流动型态是泡流、段塞流、过渡流及环雾流。如图1所示。在处理过渡性流型时，采用内插法。在计算段塞流压力梯度时要考虑气相与液体的分布关系。针对每种流动型态提出了存容比及摩擦损失的计算方法。图1气液混合物流动型态(Orkiszewski)1.压力降公式及流动型态划分界限由前面垂直管流能量方程可知，其压力降是摩擦能量损失、势能变化和动能变化之和。由式(2-36)可直接写出多项垂直管流的压力降公式：(26)式中—压力，Pa；—摩擦损失梯度，Pa/m；—深度，m；—重力加速度，m/s2；—混合物密度，kg/m3；—混合物流速，m/s。动能项只是在雾流情况下才有明显的意义。出现雾流时，气体体积流量远大于液体体积流量。根据气体定律，动能变化可表示为：(27)式中—管子流通截面积，m2；—流体总质量流量，kg/s；—气体体积流量，m3/s。将式(27)代入式(26)，并取，，，经过整理后可得：(28)式中—计算管段压力降，Pa；—计算管段的深度差，m；—计算管段的平均压力，Pa。不同流动型态下的和的计算方法不同,下面按流型分别介绍。(1)泡流平均密度式中—气相存容比(含气率)，计算管段中气相体积与管段容积之比值；—液相存容比(持液率)，计算管段中液相体积与管段容积之比值；—在下气、液和混合物的密度，kg/m3。气相存容比由滑脱速度来计算。滑脱速度定义为：气相流速与液相流速之差。可解出：式中—滑脱速度，由实验确定，m/s；、—气相和液相的表观流速，m/s。泡流摩擦损失梯度按液相进行计算：式中—摩擦阻力系数；—液相真实流速，m/s。摩擦阻力系数可根据管壁相对粗造度和液相雷诺数查图2。液相雷诺数:式中—在下的液体粘度，油、水混合物在未乳化的情况下可取其体积加权平均值，Pa.s。图2(2)段塞流混合物平均密度(34)式中—液体分布系数；—滑脱速度，m/s。滑脱速度可用Griffith和Wallis提出的公式计算：(35)(3)过渡流过渡流的混合物平均密度及摩擦梯度是先按段塞流和雾流分别进行计算，然后用内插方法来确定相应的数值。(36)(37)式中的、及、为分别按段塞流和雾流计算的混合物密度及摩擦梯度。(4)雾流雾流混合物密度计算公式与泡流相同：由于雾流的气液无相对运动速度，即滑脱速度接近于雾，基本上没有滑脱。所以(38)摩擦梯度则按连续的气相进行计算，即(39)式中—气体表观流速，，m/s。雾流摩擦系数可根据气体雷诺数和液膜相对粗糙度由图2查得。按不同流动型态计算压力梯度的步骤与前面介绍的用摩擦损失系数法基本相同，只是在计算混合物密度及摩擦之前需要根据流动型态界限确定其流动型态。图3为Orkiszewski方法的计算流程框图。图3Orkiszewski方法计算流程框图（5）悬点载荷和抽油杆柱设计计算抽油杆柱设计的主要应用《采油工程设计与原理》。因为杆柱的最大、最小载荷与杆长不是线性关系，设计相对复杂。例如在考虑抽油杆弹性时的悬点载荷、在考虑杆柱摩擦时的悬点载荷公式与杆长不是线性关系。原因之二是因为杆、管环空中的压力分布取决于杆径，而杆柱的设计又用到杆、管环空中的压力分布。本次课程设计仅将杆、管环空中的压力分布给定（按油水两相、不考虑摩擦时的压力分布），杆柱的最大、最小载荷公式采用与杆长成线性关系的公式。它是针对液体粘度较低、直井、游梁抽油机的杆柱载荷公式。悬点最大、最小载荷的计算公式：（40）（41）（42）式中：——第i级杆每米杆在空气中的质量，Kg/m——第i级杆杆长，m；i——抽油杆级数，从下向上计数；PZ——泵排出口压力，Pa；PN——泵的沉没压力，Pa；N——冲次，rpm;S——光杆冲程，m；fP——活塞截面积，m2；g——重力加速度，m/s2；（43）（44）式中：令fr0=0Pj——第j级抽油杆底部断面处压力,Pa：（45）Pt——井口油压，Pa;ρ0——地面油密度，kg/m3;fw——体积含水率，小数；应力范围比计算公式：（46）（47）抽油杆柱的许用最大应力的计算公式：式中：——抽油杆许用最大应力，Pa；T——抽油杆最小抗张强度，对C级杆，T=6.3*108Pa,对D级杆T=8.1*108Pa;——抽油杆最小应力，Pa；——使用系数，考虑到流体腐蚀性等因素而附加的系数（小于或等于1.0），使用时可考表2来选值。