维普资讯htp:/www.cqvip.com 第26卷第4期 钻采工艺 调柽变矩型抽油机的优化设计与平衡紋果分析 王玉良 辽宁石油化工大学机械工程学院) 摘要:调径变矩型抽油机将常轨游梁平衡型抽油机的后臂下偏一个角度,变力臂、变配重,实现了变平衡力 矩。文章对其几何尺寸与平衡参数进行了优化设计,证实该机型曲柄轴的均方根扭矩比异相型减少了31.2%,最 大扭矩减少了35.3%,平衡效果显著。但净扭矩曲线存在负值,建议增加曲柄二次平衡,设计成复合平衡型抽油 关键词:调径变矩;抽油机;优化设计;平衡 中图分类号:TE833.1文献标识码:A文章编号:1006-768X(200)04-053-03 调径变矩型抽油机是抽油机大家族中一种新型选取独立的设计变量连杆长度P游梁支撑中心到 抽油机,它采用了前置式气平衡型的传动方式,将常横梁轴承中心的距离C极距K游梁支承中心到减 轨游梁平衡型的平衡方式进行了创造性的改造,试速器输出轴中心的水平距离I曲柄半径R。按文献 图使平衡效果处于最佳状态。经计算与应用表明,[1]的优化策略,首先以上冲程最大扭矩因数TF 该抽油机具有如下特点 上冲程悬点最大加速度anx为目标函数,单目标分 (1)具有前置式抽油机的优点。抽油机的前梁别求其极小值。约束条件游梁对水平线的上下摆 缩短,传动装置与驴头位于同侧,底座尺寸大为减角近似相等,游梁摆角范围8=40~609,防止平衡 少,改善了底座的受力状态。 重落地;要求上下行程时间不等,即存在极位夹角 (2)调径变矩,游梁分为游梁体与吊臂两件,在,控制极位夹角-5°<λ<15°;传动角β<140°; 游梁体尾部铰接,靠更换不同直径的变径销来改变曲柄存在条件K+R<P+C;考虑减速机的安装, 吊臂与游梁体间的夹角,从而改变平衡力臂;配重箱炉头的安装条件,不造成炉头在最低位置时与减速 吊挂在吊臂的尾部,通过人工不停机加减配重块来机相碰,各杆长的比例关系:R/K<0.15,0.8< 改变平衡力矩。最大平衡力矩发生在悬点最大载荷P/K<1.2,0.4<C/A<0.6,0.75<A/K<0.9 位置,直接减少了悬点载荷尖峰扭矩。上、下冲程最等。 大扭矩相近,平衡率接近于1。 (3)节能性好。12型机按理论示功图计算,减 速机输出均方根扭矩比异相型抽油机减少20% 30%。 (4)与曲柄平衡相比,游梁平衡具有结构简单 制造成本低,操作方便。 (5)游梁平衡重能平衡悬点载荷,但当加速度较 大时平衡重产生的动载荷对抽油机工作不利。 图1调径变矩型抽油机结构简图 几何尺寸的优化设计 平衡参数的优选 调径变矩型抽油机与气平衡游梁式抽油机几何 关系计算式完全一致。各杆件尺寸标识如图1示。 调径变矩平衡实际上包括两层意思,一是调整 收稿日期:2003-04-2;修回日期:2003-04-29 作者简介:王玉良(1943-)教授,1967年毕业于东北工学院机械系,现从事机械设计制造及自动化专业的教学及石油机械、流体机械的 科研工作。地址:(11301)辽宁抚顺电话:(0413)664047,6671243
第 26卷 第 4期 钻 采 工 艺 ·53 · 调 径 变矩 型 抽 油机 的优 化 设 计 与平 衡 效 果 分析 王 玉 良 (辽 宁石油化工大学机械工程 学院) 摘 要 ：调径 变矩型抽油 机将 常轨游梁平衡 型抽 油机 的后臂 下偏一个角 度 ，变 力臂 、变 配重 ，实现 了变平衡力 矩 。文章对其几何 尺寸与平衡参 数进行 了优化设计 ，证实该 机 型曲柄 轴 的均方根 扭矩 比异 相型减 少 了 31．2％ ，最 大扭矩减少了35、3％，平衡效果显著。但净扭矩曲线存在负值 ，建议增加曲柄二次平衡 ，设计成复合平衡型抽油 机 。 关键词 ：调径 变矩 ；抽油 机 ；优化设计 ；平衡 中圈分类号 ：TE833．