31dz(匕-Cplw,)(rcoUloTD(tD)
32综合式(3-2-63)和(3-2-65),可得油管和环空内流体的温度梯度方程%=2肛什_T)(3-2-66)dz(C^wa-Cplw,)(rcoUloTD(tD)+ke)""dT,(rcoke/rlo)Cplw,\dTudz[(C^wa-Cptw,)(rcoUtoTd(tD)+ke))dz在井筒流体从井底流至地面的过程中，热量不断地从流体经油管柱径向流向井筒周围的地层。计算井筒流体的热损失时，最关键的是如何确定具体井身结构条件下的总传热系数。它涉及到在环空液体或气体的热对流、热传导及热辐射都存在条件下，如何准确计算出环空传热系数。影响环空传热系数的因素较多，计算复杂，多采用迭代法求解。此外，油井的无因次生产时间也是影响井筒流体热损失的因素之一。3.2.4.4总传热系数井筒流体向周围地层岩石传热必须克服油管壁、油管隔热层、油套环空、套管壁、水泥环等产生的热阻。这些热阻相互串联，除油套环空外，其它部分均为导热传热，其传热系数差别很大，使井眼温度分布呈非线性。为计算方便，可定义一井眼总传热系数Ut0,它表示以上各串联热阻的总热阻，由传热机理可以导出其计算表达式。1_G//6勺)r„,/111(〃/%)(3-2-67)u®咽gkgrim(hc+hr)kg式(2-4-21)包括了油管内壁水膜，油管壁，油管隔热层、油管与套管间的环空，套管壁，水泥环所产生的总热阻。由于钢材和油管内壁水膜的热阻较其他材料小得多，在实际应用中可忽略油管、套管和管壁水膜对井眼总传热系数的影响。这样，式(3-2-67)可简化为左丽以(4+4)kcem(3-2-68)式(3-2-65)中的多数项的计算是容易的，但第二项的确定比较困难。在生产井中，油套环空的动液面以上充满气体,此时传热机理应该包括辐射和自然对流,其中辐射传热系数为
33h,.=———『（3-2-69）与"rci1%y式中“*”表示绝对温标，。表示Stefan—Boltzmann常数（其值为1.713x10-9/^2及“内），j、%分别为绝热层外表面和内表面的发射系数,它的数值大小依赖于表面光洁度和其它变量因素，进行精确计算比较困难。此外，由于计算中绝热层外表和套管内温度都必须已知，故计算过程必须采用迭代法。对于绝大多数生产井而言，油套环空两侧温差通常都较小，考虑对流（自然对流）传热的影响就显得十分重要。但至今还没有考虑垂直环状空间自然对流传热计算方法，通常采用Dropkin和Sommerscales关于两垂直平板间自然对流传热系数计算式来近似代替上述计算，即O.O49（GrPr）,/3Pr0074^.4=（J-Z-/U）-%/大）式中的Grashof数表示为Gr=（%一九）gPa“0go-乙）（3-2-71）(3-2-72)Gr反映了环空液体自然对流强弱程度。由于温度的差异，使得靠近绝热层附近液体的密度较套管附近低，于是产生浮力。粘滞力与浮力的相互作用引起环空内液体的循环流动。Prandtl数提供了水力边界层与热力边界相互作用的一种测量方法。气体的Prandtl数通常接近于1（蒸汽为1.06,空气为0.09）,一般液体其值在1—10之间。其定义式%式中hc——环空流体热对流系数，W/m2.℃；he1n——水泥环导热系数，W/m/C；kan——环空流体导热系数，W/m.℃；%、%油管内、外径，m；rc/>rc（i'套管内、外径，m；rwb井眼半径，m；
34环空流体密度，kg/m3；环空流体粘度，Pa.s；Pa、cpan环空流体定压比热，J/kg.K；B——环空流体热膨胀系数，1/K。324.5无因次时间函数对于切>100,无因次时间/(⑹可由下式计算/(/D)=1ln(rD)+0.4035(3-2-73)_p..at式中(D=-rwba地层热扩散系数，m2/s；t时间，So对于/o<100,无因次时间函数八⑹随无因次时间和无因次量。"〃阳的变化关系由表3-2-6确定。表3-2-6无因次时间函数3rto.Uto/kg0.010.020.050.10.20.51.02.05.01020501000.103130313031403160.138032303300345037303960.4170.4330.4380.20.4230⑨0.42404270.4300.4390.4520.473051105380568057205780.50.6160.6170.61906230.6290.6440.6660硼0.7450.7720.79008020.8061.00BQ208030806081108200842087209100.9580.糊1.001.011.012.01.021.021.031.041.051.081.111.151.201.221.241.241.255.01361371.371381.401.441.481.521.561.571.581.591.5910.01.651.661.661.671.691.731.771.811.841.861.861.871.8720.01.961.971.971.992.002.052.092.122.152.162.162.172.1750.02.392.392.402.422.442.482.512.542.562.572.572.572.581002.732.732.742.752.772.812.842.862.882.892.892.892.893.3接力复合举升优选3.3.1有杆泵一电潜泵复合举升工艺技术