表2抽油杆的使用系数使用介质APID级杆APIC级杆无腐蚀性1.001.00矿化水0.900.65含硫化氢0.700.50若抽油杆的应力范围比小于[]则认为抽油杆满足强度要求，此时杆组长度可根据[]直接推导出杆柱长度的显示公式。对于液体粘度低的油井可不考虑采用加重杆，抽油杆自下而上依次增粗，所以应先给定最小杆径（19mm）然后自下而上依次设计。有应力范围比的计算公式即给定的应力范围比（[]＝0.85）计算第一级杆长L1，若L1大于等于泵深L，则抽油杆为单级杆，杆长为L，并计算相应的应力范围比，若L1小于泵深L,则由应力范围比的计算公式及给定的应力范围比计算第二级杆长L2，若L2大于等于（L-L1）,则第二级杆长为L2，并计算相应的应力范围比，若L2小于（L-L1）,则同理进行设计。在设计中若杆径为25mm仍不能满足强度要求，则需改变抽汲参数。在设计中若杆径小于或等于25mm并满足强度要求，则杆柱设计结束。此为杆柱非等强度设计方法。若采用等强度设计方法，则需降低[]重新设计杆的长度。在设计抽油杆的过程中油管直径一般取（外径73mm，内径62mm）。若泵径大于或等于70mm，则油管全用（外径89mm,内径76mm），原因是作业时大柱塞不能下入小直径油管中；若采用25mm抽油杆，则相应油管直径应用，原因是Φ25mm抽油杆节箍为55mm，与62mm油管间隙太小。当采用多级杆时油管长度比25mm杆长多10m。在本次课程设计中采用单级杆设计（19mm）。设计内容如下：由于采用单级杆设计，且杆径为19mm，所以选用油管的直径为：62mm。计算内容和步骤：最大载荷：=0.0014999110=1499.9N；由于是单级的计算，所以简化为：==78509.81200=26174.24N（1499.9+26174.24）（1+）=29343.66N2、最小载荷：式中：令fr0=0.由于，在该设计过程之中，只有一级杆，所以公式变为：=1+10.631=11.631Mpa=26174.24N–11.631（0.0014999-0）10=8728.9N=8728.9-=7149.68N（6）抽油机校核1）最大扭矩计算公式=18003+0.2023（29343.66-7149.68）=18849.55N.m2）电动机功率计算，==7860.53W所以，得到电机的计算功率小于电机的额定功率，因而符合要求。（7）泵效计算（1）泵效及其影响因素在抽油井生产过程中，实际产量Q一般都比理论产量Qt要低，两者的比值叫泵效，η表示，（50）（2）产量计算根据影响泵效的三方面的因素，实际产量的计算公式为（51）式中：Q——实际产量，m3/d;Qt——理论产量，m3/d;Sp——柱塞冲程，m；S——光杆冲程，m；——抽油杆柱和油管柱弹性伸缩引起冲程损失系数；Bl——泵内液体的体积系数；β——泵的充满系数；qleak——检泵初期的漏失量，m3/d;理论排量计算=14000.001499936=37.80m3/d冲程损失系数的计算根据静载荷和惯性载荷对光杆冲程的影响计算当油管未锚定时；由于只有一级抽油杆柱，所以公式简化为：==1.018式中：u＝ωL/a=0.1478ω——曲柄角速度，rad/s；ω＝πN/30=π6/30=0.6283；a——声波在抽油杆柱中的传播速度，5100m/s；=1100.0014999=1499.9NPZ——泵排出口压力，Pa；Pin——泵内压力，Pa；当液体粘度较低时，可忽略泵吸入口压力，故Pin≈PN；PN——泵的沉没压力，Pa；fp、fr、ft——活塞、抽油杆及油管金属截面积，m2；L——抽油杆柱总长度，m；ρl——液体密度，kg/m3;E——钢的弹性模数，2.06×1011Pa；Lf——动液面深度，m；L1、L2、L3——每级抽油杆的长度，m；fr1、fr2、fr3——每级抽油杆的截面积，m23)充满系数β的计算=0.4814式中：K——泵内余隙比；取0.1.R——泵内气液比；==0.892=50，m3/m3;=10m3/m3;=3MPa;=0.4；P0=105Pa;T0=293K；＝273＋t=351.66；Z=0.964）泵内液体的体积系数Bl=1.04625）漏失量的计算检泵初期的漏失量为=0m3/d;D=0.044m；μ=0.