1 文献标识码 ：A 文章编号 ：1006—768x(2oo3)o4—053—03 调径变矩型抽油机是抽油机大家族 中一种新型 抽油机 ，它采用了前置式气平衡型的传动方式 ，将常 轨游梁平衡型 的平衡方式进行 了创造性 的改造 ，试 图使平衡效果处于最佳状 态。经计算 与应用表 明， 该抽油机具有如下特点 ： (1)具有前置式抽油机 的优点。抽油机 的前 梁 缩短 ，传动装置与 驴头位 于 同侧 ，底座尺 寸大为减 少 ，改善了底座的受力状态 。 (2)调径变矩 ，游梁分为游梁体 与吊臂两件 ，在 游梁体尾部铰接 ，靠更换不 同直径 的变径销来 改变 吊臂与游梁体 间的夹角 ，从而改变平衡力臂 ；配重箱 吊挂在吊臂的尾部 ，通 过人 工不停 机加减 配重块 来 改变平衡力矩。最大平衡力矩发生在悬点最大载荷 位置 ，直接减少 了悬点载荷尖峰扭矩。上 、下冲程最 大扭矩相近 ，平衡率接近于 1。 (3)节 能性好。12型机按理 论示功 图计 算 ，减 速机输出均方根扭矩 比异相 型抽油机减少 20％ ～ 30％ 。 (4)与曲柄平衡 相 比，游梁平衡具有结构简单 ， 制造成本低 ，操作方便。 (5)游梁平衡重能平衡悬点载荷 ，但 当加速度较 大时平衡重产生 的动载荷对抽油机工作不利。 几何 尺寸 的优 化设计 调径变矩型抽油机与气平衡游梁式抽油机几何 关系计算式完全一致 。各杆件 尺寸标识如图 1示 。 选取独立的设计变量 ：连杆长度 P、游梁支撑 中心到 横梁轴承 中心 的距离 C、极距 K、游梁支承中心到减 速器输 出轴中心的水平距离 I、曲柄半径 R。按文献 [1]的优化策略 ，首先以上冲程最大扭矩 因数rIF一 、 上冲程悬点最 大加速度 a～ 为 目标 函数 ，单 目标分 别求其极小值 。约束条件 ：游梁对水平线 的上下摆 角近似相等 ，游梁摆角范围 =40P～60~，防止平衡 重落地 ；要求上下 行程时 间不 等 ，即存 在极 位夹角 ，控制极位夹角 一5。< <15。；传动角 <14&； 曲柄存在条件 +R < P+C；考虑减速机的安装 ， 炉头 的安装条件 ，不造成炉头在最低位置 时与减速 机相碰 ，各 杆长 的 比例关 系 ：R／K < 0．15，0．8< P／K < 1．2，0．4 < C／A < 0．6，0．75 < A／ < 0．9 等。 ! 图 1 调径变矩型抽 油机结构筒 图 平衡参数 的优 选 调径变矩平衡实际上包括两层 意思 ，一是调整 收稿 日期 ：2O03—04—22；．|}回日期 ：2003—04—29 ． 作者简介 ：王玉 良(1943一)，教授 ，1967年毕业 于东北 工学院机械系 ，现从事 机械设计 制造及 自动化专业 的教学及 石油机 械 、流体 机械 的 科研工作。地址 ：(113001)辽宁抚顾 ，电话 ：(0413)6640447。6671243。 ． 维普资讯 http://www.cqvip.com
维普资讯htp:/www.cqvip.com 钻采工艺 03年 平衡重的回转半径,二是增减配重大小。设计时含式中:y-C与K之间夹角(W=位置); 有3个变量:(1)配重箱吊挂铰链中心与游梁支撑中 心连线长度—后臂长L;(2)L与游梁中心线间夹 b-K与H之间夹角,1= arcsin 角——后臂偏置角△;(3)配重质量Q(见图2) 2.L、Q的确定 L、Q的大小直接影响平衡力矩,最终决定减速 机输出扭矩M。Mn的计算可由连杆力F求出 Mn= IRsina 考虑平衡重惯性力的影响,经推导得出连杆力 Qlsind1 -(W-B) 图2平稳简图 式中:81=△-y-B1。 