35该技术是由电潜泵将井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），再由有杆泵系统举升到地面。其管柱结构如图3-3-1所示，主要包括有杆泵系统、电泵系统、防气装置及蓄能储液系统。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：井液匹配器抽油泵电缆高效汕气分离装置电泉吸入口电机图3-3-1有杆泵一电潜泵复合举升管柱示意图（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）整套管柱无封隔器和其他薄弱点，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。3.3.1电泵-电泵复合举升工艺技术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。
36技术特点：（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，而按目前的技术条件难以实现。因此，按照目前的技术条件，电泵-电泵复合举升工艺技术只能应用于81⑵n以上井眼。3.3.1喷射泵一电潜泵复合举升工艺技术原理IId电缆上离心泵上吸入口上保护器上电机导流罩油管UMU下离心泵下吸入口保护器下电机将反循环喷射泵用油管连接在电潜泵图3-39电泵-电泵复合举升管柱示意图下端，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,
37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。（3）喷射泵使油水充分混合，降低了高粘原油的粘度，减少了原油粘度对电泵的影响。（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图3-3-3喷射泵一电潜泵复合举升管柱示意图排量范围之内，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，不仅空间尺寸难以排布，而且必须能承受25MPa以上的压差，按目前的技术条件，还存在难以克服的困难。（2）护罩的连接强度问题。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。目前射流泵的喷嘴寿命低于半年。如果单用射流泵采油，可以通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。所以，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。3.3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■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。
38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••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可以任意延长，通过流动时的压力降低使溶解气充分析出，并且气泡合并膨胀足以排至井口。从根本上消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。（1）进液总成II
39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3-4-2分离总成示意分离总成（见图34-2）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）分离连接总成图3-4-3分离连接总成示意图分离连接总成（见图图34-3）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
40（5）特殊变径法兰图3-4-5特殊变径法兰示意图特殊变径法兰（见图34-5）下端通过螺拴与保护器连接，上端通过螺拴连接吸入口。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，通过滑脱和离心作用将油气分开。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，气泡上行速度唳等于液体上升速度“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方,因此，气泡首次分离。根据斯托克公式「=1^（。。-％）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0.1〜0.2cm；po——•原油密度，g/cm3；pg——气密度，g/cm3；——油的动力粘度，Pa-s；g重力加速度，cm/s?。
