采油工程课程设计.docx

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采油工程课程设计

采油工程课程设计课程设计

姓名：

胡燕

班级：

1203

学号：

920956

完成日期：

2014年4月29日

中国石油大学（北京）远程教育学院

一、给定设计基础数据：

1

二、设计计算步骤1

2.1油井流入动态计算1

2.2井筒多相流的计算3

2.3悬点载荷和抽油杆柱设计计算10

2.4抽油机校核14

2.5泵效计算14

2.6举升效率计算17

三、课程设计总结17

一、给定设计基础数据：

井深：

2000+56×10=2560m

套管内径：

0.124m

油层静压：

2560/100×1.2=30.72Pa

油层温度：

70℃

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

测试产液量：

30t/d

抽油机型号：

CYJ10353HB

电机额定功率：

37kw

配产量：

50t/d

管式泵径：

56mm

冲程：

3m

冲次：

6rpm

沉没压力：

3MPa

二、设计计算步骤

2.1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，它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

1

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;预测产量时,按流压

加权平均。

（1）采液指数计算

已知一个测试点：

pwftest、qtxst和饱和压力Pb及油藏压力P。

①如果pwftest

pb则j1

qnest

=30/（30.72-12）=1.6/（d.Mpa）

p1

pwftest

②如果pwftest

pb则j

qtxest

=1.11/（d.Mpa）

pbA）fw（p1pwfxets）

（1

fw）（p1

pb

L8

（2）某一产量qt下的流压pwf

qtj（ptpb）=1.6*（30.72-10）=33.15t/d

qomzxqbjpb=33.15+1.6*10/1.8=42.04t/d

1.8

qomzx-油IPR曲线的最大产油量。

若0

q1

qt则，令qt1

=10t/d，则pwfp1

qt=16.47Mpa

j

②若qtq1

qomzx

令qt4

=50t/d，则按流压加权平均进行推导得；

pwf

fw（p1

q1）

0.125（1fw）pb[1

8180（q1

qb）]

j

qomax

qb

=6.34Mpa

③若qomzxq1，则综合IPR曲线的斜率可近似常数。

pwf

fw（p1

qomzx）

（q1

qomzx）（8fw9）

j

j

令qt6=71t/d，Pwf6=2.233Mpa

综上，井底流压与产量的关系列表如下：

Pwf/Mpa

16.47

13.873

12.0

10.0

6.34

2.233

Q/（t/d）

10

20

30

40.653

50

71

2

得到油井的流入动态曲线如下图：

IPR曲线

20

）15

a

p

M

（10

f

w

P

5

0

0102030405060708090

Q（t/d）

图1油井IPR曲线

2.2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：

dp

dvm

fm

vm

2

dh

ρmgsinθ+ρmvmdh

2

ρm/d*

式中ρm为多相混合物的密度;vm为多相混合物的流速;fm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；

（2）油管内由井口向下计算至泵出口处。

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h=40m，即深

3

度为1960m。

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：

T=（90+89.96）/2=89.98℃。

平均压力P=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

RS=71.31；

原油体

积系数B0=1.25

原油密度P0=739.00；油水混合液的密度

Pz=843.40；死油粘

4

4

4

度μod=6.537*10

O

水的粘度μw=3.263*10；

；

活油粘度μ=3.318*10；

4

液体的粘度μ=3.296*10

；天然气的压缩因子Z=0.9567；天然气的密度

g

90.70。

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m和f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

qg

L

qt

B

段塞流

qg

LB,vg

LS

qt

过渡流

LM

vgLS

雾

流

vg

LM

其中LB=1.071-0.7277nt

2/D且LB>0.13（如果LB<0.13，则取LB=0.13）；

qg

LS

=50+36

vg

qt

；

qg

0.75

LM

vgqt

=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。

dP

dPfdhgmdhmvmdvm

计算该段的压力梯度

dh。

由压力梯度的计算公式：

4

m=843.40；f=计算对应于P的该段管长（深度差）h计。

将第步计算得的h计与第②步估计的h进行比较，两者之差超过允许范围，则

以新的h作为估算值，重复②～⑤的计算，使计算的与估计的h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P0，选取合适的深度间隔h（可将管L等分为n