L值应受配重箱不碰到地面的限制,不断选取 1△的确定 L、Q,使曲柄轴均方根扭矩M最小,此外要综合考 调径变矩型抽油机在常轨游梁平衡型基础上,虑减速机的负扭矩要小,平衡率极大化,交变载荷系 巧妙地将平衡重下偏一个角度,当悬点处于过下死数接近于1等目标要求。 点Wm位置时,配重摆至水平线上,使平衡力臂最 12型机设计实例 大,削弱了悬点载荷的峰值扭矩。在上冲程结束下 冲程开始时,因悬点载荷较小,其平衡力臂也最小 设计原始数据:悬点最大负荷:120kN,悬点最 从而平衡扭矩也小,以期望减少曲柄输出扭矩的谷小鱼荷:70kN,最大冲程:4.8m,最高冲次:8次/ 值,加强抽油机的平衡效果 min。为便于比较,模型示功图同文献[l]。 由图2:Δ=909++p1 几何尺寸优化结果及平衡效果见表1。 表1CYQ12-48-53HY抽油机优化解 P/mr C/mm R/mm 2460 Me/kNm 平衡率w交变载荷系数CF 2.57 1.30 36.98 56.57 55.69 98.4 平衡效果分析 的影响曲线呈凹曲线,有极小值(图4图5)。理论 计算表明:当△=161°、L=65m、Q=65kN可得到 经过大量的计算机求解发现,后臂偏置角△增表1的优化解。在相同工况条件下,与异相型1相 大,Me减小,负扭矩Mn也在减小,直至△=180达比,am减少了35%,M减少了1.2%,Mnm减少了 到最小值,但下冲程曲柄扭矩很大,上、下冲程曲柄35.3%,减速机输出扭矩及电动机可减少一个系列 规格。同时上下冲程曲柄最大扭矩几乎相等,平衡 率接近于1。 Ez兰 38 162164 168170175180 图3L=6.5mmQ=66kN时偏置角与曲柄扭矩的关系 曲线 图4L=6.3mm△=162度时平衡量与曲柄扭矩的关 扭矩相差加大,说明常轨游梁平衡型效果不好 系曲线 Me-4变化曲线见图3。后臂长L与配重Q对M 遗憾的是,无论如何选取平衡参数,总存在着负
· 54 · 钻 采 工 艺 嬲 年 平衡重的回转半径 ，二是增减配重大小 。设计 时含 有 3个变量 ：(1)配重箱 吊挂铰链 中心与游梁支撑中 心连线长度——后臂长 L；(2)L与游梁 中心线 间夹 角——后臂偏置角 △；(3)配重质量 Q(见 图 2)。 图 2 平稳简图 1．A的确 定 调径变矩型抽油机在 常轨游梁平衡型基础上 ， 巧妙地将平衡重下偏一个角度 ，当悬点处于过下死 点 位置时，配重摆至水平线上，使平衡力臂最 大 ，削弱了悬点载荷的峰值扭矩 。在上冲程结束下 冲程开始时 ，因悬点载荷较小 ，其 平衡 力臂也最小 ， 从而平衡扭矩也小 ，以期望减 少曲柄输 出扭矩 的谷 值 ，加强抽油机的平衡效果。 由 图 2：A = 90~+ + 1 式 中： 一 c与 之间夹角 ( 位置 )； l— 与 日之间夹角 ， l=arcsin1。 2．L、Q 的确 定 L、Q的大小直接影响平衡力矩 ，最终决定减速 机输出扭矩 Mn。Mn的计算可由连杆力 求出 Mn = FlRsina 考虑平衡重惯性力的影响 ，经推导得 出连杆力 Qlsindl-Q~ ．筮 2 _ ( 一 A 一 c in 一 一 式 中：1=△一1 一 1。 值应受配重箱不碰到地面 的限制 ，不断选取 L、Q，使 曲柄轴均方根扭矩 最小 ，此外要综合考 虑减速机的负扭矩要小 ，平衡率极大化 ，交变载荷系 数接近于 1等 目标要求 。 12型机设计 实例 设计原始数据 ：悬 点最大负荷 ：120kN，悬点最 小负荷 ：7Ol【N，最大冲程 ：4．8m，最 高冲次 ：8次／ min。为便于 比较 ，模型示功图同文献 [1]。 几何尺寸优化结果及平衡效果见表 1。 表 1 CYJQI2—4．8—53HY抽油机优化解 P／mm C／mm k／mm l／mm R／mm A／mm L，lnln 5530 1l9o 120O 锄 650o 矸 一 ii1 aMx／m·s一2 胁／kNm Mn~／kNm MnVm~／kNm 平衡率僻 交变载荷系数CLF ● 2．