41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。通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能力。设气泡直径1cm,油的动力粘度lPa-s,忽略气体密度，则W=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，则气体可以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)x7r/4x0.0544m/sx60x60x24=53.72m3第二步：气泡在进液孔附近进行二次分离。当气泡到进液孔附近时，液流要流向进液孔，流动方向发生“八y改变，气泡上升速度及方向也将改变，气泡垂直分速为/Vd+Vfv，水平分速为液流水平分速vm，如图16所示。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2Vfh与水平分速度的比值。垂直分速度愈大，水平分速度愈图3-4-6二步骤气泡矢量小，则气泡越不容易进入。因此，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145.6cn?,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)x100%=49.25%的气泡可以分离出来。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，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。
42（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气泡在液体内是均匀分布的；②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液体密度是一致的；④气液混合物以同一速度在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18vdrd一气泡（或液流）从螺旋入口到出口时所走过的角位移，rado由。定义可知，（P-IjrL'/b式中L'螺旋长度，cm；b螺距，cm。因为油气在螺旋中流量油气从进口到出口角位移，、，r,__hX'流动截面积油气从进口到出口位移=角速度
43L_3=犷0石=2%xl06所以b（RF）2*2+1）/'r^-r；2b式中qm——油气混合物在螺旋中的流量，m3/s；r\■螺旋内半径，cm；r2螺旋片外半径，cm。将式（5）、（6）代入式（4）中得-Br=r2ep0.7xl06L^m（rl-r^b2v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186400Q.+Q.+空*应式中Qo日产油量，m3/d；0w——日产水量，m3/d；R气油比，m3/m3；Rs——溶解气油比，m3/m3；p0——标准大气压，MPa（取O.IMPa）；Pa——吸入口压力（绝对），MPa。（3）分离系数计算在通常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达:a=\-e~2p式中a——分离系数，小数。计算得a=0.784（4）求分离效率即分离后的理论泵效，可用下式表达
44一1n=K1+^-(1-6Z)P设ri=7.3cm,〃=8.9cm,运动粘度v=20cm2/s,气泡直径d=0.2cm,螺旋长度£=98m=9800cm,流量<7m=50m3/d=0.0005787m3/s,沉没度”=300米。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1015202530P3.06321.36140.76580.49010.3404a0.9980.9340.7840.6250.494R=2000.9870.6940.4100.2860.229R=1500.9900.7520.4810.3480.283R=1000.9930.8200.5810.4440.3727?=5O0.9970.9010.7350.6150.542其中：B—中间系数，a—分离系数，〃•一泵效，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可以看出，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。
45调节环压簧活燥夕卜接食承力管油管短W4）连接方式研究基本的油气分离原理已经比较成熟，制约应用的最大难点是如何将100m以上长的分离装置在井内的顺利起下。本课题成功解决了这个难题。现场连接方法（见图3-4-9）如下。（1）用常规方法下入潜油电机和电机保护器（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卜接头，将内部油管扣上紧，图3-4-9油气分离装置连接示意图再用连接套将防气罩与第•级防气装置连接起来。（4）保护电缆。逐级下完防气装置。3.5蓄能装置研究为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，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图3-5-1井液匹配器结构配器，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。储能器在有杆泵一电潜泵复合举升系统中有三个作用。