段）。

②估计一个对应于计算间隔h的压力增量P。

③计算该段的T和P，以及P、T下的流体性质参数。

dP

④计算该段压力梯度

dh

o

Pi

hdP

⑤计算对应于h的压力增量

dh

o

⑥比较压力增量的估计量

P与计算值

Pi，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o之内为止。

⑦计算该段下端对应的深度

Li和压力Pi

i

Lii

h

PiPoPi

1

⑧以Li处的压力Pi

为起点压力重复第②～⑦步，计算下一段的深度Li1和压力Pi1

，

直到各段累加深度等于或大于管长

L时为止。

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

5

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：

dP

fdhgmdhmvmdvm

（26）

式中

P—压力，Pa；

f—摩擦损失梯度，Pa/m；

h—深度，m；

g—重力加速度，m/s2；

m—混合物密度，kg/m3；

vm—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：

Wq

mvmdvm

t

g

2

dp

ApP

（27）

式中

Ap—管子流通截面积，m2；

Wt—流体总质量流量，kg/s；

qg—气体体积流量，m3/s。

6

将式

（27）代入式

k

，

dP

pk

，

m

m

，PP经过整理后可得：

（26），并取dhh

[

mg

f

]hk

1

Wtqg

2

（28）

Pk

ApP

式中

Pk—计算管段压力降，Pa；

hk—计算管段的深度差，m；

P—计算管段的平均压力，Pa。

不同流动型态下的m和f的计算方法不同,下面按流型分别介绍。

（1）泡流

平均密度

mHLLHgg1HgLHgg

HLHg1

式中Hg

HL

—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；

g、Ｌ、m—在P、T下气、液和混合物的密度，kg/m3。

气相存容比由滑脱速度Vs来计算。

滑脱速度定义为：

气相流速与液相流速之差。

v

sg

vsL

q

g

q

q

g

t

vsHg

1Hg

ApHg

Ap（1Hg）

1

[1

t

（1

q

t

）

24qg

q

可解出Hg：

Hg2

vsAp

vsAp

vsAp

式中vs—滑脱速度，由实验确定，m/s；

vsg、vsL—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：

2

qL

LvLH

vLH

tfD2

Ap（1Hg）

式中f—摩擦阻力系数；

vLH—液相真实流速，m/s。

7

摩擦阻力系数f可根据管壁相对粗造度/D和液相雷诺数NRe查图2。

液相雷诺数:

NRe

DvsLL

L

式中L—在P、T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

Wt

LvsAp

m

L

（34）

qt

vsAp

式中

—液体分布系数；

vs—滑脱速度，m/s。

8

滑脱速度可用Griffith和Wallis提出的公式计算：

vsC1C2gD

（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。

LM

vg

vg

Ls

m

LM

LS

SL

LM

Mi

LS

LM

vg

vg

Lg

t

LM

LS

SL

LM

Mi

LS

（36）

（37）

式中的SL、SL及Mi、Mi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：

mHLLHgg（1Hg）LHgg

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

q

Hg

g

qLqg

（38）

摩擦梯度则按连续的气相进行计算，即

2

ff

gvsg

2D

（39）

式中

vsg—气体表观流速，vsg

qg/Ap

，m/s。

雾流摩擦系数可根据气体雷诺数

NRe

g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。

9

以井口油压或井底流压为起点，选择

合适的压力间隔P，假设h

计算平均P和T，并求得在此P和T下的流体性质参数

和流动参数，以及相应的流动型态界限LB、Lg和LM

确定流动型态

雾流

过渡流

段塞流

泡流

计算气相存容

分别按段塞流和雾流

计算滑脱速度、液

计算气相存容

比、平均密度

计算平均密度及摩擦

体分布系数、平均

比、平均密度

及摩擦梯度

梯度，并进行内插

密度和摩擦梯度

和摩擦梯度

计算并比较h，重复上述计算使h的计算

值与假设值相等或在允许的误差范围内

h

重复上述步骤，直到的等于或大于油层深度为止

图3Orkiszewski方法计算流程框图

2.3悬点载荷和抽油杆柱设计计算

抽油杆柱设计的一般方法见《采油工程设计与原理》。

之所以设计方法较复杂，原

因之一是因为杆柱的最大、最小载荷与杆长不是线性关系。

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，而杆柱的设计有用到杆、管环空中的压力分

布。

由于综合课程设计时间较少，所以这里提供一种简化杆柱设计方法。

暂将杆、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下面公式。

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：

i

SN

2

Pmax（

WrjWL）（1

）

j

1

1790

（40）

10

ii

WrjqrjLrjg

j1j1

WLfp（PZPN）

式中：

qri——第i级杆每米杆在空气中的质量，Kg/m

Lri——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；

i

SN

2

i

Pmin

Wrj

Wrj

j1

1790j1

i

i

i

Wrj

Wrj

Pj

（frjfr1j1）

j1

j1

j1

式中：

令fr0=0

Pj——第j级抽油杆底部断面处压力,Pa：

j1

PjPt[0（1fw）wfw]g（LLt）

t1

Pt——井口套压，Pa;

ρ0——地面油密度，kg/m3;

fw——体积含水率，小数；

L----抽油杆总长度，m

fr——抽油杆横截面积，m2；

应力范围比pL计算公式：

PL

maxmin

allmin

11

PmaxPmin

maxmin

frfr

all（T0.5625min）SF

抽油杆柱的许用最大应力的计算公式：

4

式中：

all——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;

min——抽油杆最小应力，Pa；

SF——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

1.00

1.00

矿化水

0.90

0.65

含硫化氢

0.70

0.50

若抽油杆的应力范围比小于

[pL]则认为抽油杆满足强度要求，此时杆组长度可根

据[pL]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（[pL]＝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[pL]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212（外径73mm，内径62mm）。

若泵径

12

大于或等于70mm，则油管全用3（外径89mm,内径76mm），原因是作业时大柱塞不

能下如小直径油管中；若采用25mm抽油杆，则相应油管直径应用3，原因是25mm

抽油杆节箍为55mm，与62mm油管间隙太小。

当采用多级杆时3油管长度比25mm杆长多10m。

为了减小计算工作量，在本次课程设计中杆柱设计简化处理，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：

1、最大载荷：

WL

fp

（PZ

PN

）

6

=0.0014999

1

10

=1499.9N

i

i

Wrj

qrjLrjg

j1

j

1

；由于是单级的计算，所以简化为：

Wr

qr

Lrg

192

106

4=26174.24N

=

=7850

9.8

1200

i

SN

2

Pmax

（

Wrj

WL）（1

）

j

1

1790