57 1．30 36．98 56．57 55．69 98．4％ ‘ 1．30 平衡 效果 分析 经过大量的计算机求解发现 ，后臂偏置角 △增 大 ， 减小 ，负扭矩 Mn也在减小 ，直 至 △=180~达 到最小值 ，但下 冲程 曲柄扭矩很 大 ，上 、下冲程 曲柄 E ＼歪 遣 38 37 36 35 34 33 32 31 图 3 L=6．5nlm Q=66kN时偏置 角与 曲柄扭 矩 的关系 曲线 扭矩相 差 加 大 ，说 明常 轨 游 梁 平 衡 型 效 果 不 好。 一 △变化曲线见图 3。后臂长 L与配重 Q对 的影响曲线呈 凹曲线 ，有极 小值 (图 4、图 5)。理论 计算表明：当 A=161。、L=6．5m、Q=65kN可得到 表 1的优化解 。在相 同工况条件下 ，与异相型[]相 比，口一减少 了 35％，Me减少 了 1．2％， 一减少了 35．3％，减速机输 出扭矩 及 电动机 可减少一个 系列 规格。同时上下冲程 曲柄最 大扭矩几乎相等 ，平衡 率 接 近于 1。 E 歪＼ 宴 4O 39 38 37 36 35 64 66 68 70 72 74 Q／kN 图 4 L=6．3lnnlA=162度 时平 衡 重与 曲柄 扭 矩 的关 系曲线 遗憾 的是 。无论如何选取平衡参数 ，总存在着负 维普资讯 http://www.cqvip.com
维普資讯htt/w 第26卷第4期 扭矩(图6),且L、Q值偏大与整机尺寸显得不够协游梁平衡型加以综合,创造性的提出调径变矩改善 调,运行中带来振动与不稳定。 平衡,达到了节电效果。该机较前置式相比前臂 长度明显减小;与游梁平衡型相比可不停机进行调 整平衡,且调整方便 为消除负扭矩,建议采用曲柄二次平衡,进一步 对净扭矩曲线削峰填谷,达到节能的目的。下偏杠 6.46.87.27.47.6 铃游梁复合平衡抽油机2、B游梁抽油机3等即是 L/m 改进了的复合平衡抽油机。 图5Q=60kN4=162度时后臂长度与曲柄扭矩的关 系曲线 参考文獻 [1]王玉良.游梁式异相型抽油机的多目标优化设计[J 石油机械,199%6,24(1):5-8 2]罗仁全,等.下偏杠铃游梁复合平衡抽油机及节能技 50 术改造[J.石油矿场机械,202,31(5):34 3]郭东等B游梁抽油机的性能分析[J.石油矿场机械 图6净扭矩曲线 2001,30(6):10-11 结论 (编:刘英 调径变矩型抽油机是将前置式气平衡抽油机与 上授第27页) 估研究和优选设计研究。 (1)通过三维模拟与综合对比分析,总体上油层 厚度在5m以上,采用本工艺可获得较好的效果油 层渗透率大于1000×10-3pm2,厚度大于25m后效1谢桂学.端部脱砂压裂技术初探油气采收率199,3 果变差。 (1) (2)研究表明压裂充填工艺的关键是形成宽短2】谢桂学李爱山,等,中、高渗透油藏压裂作用机理探 讨.油气采收率技术,1998,5(1) 与高导流能力的支撑裂缝,以提高油井的生产能力。[3]叶芳春,李红.前景广阔的高渗透层压裂.钻采工艺, 对于高渗透层表皮系数大于10,采用本式艺可获得 1998,21(3) 较好的效果,地层伤害愈严重,工艺效果愈好 [4]胡博仲,张有才,等,短宽缝压裂工艺技术的研究与应 (3)对顶气底油油层实施本工艺,油层厚度较薄 用.石油钻采工艺,1998,20(5) (一般3~10m),压裂裂缝同顶部气顶连缝的可能 [5]谢桂学,乐小明,裂缝周边脱砂带对裂缝扩展的控制 作用.油气地质与采收率,2001,8(4) 性较大,使油井生产气油比上升,从而造成油层压力[6MB. Smith,etal. Tip Screenout Fracturing: A Technique 下降过快,产能下降,可采油量减少。