00053Pa·s；l=1.5m;ΔP≈PZ—PN=10Pa；g=9.8m/s2；e=0.00005m;==0.6m/s;所以最终算出泵的效率：==46.82﹪（8）举升效率计算光杆功率：P光=SN/60=8728.936/60=2618.67kw水力功率：P水力＝Q实际（PZ—PN）/86.4=17.7110/86400=204.94井下效率：η井下＝P水力/P光=0.0783地面效率：η地＝P光/P电机=0.5831系统效率：η总＝P地*P井下=0.43513、设计计算总结果基础数据设计结果班级1班配产量50t/d班级内序号63采油指数5.338t/(d.MPa)井深2630米井底流压12MPa静压31.56MPa下泵深度1200m油层温度90℃泵排出口压力3.6MPa含水率0.4悬点最大载荷29343.66N套压0.5MPa悬点最小载荷9835.26油压1MPa液柱载荷1499.9N生产气油比50m3/m3泵效0.4682抽油机型号CYJ10353HB最大扭矩18849.55N.m泵径44mm光杆功率2618.67kw冲程3m水力功率204.94冲次6rpm系统效率0.4351抽油杆是否满足生产满足抽油机是否满足生产满足4.课程设计总结在这次采油工程的课程设计过程之中：1、熟悉并掌握了。IPR曲线的画法，了解了IPR曲线的应用；2、多相管流的计算是一个难点，首先是计算公式很多，计算重复性大，其次是过程复杂，总来说，掌握了多相管流的Orkiszewski方法计算步骤，能运用压力迭代法和深度迭代法；3、掌握了悬点载荷及抽油管柱的设计计算泵效计算。这次实习的收获很多，通过实习对书本上的知识加深了理解，在实习的过程中也培养了自己独立思考和解决问题的能力。比如在实习过程中对一些数据的计算，我应用了电子表格的公式计算，降低了计算出错的概率。但在实习中我也感到一些不足，由于自己对采油工程设计做得少，很多地方不能得心应手，以后只有加大练习才能够做的更好。二〇一二年十一月80196单片机IP研究与实现,TN914.42AT89S52单片机实验系统的开发与应用,TG155.1F406基于单片机的LED三维动态信息显示系统,O536TG174.444基于单片机的IGBT光伏充电控制器的研究,TV732.1TV312基于89C52单片机的印刷品色彩质量检测系统的研究,TP391.41基于单片机+CPLD体系结构的信标机设计,TU858.3TN915.62基于单片机SPCE061A的汽车空调控制系统,TM774TM621.3带有IEEE488接口的通用单片机系统方案设计与研究,TN015基于VC的单片机软件式开发平台,TG155.1F406基于VB的单片机虚拟实验软件的研究与开发,TG155.1F406采用单片机的电阻点焊智能控制器开发,TG155.1F406基于51系列单片机的PROFIBUS-DP智能从站研究,TG155.1F406八位单片机以太网接入研究与实现,TG155.1F406基于单片机与Internet的数控机床远程监控系统的研发,R319TP319基于单片机和DSP控制的医用输液泵的研究,U467.11基于单片机控制新型逆变稳压电源的设计与仿真,F426.22TP311.52基于8位单片机的摩托车发动机电控单元软硬件的开发,TB61基于430单片机的变压器监控终端的研究,TG155.1F406逆变点焊单片机控制系统研究,TG131TG113.14单片机控制数字变量柱塞泵的研究,F426.22TP311.52基于单片机控制的高通量药物筛选及检测系统开发,R730.55R734.2MCS8051以及DS80C320单片机软核的设计,TP391基于AVR单片机的应用设计实践,TN015LPC2210单片机的KGW脉冲固体激光掩膜加工控制系统研究,TG131TG113.14基于单片机控制的交流伺服系统的多梳栉经编机的研究,TN916TP31780C196单片机在铁路客车发电机控制系统中的应用研究,TP368.1TP393基于单片机的工程车辆3参数自动换档技术研究,F426.22TP311.52削方制材机摇尺机构单片机控制装置的研制,TH213.68XC196单片机集成开发环境的研制,F426.22TP311.52\t"_b