46(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，改善泵的工况。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：/='N一个冲程时间内电潜泵的排量：-^--(m3)1440N下冲程储能器储集液体量：(m3)14402N图3-5-2储能器液面波动示意图
47由图3-5-2可以看出，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:ahSx=—(l+cos2^Vr)(3-5-1)式中A/7=匕，=-sin2nNtav=-2A/7%~N-cos27iNtQe1114402N(A,_A.)(3-5-2)(3-5-3)Ac——储能器的横截面积，m2；A,r——有杆抽油系统油管的横截面积，m2o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S,一储能器内液体的位移咚一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：V=H(AC-A,r)式中Ac=—d^4H=(h+Mi)S1440INpm{Ac-Alr)A//——储能器内液面上升高度，m；
48h——有杆泵的沉没度，m；Sc——安全系数，S>1；dc储能器内径，mo(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0.=116mm,内径=103mm,油管外径D=73mm,有杆泵冲程5.1m,冲次6min有杆泵的沉没度为〃=300m,原油密度=840kg/m=含水率<=50%,油井产液量为50m3/d,电潜泵排量50m3/do对使用和不使用储能器的管柱结构分别进行设计，分析储能器调节压力的效果。设计结果如表3-5-1和表3-5-2所小。由设计结果可以看出，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5.95MPa,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0.00524MPa,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，从而改善泵的工况，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OMPa)11.235有杆泵的吸入口压力Pir(MPa)2.707下冲程电潜泵的排出口压力Poe(MPa)11.235有杆泵的吸入口压力Pir(MPa)8.66有杆泵吸入口压力波动△尸(MPa)5.95表3-5-2使用储能器时的设计结果表储能器的长度，,（m）330安全系数01.1上冲程电潜泵的排出口压力Poe（MPa）11.235有杆泵的吸入口压力4（MPa）2.707下冲程电潜泵的排出口压力乙,（MPa）11.24有杆泵的吸入口压力Pir（MPa）2.712
49有杆泵吸入口压力波动“（MPa）0.005243.6有杆泵一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儿,。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匕沿油管向上流动，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以沿油管向上流动，直至流出井口，并沿地面管线流入计量间。
50月一井口油压乙,一井底流压图3-6-1复合举升系统举升原理示意图匕一有杆泵吸入口压力匕一电潜泵吸入口压力巳一有杆泵排出口压力匕一电潜泵排出口压力“，一有杆泵下泵深度",一电潜泵下泵深度〃一井深要实现该工艺首先要解决两个问题。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，又可以穿越电缆并保持密封。井液蓄能器抽油泵电缆高效油气分离装置电泵吸入口电机图3-6-2有杆泵一电潜泵复合举升管柱示意图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泵吸入口，其间采用重力分离旋转螺旋降压分离，进…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。
51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可以保证有杆泵具有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。3.6.1有杆泵一电泵复合举升设备的设计研究有杆泵一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臧、碳酸盐岩油藏、深层低渗砂岩油藏产量分析，液面低于2000米时，液量通常在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总扬程计算H=HP+Pd+F,-P式中“一离心泵所需总扬程；Hp一泵挂深度；pd—油压折算扬程；2MPa,按200m计算;
