穆菲（大慶油田有限責(zé)任公司第四采油廠）

“十三五”期間，杏北油田抽油機(jī)主要采用偏置式抽油機(jī)替代常規(guī)抽油機(jī)，在拖動(dòng)設(shè)備上，主要應(yīng)用節(jié)能電動(dòng)機(jī)和變頻配電箱。在優(yōu)化設(shè)計(jì)方面，基于“長(zhǎng)沖程、大泵徑、低沖次”及桿柱優(yōu)化組合等方式進(jìn)行參數(shù)和工具優(yōu)化。在機(jī)采井檢泵周期方面，通過整體優(yōu)化后，檢泵率明顯下降，檢泵周期明顯延長(zhǎng)，但抽油機(jī)井受沖程和泵徑限制，參數(shù)無法進(jìn)一步降低，進(jìn)而導(dǎo)致交變載荷無法降低，機(jī)采井檢泵周期進(jìn)一步延長(zhǎng)較難。此外，目前油井?dāng)?shù)字化建設(shè)程度較低，現(xiàn)場(chǎng)資料數(shù)據(jù)仍然需要人工錄取數(shù)據(jù)且有一定的錄取周期，尚不能實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)的實(shí)時(shí)、自動(dòng)、精準(zhǔn)錄取，存在效率低、質(zhì)量低、強(qiáng)度大的問題，需要依靠數(shù)字化建設(shè)加以解決。

1 技術(shù)原理及現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

1.1 技術(shù)原理

塔架機(jī)整機(jī)無減速機(jī)構(gòu)，采用永磁同步電動(dòng)機(jī)通過鏈輪鏈條帶動(dòng)負(fù)載皮帶做往復(fù)直線運(yùn)動(dòng)，通過電動(dòng)機(jī)正反向轉(zhuǎn)動(dòng)換向，完成抽汲動(dòng)作。電動(dòng)機(jī)僅對(duì)井下載荷與配重箱載荷差值做功，并配備智能控制柜，可根據(jù)負(fù)載變化自行調(diào)整電動(dòng)機(jī)參數(shù)，實(shí)現(xiàn)自主調(diào)參，進(jìn)一步提高節(jié)能效果。

1.2 技術(shù)優(yōu)勢(shì)

采用永磁同步直驅(qū)電機(jī)，具有低轉(zhuǎn)速、低電流及高啟動(dòng)扭矩的特性，取消了減速裝置，直接驅(qū)動(dòng)，無四連桿機(jī)構(gòu)，傳動(dòng)效率可達(dá)到92%；具有“長(zhǎng)沖程、低沖次”的運(yùn)行優(yōu)勢(shì)，減少換向沖擊，降低了桿管偏磨次數(shù)，可延長(zhǎng)檢泵周期；節(jié)電效果明顯，節(jié)電率可達(dá)到30%～50%。

2 技術(shù)研究

2.1 新型舉升系統(tǒng)選型設(shè)計(jì)研究

2.1.1 新型抽油機(jī)舉升能力

塔架機(jī)的驅(qū)動(dòng)原理與游梁式抽油機(jī)不同，取消了四連桿機(jī)構(gòu)，采用重力對(duì)稱平衡原理，負(fù)荷皮帶跨過抽油機(jī)頂部滾筒，一端與配重箱連接，另一端通過懸繩器與油井桿柱連接，電動(dòng)機(jī)僅對(duì)載荷差做功即可（載荷差指井下載荷與配重載荷差值）。

塔架機(jī)是采用驅(qū)動(dòng)輪方式實(shí)現(xiàn)由旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)向直線往復(fù)運(yùn)動(dòng)的轉(zhuǎn)換，載荷相連的皮帶沿驅(qū)動(dòng)輪的切線方向運(yùn)動(dòng)。

驅(qū)動(dòng)輪的扭矩計(jì)算根據(jù)電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩計(jì)算設(shè)備最大扭矩設(shè)備額定起重量。得出塔架機(jī)電動(dòng)機(jī)功率越大，轉(zhuǎn)矩越大，傳向驅(qū)動(dòng)輪的扭矩越大，設(shè)備的額定起重量越大，舉升能力越強(qiáng)。

塔架機(jī)的載荷利用率區(qū)別于常規(guī)游梁式抽油機(jī)的計(jì)算方法。所以對(duì)載荷利用率方法進(jìn)行了重新界定，定義塔架機(jī)的載荷利用率為載荷差與額定起重量的比值。

2.1.2 塔架機(jī)舉升能力影響因素

以12 型機(jī)為例，泵徑70 mm、桿徑22 mm、泵深950 mm、沖程7 m、沖次1 次/min，研究了井下載荷和配重的計(jì)算方法，得出配重和沉沒度是塔架機(jī)舉升能力的主要影響因素。

