抽油机悬点运动与抽油杆柱运动协调性分析

抽油机悬点运动与抽油杆柱运动协调性分析

目前，中国稠油地质储量约占原油总面积的1.4，采收期小于20%。高效勘探对于提高原油产量和缓解石油供需矛盾非常重要。稠油粘度大,抽油杆柱运动摩阻大,特别是下冲程杆液摩阻使抽油杆柱下行困难,尽管各油田采取了很多措施,包括应用抽油机变速器和二级减速器、选用长冲程抽油机、改善井筒流体流动条件等,但在举升参数设计中由于未考虑抽油机悬点与抽油杆柱运动协调问题,造成抽油杆柱下不去和产生冲击载荷等,影响了油井的正常生产。为此,基于常规游梁式抽油机悬点运动规律、宽带式抽油机的运动特性和抽油杆柱的受力分析,建立了宽带式抽油机悬点运动规律模型和抽油杆柱在井筒流体中自由下行运动规律模型,分析了悬点运动与杆柱运动的协调性,计算了临界冲次,以期有效指导稠油井举升工艺参数设计和保证稠油的高效开采。1链轮悬点参数的计算通过分析宽带式抽油机传动结构(图1)和运动轨迹发现,在曲拐进入链轮到离开链轮的换向期间,曲拐绕链轮旋转,带动往返架、抽油机悬点做简谐运动;在曲拐离开链轮的其他时间,曲拐、往返架带动抽油机悬点做匀速直线运动。设主动链轮(即下链轮)以角速度ω顺时针旋转,曲拐带动往返架运动,轨迹为ABCDEFA,抽油机悬点实现上冲程和下冲程。以悬点位于下死点为起点,建立的宽带式抽油机悬点运动计算模型为Sw={R(1-cosωt)0＜t≤t1R+ωR(t-t1)t1＜t≤t2S-R+Rsin[ω(t-t2)]t2＜t≤t3S-R+Rcos[ω(t-t3)]t3＜t≤t4S-R-ωR(t-t4)t4＜t≤t5R-Rsin[ω(t-t5)]t5＜t≤tz(1)Sw=⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪R(1−cosωt)0＜t≤t1R+ωR(t−t1)t1＜t≤t2S−R+Rsin[ω(t−t2)]t2＜t≤t3S−R+Rcos[ω(t−t3)]t3＜t≤t4S−R−ωR(t−t4)t4＜t≤t5R−Rsin[ω(t−t5)]t5＜t≤tz(1)vw={ωRsinωt0＜t≤t1ωRt1＜t≤t2ωRcos[ω(t-t2)]t2＜t≤t3-ωRsin[ω(t-t3)]t3＜t≤t4-ωRt4＜t≤t5-ωRcos[ω(t-t5)]t5＜t≤tz(2)aw={ω2Rcosωt0＜t≤t10t1＜t≤t2-ω2Rsin[ω(t-t2)]t2＜t≤t3-ω2Rcos[ω(t-t3)]t3＜t≤t40t4＜t≤t5ω2Rsin[ω(t-t5)]t5＜t≤tz(3)ω=Ν30R[S+(π-2)R](4)vw=⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪ωRsinωt0＜t≤t1ωRt1＜t≤t2ωRcos[ω(t−t2)]t2＜t≤t3−ωRsin[ω(t−t3)]t3＜t≤t4−ωRt4＜t≤t5−ωRcos[ω(t−t5)]t5＜t≤tz(2)aw=⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪ω2Rcosωt0＜t≤t10t1＜t≤t2−ω2Rsin[ω(t−t2)]t2＜t≤t3−ω2Rcos[ω(t−t3)]t3＜t≤t40t4＜t≤t5ω2Rsin[ω(t−t5)]t5＜t≤tz(3)ω=N30R[S+(π−2)R](4)式中:Sw为悬点位移,m;R为链轮半径,m;ω为链轮的角速度,rad/s;t为时间,s;t1为B点对应的时间,s;t2为C点对应的时间,s;S为冲程,m;t3为D点对应的时间,s;t4为E点对应的时间,s;t5为F点对应的时间,s;tz为悬点运动一个冲程所用的总时间,s;vw为悬点速度,m/s;aw为悬点的加速度,m/s2;N为冲次,min-1。到达A,B,C,D,E和F点所对应的时间分别为π2ω‚602Ν-π2ω‚602Ν,602Ν+π2ω,60Ν-π2ω和60Ν。2阀孔结构参数的确定抽油杆柱在直井井筒中下行时受到的力包括抽油杆柱的重力、井筒流体压强产生的力(包括抽油杆柱下端点和多级杆柱杆直径变化点处流体的压强产生的力)、抽油杆与油管之间的摩擦力、柱塞与衬套间的摩擦力、液体与抽油杆柱之间的摩擦力、液体通过游动阀产生的阻力以及抽油杆柱惯性力等。抽油杆柱在井筒流体中自由下行运动时,与速度有关的摩擦载荷随抽油杆下行速度的增大而增大,抽油杆柱加速度减小,抽油杆柱先做变加速运动,当杆柱受力达到平衡时做匀速运动。