52P—泵吸入口压力计算扬程;月一油管损失。计算得177m；H0一p为离心泵有效扬程，设为2700m；计算〃=3077m。②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。所以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=油井总压头泵的单级扬程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3077/5.9=522级③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：p=QHpg86400〃式中P——泵送液体所需的潜油电机功率，kW；Q——泵的额定排量，取。=50n?/d：H——泵的额定扬程，m；p——井液密度，取P=0.9t/m3；g重力加速度，取g=10m/s2；〃——泵的系统效率，根据特性曲线取〃=40%。经计算，得F=40kW取电机功率安全系数L1,则理论电机功率为44kW,经查表确定电机功率为45kWo
53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。AP=3Z/?xlO-3式中AP——电缆功率损失，kW；I——电动机工作电流，/=37A；R——电缆内阻，/?=50Qo经计算得AP=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1800m,56管式抽油泵，排量50m3/d。由杆柱等强度设计理论，合理的杆柱组合为25mmx558m+22mmx630m+19mmx612m工作参数5.1mx3次/min可以满足排量要求。(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3%EUE油管，蓄能外管下27/sEUE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。3.6.1有杆泵一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。(1)管柱重量油管柱组成：3%EUE油管(2566m)+蓄能器+27/8EUE油管1760m油管柱重量：2566x136N/m+1760x95N/m=516176N蓄能器组成：41/2in油管(86m)+27/8平式油管(77m)
54蓄能器重量：86mx247N/m+77mx93N/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(0.1022-0.0892)X7t/4x100x7800x9.8+100x93N/m=24199N(3)液柱载荷液柱载荷由作用在油管变径台阶面、有杆泵(夕56泵)柱塞以及电潜泵(外径夕102)上液柱压力产生。设井下液体密度SOOkg/n?。①油管变径台阶面载荷计算液柱高度1716m,台阶面为3%EUE油管内截面与Z7/gEUE油管内截面形成的环面。800x9.8x1716x£x(0.0762-0.0622)=20403N②有杆泵载荷计算液柱高度1800m,泵径56mm。800x9.8x1800x-x(0.056)2=34740N③电泵载荷计算折算液柱高度2700m,作用面积为兀一。°2)/4,其中功为叶轮吸入口直径，6为轴径。按照£)i=0.45x。max=46mm,£)0=0.1x£>max=10.2mm□电泵载荷为：800x9.8x2700x-(0.0462~0.01022)=33432N4总液柱负荷：20296+21447+30575=88575N=9.04t(4)井下泵组重量实测总重量为8100No(5)抽油杆柱重量4.32kg/mx558+3.31kg/mx630+2.43kg/mx612=5.98t(6)电缆重量电缆重量按2.86kg/m计算，电缆重量4500x2.86kg/m=12.87t由此得到管柱总重量为：516176+28403+24199+8100+12.87t=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蓄能器下端接头分别校核螺纹联接强度。
55①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+9.04+5.98=86.72t②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：87mx93N/m+34740N+5.98t=10.35t③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、3%EUE油管850m、油气分离器、电泵机组、2500m电缆以及电泵载荷：1760mx95N/m+850mxi36N/m+24199N+8100N+42464N+70070N=43.64t④蓄能器上接头承受载荷计算蓄能器上接头承受86m的4%油管、27/gEUE油管1760m、3%EUE油管850m、油气分离器、电泵机组、2600m电缆以及全部液柱载荷。