一是配重對(duì)載荷利用率影響。當(dāng)沉沒度為350 m時(shí)計(jì)算不同配重對(duì)載荷利用率及平衡率的影響。得出沉沒度一定時(shí)，配重對(duì)平衡率影響很大，配重越接近理論配重，平衡率越高。在塔架機(jī)的選型設(shè)計(jì)過程中，需要按照理論配重進(jìn)行指導(dǎo)單井配重設(shè)計(jì)和應(yīng)用，塔架機(jī)配重影響結(jié)果統(tǒng)計(jì)見表1。

表1 塔架機(jī)配重影響結(jié)果統(tǒng)計(jì)Tab.1 Results statistics of counterweight impact of tower-frame pumping unit

二是沉沒度對(duì)塔架機(jī)的載荷利用率的影響。當(dāng)配重為39.5 kN 時(shí)計(jì)算不同沉沒度下載荷利用率及平衡率的影響。得出沉沒度對(duì)油井載荷利用率和平衡率影響較大。油井沉沒度降低時(shí)，導(dǎo)致載荷差變大，使設(shè)備載荷利用率變大，因此在機(jī)型設(shè)計(jì)過程中，要計(jì)算最低沉沒度時(shí)載荷利用率的最大值，并留有余量，塔架機(jī)沉沒度影響結(jié)果統(tǒng)計(jì)見表2。

表2 塔架機(jī)沉沒度影響結(jié)果統(tǒng)計(jì)Tab.2 Results statistics of submergence impact of tower-frame pumping unit

三是其它參數(shù)對(duì)載荷利用率的影響。以10 型機(jī)為例、沉沒度設(shè)定在300 m，計(jì)算不同泵徑、桿徑、沖程、沖次及下泵深度對(duì)載荷利用率的影響。得出當(dāng)泵徑變大時(shí)，載荷差也變大，設(shè)備的載荷利用率也隨著變大。在設(shè)計(jì)機(jī)型時(shí)，需要考慮舉升能力能否滿足后續(xù)上產(chǎn)措施需求；當(dāng)泵徑、泵深一定時(shí)，當(dāng)桿徑的承壓系數(shù)滿足生產(chǎn)時(shí)，優(yōu)先選擇小桿徑，塔架機(jī)其它參數(shù)對(duì)載荷利用率影響結(jié)果統(tǒng)計(jì)見表3。

表3 塔架機(jī)其它參數(shù)對(duì)載荷利用率影響結(jié)果統(tǒng)計(jì)Tab.3 Results statistics of the impact of other parameters on load utilisation for tower-frame pumping unit

2.1.3 塔架機(jī)設(shè)計(jì)選型方法

游梁式抽油機(jī)載荷利用率和扭矩的計(jì)算公式不適用于塔架機(jī)，在方案設(shè)計(jì)階段，無法模擬理論最大載荷利用率和最大扭矩等數(shù)據(jù)，帶來機(jī)型選取可能存在不當(dāng)?shù)膯栴}。

充分考慮沉沒度及后續(xù)上產(chǎn)措施，通過對(duì)設(shè)備舉升能力計(jì)算方法優(yōu)化，模擬理論最大載荷、理論最小載荷和載荷利用率等數(shù)據(jù)，編制了塔架機(jī)選型設(shè)計(jì)模板，可指導(dǎo)方案設(shè)計(jì)人員選型設(shè)計(jì)，塔架機(jī)選型設(shè)計(jì)模板見表4。

表4 塔架機(jī)選型設(shè)計(jì)模板Tab.4 Design template of model selection of tower-frame pumping unit

2.2 提高塔架機(jī)舉升能力措施研究

2.2.1 配套應(yīng)用不停機(jī)間抽控制裝置

針對(duì)沉沒度低于100 m 且示功圖嚴(yán)重供液不足的塔架機(jī)井，創(chuàng)新應(yīng)用不停機(jī)間抽控制裝置8 套，利用電參功圖自動(dòng)計(jì)算充滿度功能，重新設(shè)定間抽摸索程序，實(shí)現(xiàn)了智能化間抽運(yùn)行和自動(dòng)確定間抽周期。應(yīng)用后，平均單井沉沒度上升138 m，消耗功率下降3.9 kW，年減少人工啟停機(jī)808 次，節(jié)電率達(dá)35.9%。

2.2.2 配套構(gòu)建數(shù)字化管理模式

為有效提升塔架機(jī)管理水平，創(chuàng)新構(gòu)建塔架機(jī)數(shù)字化管理模式，安裝數(shù)字化設(shè)備29 口井。

一是驗(yàn)證電參功圖符合率。按照工況類別，對(duì)比電參功圖與測(cè)試功圖形狀符合度，對(duì)比載荷變化與功圖形狀一致性，跟蹤207 井次，符合188 井次，符合率90.82%。