建议不进行压 for Soft Unstable Formations. SPE 13273 裂充填工艺。 [7] J. P. Martins, et al. Tip Screen-Out Fracturing Applied to (4)对于厚度较大的底水油层,可采用部分射孔 the Ravenspurn South Gas Field Development. SPE 19766 [8] M.P. Cleary, et al. Critical Issues in Hydraulic Fracturing of 和控缝高技术,发挥油层生产潜力,同时应避免压裂 High- Permeability Reservoirs. SPE 27618 裂缝沟通底水。对于厚度不大的油层,控缝高技术[9]R.G. Dusterhoft,etl. fracturing high- permeability re- 难度较大,建议一般情况下不采用本工艺。 servoirs increases productivity. Oil Gas Jourmal, June 20 (5)支撑剂粒径对裂缝导流能力和产能影响很 大,40目、0/40目粒径的石英砂能满足防砂和压0AK.Mhm:a. ydraulic Fracturing Stimulation of Highly Permeability Formations: The Eect of Critical Frac- 裂效果,20/40目石英砂压裂效果显著,但防砂能力不 ture Parameters on Oilwell Production and Pressure. SPE 如40/60目,对储层渗透性高,出砂严重井采用60/40 目;对储层渗透性较低,污染严重井采用20/40目。 [11] Y. Fan, et al. Fluid Leakoff and Net Pressure Behavior of (6)压裂规模和施工工艺对裂缝形态和产能影 Frac& Pack in High- Permeability Viscous Oil Reservoirs of the duri Field. Indonesia. SPE 58766 响较大,对具体井应做好工艺实施前的压裂地层评 辑:晓川)
第 26卷 第 4期 钻 采 工 艺 ·55 · 扭矩(图 6)，且 L、Q值偏 大与整机尺寸显得不够协 调 ，运行 中带来振动与不稳定 。 L／m 图 5 Q=60kN△=162度 时后臂 长度 与 曲柄 扭矩 的关 系曲线 100 E 至 5o 0 — 50 图 6 净扭 矩 曲线 结 论 调径变矩型抽油机是将前置式气平衡抽油机与 游梁平衡型加以综合 ，创造性的提出调径变矩 ，改善 了平衡 ，达到了节 电效果。该 机较前置式相 比前臂 长度明显减小 ；与游梁平衡 型相 比可不停机 进行调 整平衡 ，且调整方便 。 为消除负扭矩 ，建议采用 曲柄二次平衡 ，进一步 对净扭矩 曲线削峰填谷 ，达到节能 的 目的。下偏 杠 铃游梁复合平衡 抽油机 l2J、B游 梁抽油机[3]等 即是 改进 了的复合平衡抽油机。 参考 文献 [1] 王玉 良 ．游梁式 异相型 抽油 机 的多 目标 优化 设计 [J]． 石油机 械 ，1996，24(1)：5—8 [2] 罗仁全 ，等 ．下偏 杠铃 游 梁复 合平 衡抽 油机 及节 能 技 术改造 [J]．石 油矿场机械 ，2002，31(5)：34—39 [3] 郭东 等 ．B游梁抽油机 的性能 分析 [J]．