86mx247N/m+282800N+24199N++8100N+113531N+72873N=53.34t设动载系数L1，天车大钩最大载荷78.873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77.0MPa,最小抗内压强度为72.9MPa。3%EUE油管接头连接强度为123.36t。悬挂器采用3%UPTBG螺纹。管柱的各螺纹连接强度可以满足要求。3.6.1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-27/8UPTBG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Z'/gTBG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。
563.6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。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201—1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。悬挂器一是可以在下面悬挂管柱，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是整体穿越器的示意图。其作用一是可以实现两端电缆的可靠插接,再一个可以实现20MPa的高压密封。2）过电缆封隔器为满足复合举升工艺在稠油掺稀井中应用而改进设计了过电缆封隔器（如图3-7-3）,实现电缆穿越。通过该技术成功实现复合举升工艺在掺稀稠油井中的现场应用，增油效果显著。图3-7-3过电缆封隔器3.7电潜泵有杆泵复合举升软件介绍3.7.1软件的功能
57电潜泵有杆泵复合举升生产系统优化设计方法是以油井生产系统为对象，以油井供液能力为依据，以电潜泵有杆泵两种举升方式的协调和整个系统的协调为基础，采用节点系统分析的方法，在充分研究油层、井筒、排出系统工作规律、相互作用和其对油井生产动态影响的基础上进行程序编制的，软件可以完成电潜泵有杆泵复合举升生产系统优化的功能。3.6.1软件的总体界面及功能模块其主要功能模块包括数据输入、流入动态预测、生产系统设计以及结果输出等四个主要模块。1.数据输入模块该模块完成油井基础数据输入、抽油机特性数据输入、电动潜油离心泵特性曲线及辅助设备特性数据输入等功能。2.流入动态预测模块该模块完成常规砂岩油藏油井油气水三相流入动态预测。3.生产系统设计模块该模块采用选定参数和离散参数对复合举升系统进行优化设计。利用选定参数设计可以对给定电潜泵有杆泵的设备及抽汲参数的复合举升生产系统进行设计；离散参数优化设计可以根据确定的离散变量进行组合覆盖计算，根据相应的限定条件和排序指标进行方案优选。
581.结果输出模块实现选定参数设计和离散参数优化设计的结果输出。离散参数优化设计可以得到很多不同生产参数组合下的设计结果。用户可以根据限定条件按照排序指标对计算结果进行排序。限定条件分为：最大产量、限定产量、限定流压；排序指标分为：举升效率、产液量、经济指标、性能指标；准备加入综合指标按一定的权重综合考虑举升效率、产液量、经济指标、性能指标。3.8.3软件各功能模块界面软件的数据输入、流入动态预测、生产系统设计以及结果输出等模块的界面见以下各图。图3-8-1油井基础数据输入界面户抽油机特性数据符号意义退出序号抽油机型号B(mm)I(mm)一江宝CYJ166105B4200420035004325448540005470582557944800284056003172106647772320032002400361538003400380038002525300025004360255043602850CYJ8348BCYJ104253HBCYJ124273HBCYJY124873|暮|夕|初El|匚盘二|
59抽油机梏性效据百回函符号意义退出冲程和冲次抽袖机型号*CVJ8348B冲程及对应曲柄半径冲次系列>>|」回|图3-8-3抽油机冲程、冲次输入界面5.475推荐排量上限（m-3/d]0.1050.1110.1140.118n11r55544oooon5.0.5.0.R790231114567序号排量CnT3/d)1扬程(in)|功率（kW）泵效（%）105.460.062205.860.079305.y0.097泵夕卜径”nj推荐排量下限图3-8-4电潜泵特性曲线数据输入界面
60三产前i作例之U叵JW)方法IBtti设计井号.[SH三]流动效率=[T利用广义IPR曲纹迸行产肯旨预测***********——*************M********W****—**********■«*■■»3-166.329.4812-6415.818.9622-1225-2828-44•**永1井IPR曲线产液量加压产液指数对应液面t=ZdMPa七/cl/MPatntJ厘1卬图3-8-6流入动态预测数据图3-8-7流入动态曲线