二是驗(yàn)證電參計(jì)產(chǎn)符合率。工頻狀態(tài)下，對(duì)比功圖計(jì)產(chǎn)與玻璃管量油誤差值，單井誤差值小于20%為標(biāo)準(zhǔn)，跟蹤185 井次，符合154 井次，符合率83.24%。

三是驗(yàn)證電參液面符合率。工頻狀態(tài)下，對(duì)比電參動(dòng)液面與測(cè)試動(dòng)液面誤差值，單井誤差小于150 m 為標(biāo)準(zhǔn)，跟蹤169 井次，符合143 井次，符合率84.62%。

通過對(duì)比電參功圖、電參計(jì)產(chǎn)與電參液面符合率發(fā)現(xiàn)，符合率均超過了80%，可進(jìn)行推廣使用，可逐步取消人工低壓測(cè)試及常規(guī)量油。

2.2.3 試驗(yàn)應(yīng)用碳纖維連續(xù)抽油桿

為進(jìn)一步挖掘塔架機(jī)節(jié)能降耗潛力，開展了碳纖維連續(xù)抽油桿試驗(yàn)，利用《桿柱優(yōu)化設(shè)計(jì)及工況診斷系統(tǒng)》，以試驗(yàn)井X 為例，開展桿柱組合優(yōu)化設(shè)計(jì)。

X 井采用直徑22 mm 碳纖維連續(xù)抽油桿，碳桿長(zhǎng)度占全井桿柱長(zhǎng)度62.5%。經(jīng)計(jì)算，試驗(yàn)后桿柱重量由2.77 t 降至1.49 t，較試驗(yàn)前下降1.28 t，降幅46.2%，X 井桿柱設(shè)計(jì)。從實(shí)驗(yàn)前應(yīng)用鋼質(zhì)抽油桿929 m，優(yōu)化為應(yīng)用碳纖維連續(xù)抽油桿575 m，加重桿354 m，很大程度上降低了井下的桿柱重量。

該井作業(yè)后經(jīng)過多次平衡調(diào)整和參數(shù)調(diào)整，上/下電流為28.68/26.45 A，達(dá)到平衡狀態(tài)，沉沒度397 m 穩(wěn)定運(yùn)行，消耗功率下降1.63 kW，系統(tǒng)效率上升8.59 個(gè)百分點(diǎn)，節(jié)電率30.8%，X 井試驗(yàn)前后效果對(duì)比見表5。

表5 X 井試驗(yàn)前后效果對(duì)比Tab.5 Comparison of effect before and after well X test

塔架機(jī)共應(yīng)用碳纖維連續(xù)抽油桿8 口井，平均單井消耗功率下降2.05 kW，系統(tǒng)效率上升15.95 個(gè)百分點(diǎn)，節(jié)電率36.98%。

2.3 建立塔架機(jī)技術(shù)管理規(guī)范

2.3.1 形成了塔架機(jī)技術(shù)管理規(guī)范

一是根據(jù)塔架機(jī)機(jī)械結(jié)構(gòu)、運(yùn)行原理，同時(shí)結(jié)合杏北油田抽油機(jī)井運(yùn)行管理辦法，制定了塔架機(jī)的安全操作規(guī)程、常規(guī)維護(hù)保養(yǎng)規(guī)范?，F(xiàn)場(chǎng)管理人員可根據(jù)安全操作規(guī)程、常規(guī)維護(hù)保養(yǎng)規(guī)范進(jìn)行日常操作和維護(hù)保養(yǎng)。

二是建立塔架機(jī)的生產(chǎn)管理辦法。由于塔架機(jī)具有長(zhǎng)沖程、低沖次運(yùn)行特點(diǎn)，沖程可達(dá)6～8 m，較游梁式抽油機(jī)大，整機(jī)高度達(dá)10 m，且結(jié)構(gòu)原理與游梁式抽油機(jī)差異較大，為此制定了生產(chǎn)管理辦法。

2.3.2 創(chuàng)建塔架機(jī)平衡調(diào)整計(jì)算模板

塔架機(jī)屬于重力平衡型抽油機(jī)，可根據(jù)電流的平衡情況來改變配重箱的質(zhì)量進(jìn)行平衡調(diào)整，當(dāng)配重箱向下運(yùn)行時(shí)的最大電流和向上運(yùn)行時(shí)的最大電流相等時(shí)，塔架機(jī)處于最佳平衡狀態(tài)。

1）塔架機(jī)平衡配重的計(jì)算方法。根據(jù)塔架機(jī)運(yùn)行的平衡原理及平衡所需配重重量計(jì)算公式得出最佳配重。

為便于現(xiàn)場(chǎng)平衡調(diào)整，確定以下三種平衡配重的計(jì)算方法。

一是初始配重調(diào)整。計(jì)算固定沉沒度300 m 時(shí)塔架機(jī)常用泵徑、泵深的理論載荷，根據(jù)此時(shí)的懸點(diǎn)理論最大載荷及最小載荷，計(jì)算得出的理論配重作為初始平衡配重，不同泵徑初始配重計(jì)算結(jié)果見表6。