根据牛顿第二定律,可知Fwr-Fp-Ffrt-Ffpm-Ffrl-Ffv=Μrar(5)式中:Fwr为抽油杆柱重力,N;Fp为井筒流体压强产生的力,N;Ffrt为抽油杆与油管之间的摩擦力,N;Ffpm为柱塞与衬套间的摩擦力,N;Ffrl为液体与抽油杆柱之间的摩擦力,N;Ffv为液体通过游动阀产生的阻力,N;Mr为抽油杆柱质量,kg;ar为抽油杆柱下行加速度,m/s2。将各力的计算式代入式(5),可得Fwr-Fp-0.015Fwr-(0.94Dpδp-140)-2πμln∑i=1Livr(mi2-1)(mi2+1)lnmi-(mi2-1)-12ρlξ2×fp3fo2vr2=Μrar(6)式中:Dp为抽油泵泵径,mm;δp为柱塞与衬套间隙,mm;μl为井筒流体等值粘度(用一个不变的等值粘度代替井筒中变化的流体粘度,2种粘度下抽油杆柱下行杆液摩擦力相等),Pa·s;i为累加变量;n为抽油杆级数;Li为第i级抽油杆长度,m;mi为第i级抽油杆对应段油管内径与第i级抽油杆直径之比;vr为抽油杆柱下行运动速度,m/s;ρl为井筒流体密度,kg/m3;ξ为阀孔流量系数;fp为柱塞截面积,m2;fo为阀孔截面积,m2。令X=Fwr-Fp-0.015Fwr-(0.94Dpδp-140)(7)Y=2πμln∑i=1Li(mi2-1)(mi2+1)lnmi-(mi2-1)(8)A=12ρlξ2×fp3fo2(9)则式(6)简化为X-Yvr-Avr2=Μrdvrdt(10)对式(9)积分得vr=√4AX+Y2A(1+eΤ)-Y+√4AX+Y22A(11)其中Τ=-√4AX+Y2A(AΜrt+C)(12)根据初始条件vr|t=0=0,得常数C的表达式为C=-A√4AX+Y2ln√4AX+Y2-Y√4AX+Y2+Y(13)3油挤出悬点与油挤出杆柱之间的运动协调分析3.1井筒和井筒设置游梁式抽油机型号为CYJ12-5-73HB,宽带式抽油机型号为CYJ600,冲程为5m,冲次为5min-1;抽油泵泵径为56mm,柱塞长度为0.9m,柱塞与衬套间隙为0.053mm,游动阀孔直径为32mm,游动阀数为2;油管内径为76mm,井口油压为1MPa,地面原油密度为0.95g/cm3,体积含水率为45%,井筒中液体等值粘度为1500mPa·s;抽油杆柱组合为ϕ25mm×300m+ϕ22mm×800m+ϕ19mm×200m。3.2井筒流体中自由下行由不同等值粘度时抽油杆柱自由下行速度曲线(图2)可见:当抽油杆柱在井筒流体中自由下行时,先做加速运动,随着速度的逐渐增大,下行粘滞力增大,当抽油杆柱达到受力平衡状态时,速度达到最大值,开始做匀速运动;等值粘度越小,抽油杆柱达到匀速运动的时间越长,最大下行速度越大。3.3油挤出悬臂固轴运动的协调分析3.3.1抽油机冲程运动速度曲线根据计算分析基础数据,由下冲程抽油机悬点与抽油杆柱自由下行速度曲线(图3)可以看出,对于CYJ12-5-73HB型游梁式抽油机,当t为2.31和5.25s时,抽油杆柱自由下行速度曲线与抽油机悬点下冲程运动速度曲线相交,当t为2.31～5.25s时,抽油杆柱自由下行速度小于悬点运动速度,说明当抽油机冲程为5m、冲次为5min-1时,抽油机悬点与抽油杆柱自由下行运动不协调;对于CYJ600型宽带式抽油机,当t为0.85～5.15s时,抽油机悬点与抽油杆柱自由下行运动不协调。3.3.2-33hb型的抽油机的临界冲次分析图4和图5发现,随着冲次的降低,悬点下冲程的最大速度逐渐降低;CYJ12-5-73HB型游梁式抽油机悬点与抽油杆柱下行运动协调的临界冲次为3.67min-1,CYJ600型宽带式抽油机悬点与抽油杆柱下行运动协调的临界冲次为4.64min-1。可见通过降低冲次,可使抽油机悬点下冲程运动与抽油杆柱下行运动协调。3.3.3抽油机悬点运动与抽油杆柱下行运动达到协调的临界冲次由不同等值粘度下临界冲次的计算结果(表1)可以看出,随着井筒液体等值粘度的增大,抽油机悬点运动与抽油杆柱下行运动达到协调的临界冲次逐渐减小;在等值粘度相同的条件下,CYJ600型宽带式抽油机的临界冲次大于CYJ12-5-73HB型游梁式抽油机的临界冲次,说明宽带式抽油机更有利于悬点与杆柱的运动协调。4悬点运动与抽油杆柱下行运动之间的临界冲次基于常规游梁式抽油机与宽带式抽油机悬点运动特性及抽油杆柱受力分析,建立了宽带式抽油机悬点运动规律和抽油杆柱在井筒液体中自由下行运动规律的计算模型,分析了悬点运动与抽油杆柱下行运动的协调性