61沿井偷的压力分不38图3-8-9沿井筒的压力分布图3-8-10沿井筒的温度分布设计井号.数据特入|永1色抽袖机型号：|三机CYJ124273HBd最大应力范围比，流功效率，[1_MS1袖管直径：|2.8752J最小应力范围比，LI1底部杆尺寸，[6三杆柱级别：|D级杆二杆柱使用系数二「油管锚定区等强度设计电满泵有杆泵宜会举升优化设计:|1且区I设计结果退出
62~万斤廷隹季洌图3-8-12离散优化设计有杆泵冲程选择界面图3-8T3离散优化设计有杆泵冲次选择界面图3-8-14离散优化设计有杆泵泵径选择界面
63•■电清笈系刊等熟诜棒巨)回国电潜泵泵型BS10喈性曲线图3-8-16离散优化设计电潜泵参数选择界面P优化总计必里£出但"|曰］户］井号・I永［=1=：5»升姓本！l一泅m可W电生空q|3敷|电*下北阳皮|~~油咕机型号~|老典弗号生红瞽里当当Iem1mlmI1ZmiitIKN±产^"WITSS益;?3":"^::::g::x::54::〉«3s«3s<3434366e66eRG6QQluQQMJloQlulnQQloQln皿9必IsotgleocISOCIGOC皿29160(卬码皿器S黑HBxsHBMBiMBHBKBmHBWR3=33333333+33333汽S272T9S宾碧碧^手444q44444444444442N22N22N2NN?N2?N3>馈s??i部zmTJls:窗e求盟毋蕾能帝加帝照三三===■三三三三三三三三三=^uorauoo^oounoooonM黑2OCS懿SSSSS常图3-8T7离散优化设计设计结果输出3.8.3优化设计结果表6-1给出了油井的生产数据，表6-2是通过有杆泵一电潜泵接替举升系统优化设计软件依据油井生产数据进行设计得到的结果。按照计算结果得到油井流入动态曲线(图3-8-18),有杆泵一电潜泵接替举升系统压力分布(图3-8-19)和温度分布(图3-8-20)o表3-8-1基础数据油层中深(m)5881套管内径(mm)124油层压力(MPa)65原汕体积系数1.01饱和压力(MPa)42.07原油粘度(mPa•s)22.08地层温度CC)135.6含水量(给0油相对密度(小数)0.8868井口回压(MPa)1气相对密度(小数)0.843气油比(m3/m3)30地层水相对密度(小数)1
64图3-8-18油井流入动态曲线表3-8-2设计结果抽油机设计结果抽油机类型CYJ12-4.8-73HB有杆泵下泵深度(m)1800许用载荷(kN)120泵径(mm)56冲程(m)4.8冲数(min')3有杆泵理论排量(mYd)51.12悬点最大载荷(kN)90.22悬点最小载荷(kN)42.37减速箱扭矩(kN・m)19.04电机功率(kw)12.3上部钢级为N-80的3%in外加厚油管(m)2036下部钢级为N-80的27/8in外加厚油管(m)2464抽油杆径(mm)192225抽油杆长(m)1350450电泵设计结果电泵型号W50电泵泵挂深度(m)4500电泵级数525电潜泵效率(酚35.7潜油电机功率(kw)45井底流压(MPa)30.58泵吸入口压力(MPa)20.2泵排出口压力(MPa)39.9泵吸入口温度(℃)121.8泵排出口温度(°C)132.2油井产液量(m^/d)50.1
652040<30HO1OO12014.0图3-8-20沿井筒温度分布通过图3-8-19可以清楚地看到电潜泵和有杆泵的两级增压作用。首先由电潜泵将流体举升一定高度，这样减小了有杆泵的下泵深度，从而能够有效进行油井深抽。图3-8-20显示流体经过电潜泵时有明显增温，在经过有杆泵时变化不大。4现场试验与效果4.1现场应用概况为了全面验证接力复合举升采油工艺技术在塔河油田超深井中的适应性和可行性，在前期论证、研究和优化设计的基础上，自2007年1月至2008年12月进行了15口井的现场试验，检泵周期最长为336天，累计增油6万余吨，取得了很好的应用效果。4.2实例分析1)TK6-463稀油井现场应用
66构设计：QYD80/2500潜油电机+保护器+分离器+多级离心泵+变丝+27/8"EUE油管2根+单流阀+泄油器+27/8"EUE油管1880m+27/8"EUEX472"TBG变扣接头+蓄能装置（内含44mm抽油泵）+蓄能器+3%"EUE油管1916m+3%"双公短节+油管挂；施工作业后电潜泵泵挂3940.96m,管式泵泵挂2002.11m；于2008年1月1日成功试抽，初期该复合举升工艺日增液12.1t/d,日增油16.6t/d,泵效提高15.4个百分点，增油效果明显，措施有效期336天，累计增油6088t。表4-1有杆泵-电潜泵复合举升应用效果对比表生产方式工作制度日产液t/d日产油t/d含水％泉效益C44管式泵5mX3n/min14.09.532.142.6。44管式泵+80电泉5mX4n/min,27HZ26.126.1058效果对比t12.1t16.6I11.2t15.4IIilll；|i(I67有效解决了塔河油田超深井在开发后期动液面下降至3000m以下的举升问题；形成了有杆泵-电潜泵接力举升工艺管柱结构；研制了高效油气分离器及井液匹配储能器，有效解决了气体影响及电潜泵连续排液与有杆泵半程出液的矛盾；该技术的成功，为塔河油田超深井后期开发提供强有力的技术支持。(2)本项目研究成功有杆泵-电潜泵接力举升工艺技术，实现了4000m人工举升工艺，通过现场应用15井次，累计增油6万余吨，有效解决了油井因供液不足间开生产问题，大大提高了油井生产时效，提高了原油产量。