表6 初始配重理論計(jì)算結(jié)果Tab.6 Calculation results of initial counterweight theory

二是電流法配重調(diào)整。通過現(xiàn)場(chǎng)平衡調(diào)整試驗(yàn)，摸索上、下電流的差值與配重之間關(guān)系，得出經(jīng)驗(yàn)公式（1）：

式中：X為需調(diào)整配重磚的重量（當(dāng)X＞0 時(shí)，增加配重磚重量；當(dāng)X＜0 時(shí)，減少配重磚重量），kg；R為重量系數(shù)，kg/A，經(jīng)驗(yàn)賦值60。

三是懸點(diǎn)載荷法配重調(diào)整。根據(jù)桿柱和液柱重量計(jì)算，或?qū)崪y(cè)示功圖獲得最大及最小載荷的值來計(jì)算配重。

式中：Pmax為懸點(diǎn)最大載荷（根據(jù)桿柱和液柱重量計(jì)算，或?qū)崪y(cè)示功圖獲得），kN；Pmin為懸點(diǎn)最小載荷（根據(jù)桿柱和液柱重量計(jì)算，或?qū)崪y(cè)示功圖獲得），kN；M為調(diào)整前配重重量，kg。

2）塔架機(jī)動(dòng)態(tài)平衡調(diào)整方法。結(jié)合塔架機(jī)出現(xiàn)不平衡情況的原因，將塔架機(jī)的動(dòng)態(tài)平衡調(diào)整方法分為以下三類：

一是泵況正常井的平衡調(diào)整方法。對(duì)于供排關(guān)系相對(duì)穩(wěn)定的井，進(jìn)行一次平衡調(diào)整，采取電流法或懸點(diǎn)載荷法來進(jìn)行平衡調(diào)整。

二是作業(yè)開井后的平衡調(diào)整方法。若泵況正常時(shí)是平衡井，作業(yè)后不需要立即進(jìn)行平衡調(diào)整，作業(yè)開井后跟蹤電流變化，待穩(wěn)定運(yùn)行5～7 d 后再?zèng)Q定是否進(jìn)行平衡調(diào)整，采取電流法或懸點(diǎn)載荷法進(jìn)行平衡調(diào)整。

三是措施開井后的平衡調(diào)整方法。實(shí)施調(diào)參、換泵、壓裂等措施后載荷變化較大，需要進(jìn)行兩次平衡調(diào)整。措施后先通過初始配重法進(jìn)行第一次平衡調(diào)整，待穩(wěn)定運(yùn)行10～15 d，井下載荷穩(wěn)定后再采取電流法或懸點(diǎn)載荷法進(jìn)行平衡調(diào)整。

3 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用效果

杏北油田125 臺(tái)塔架機(jī)平均時(shí)率98.6%，檢泵率5.8%，系統(tǒng)效率達(dá)41.6%，單井日節(jié)電60 kWh，節(jié)電率達(dá)31.6%，125 口井年可實(shí)現(xiàn)節(jié)電274×104kWh，節(jié)能效果顯著，具體情況見表7。

表7 杏北油田塔架機(jī)節(jié)能效果統(tǒng)計(jì)Tab.7 Statistics of energy conservation effect of tower-frame pumping unit in Xingbei oilfield

4 結(jié)論

1）新型塔架式抽油機(jī)實(shí)現(xiàn)了“長(zhǎng)沖程、低沖次”的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)優(yōu)化組合，完成了節(jié)能降耗、降本提效的機(jī)采設(shè)備運(yùn)行目標(biāo)，為油田提供了機(jī)采提質(zhì)增效的基礎(chǔ)。

2）新型抽油機(jī)設(shè)計(jì)選型方法的制定，完善了目前油田新型抽油機(jī)設(shè)計(jì)選型的不足，為今后油田新型抽油機(jī)推廣應(yīng)用提供了技術(shù)支撐。

3）沉沒度對(duì)塔架機(jī)的載荷影響較大，每變化100 m 的沉沒度，影響約2 kN 的載荷差變化，故塔架機(jī)計(jì)算配重量時(shí)采用的合理沉沒度為300 m。

4）通過開展新型塔架式抽油機(jī)節(jié)能技術(shù)研究，單井可實(shí)現(xiàn)年節(jié)電2.19×104kWh，共計(jì)應(yīng)用塔架機(jī)125 臺(tái)，可實(shí)現(xiàn)年節(jié)電274×104kWh，以0.7 元/kWh 計(jì)算，年可創(chuàng)造經(jīng)濟(jì)效益192 萬元。