石 油矿 场机械 ， 2001，30(6)：10一ll I编 辑 ：刘英 ) (上接第 27页 ) (1)通过三维模拟与综合对比分析 ，总体上油层 厚度在 5m以上 ，采用本工 艺可获得较好 的效果油 层渗透率大于 1000X10-3 l2，厚度大于 25m后效 果 变 差 。 (2)研究表明，压裂充填工艺 的关键是形成宽短 与高导流能力的支撑裂缝 。以提高油井 的生产能力。 对于高渗透层 ，表皮 系数大于 l0，采用本二Ii艺可获得 较好 的效果 ，地层伤害愈严重 ，工艺效果愈好。 (3)对顶气底油油层实施本工艺 ，油层厚度较 薄 (一般 3～10m)，压裂裂缝 同顶部气顶 连缝 的可 能 性较大 ，使油井生产气油 比上升 ，从而造成油层压力 下降过快 ，产能下降 ，可采油量减少。建议不进行压 裂充填工艺。 (4)对于厚度较大的底水油层 ，可采用部分射孔 和控缝高技术 ，发挥油层生产潜力 ，同时应避免压裂 裂缝沟通底水。对 于厚度 不大的油层 ，控缝 高技术 难度较大 ，建议一般情况下不采用本工艺。 (5)支撑剂粒径对裂缝导 流能力和产能影 响很 大 ，40／60目、20／40 目粒径的石英砂能满足防砂和压 裂效果 ，20／40 目石英砂压裂效果显著 ，但防砂能力不 如 40／60目，对储层渗透性 高，出砂严重井采用 60／40 目；对储层渗透性较低 ，污染严重井采用 20／40 目。 (6)压裂规模和施工工艺对裂缝形态和产能影 响较大，对具体井应做好工艺实施前 的压裂地层评 估研究和优选设计研究。 参 考 文 献 [1] 谢桂 学 ．端部脱砂压裂技 术初探 ．油气采 收率 ，1996，3 (1) [2] 谢桂学，李爱山，等 ．中、高渗透油藏压裂作用机理探 讨 ．油气采 收率技术 ，1998，5(1) [3] 叶芳春，李红 ．前景广阔的高渗透层压裂 ．钻采工艺 ， 1998，21(3) [4] 胡博仲，张有才，等 ．短宽缝压裂工艺技术的研究与应 用 ．石 油钻采工艺 ，1998，20(5) [5] 谢桂 学 ，乐 小明 ．裂 缝周 边脱 砂带 对 裂缝 扩展 的控 制 作用 ．油气地质与采收率 ，2001，8(4) [6] M．B．Smith，eta1．TipScrecnoutFracturing：ATechnique forSoft，Unstable Formations．SPE 13273 [7] J．P．Martins，eta1．TipScreen—OutFracturingAppliedto theRavenspum So uth GasField Development．SPE 19766 [8] M．P．Cleary，eta1．CriticalI8811~ inHydraulicFracturingof High—PermeabilityReservoirs．SPE27618 [9] R．G．Dusterhoft，eta1．Fracblringhigh—peaneabilityre— servoirs increasesproductivity．Oil＆ GasJourna1．June20． 199l4 [1O] A．K．Mathur，eta1．HydraulicFracnJ她 Stimulationof Hi曲 PeaneabilityFol'm~oils：TheEfectofCriticalFraetuIe Parameters OilOilwell Production and Pressure． SPE 30652 l11l Y．Fan，eta1．Fluid[eakofandNetPregsureBehaviorof Free&Packin High —PeaneabilityViscousOilReservoirsof theDuf Field，Indonesia．SPE 58766 f■辑 ：，I晓川) 维普资讯 http://www.cqvip.com