李 娟，李曉東，韓修廷，2，程遠(yuǎn)方，徐金超

（1.中國石油大學(xué)（華東）石油工程學(xué)院，山東青島266580；2.大慶油田有限責(zé)任公司技術(shù)發(fā)展部，黑龍江大慶163453） ①

單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)原理及試驗(yàn)研究

李 娟1，李曉東1，韓修廷1，2，程遠(yuǎn)方1，徐金超1

（1.中國石油大學(xué)（華東）石油工程學(xué)院，山東青島266580；2.大慶油田有限責(zé)任公司技術(shù)發(fā)展部，黑龍江大慶163453） ①

針對(duì)常規(guī)游梁式抽油機(jī)工作過程中減速箱載荷交變幅度大且存在負(fù)值、電機(jī)負(fù)功率、系統(tǒng)效率低等問題，提出了一種單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)結(jié)構(gòu)，改變懸點(diǎn)載荷上下沖程運(yùn)動(dòng)的做功區(qū)間，實(shí)現(xiàn)正扭矩變換，使交變載荷均勻化，提高系統(tǒng)效率。分析了該新型抽油機(jī)的工作原理，建立了抽油機(jī)運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力學(xué)模型，并進(jìn)行了室內(nèi)和現(xiàn)場試驗(yàn)。理論分析、室內(nèi)和現(xiàn)場試驗(yàn)表明：該新型抽油機(jī)結(jié)構(gòu)緊湊，實(shí)現(xiàn)了正扭矩，節(jié)能效果良好。

抽油機(jī)；扭矩；節(jié)能

常規(guī)游梁式抽油機(jī)由于結(jié)構(gòu)簡單、操作方便、使用可靠等特點(diǎn)［1－2］，已在油田服役多年。但是，該機(jī)型在理想平衡情況下，沖程的上下死點(diǎn)時(shí)刻減速器輸出軸凈扭矩仍然存在較深的負(fù)向谷值，致使反向電網(wǎng)發(fā)電，能耗問題嚴(yán)重［3－4］。在長沖程、低沖次、稠油井、含氣井、深抽井等情況下，該機(jī)型體積大、電機(jī)功率利用率低，存在明顯的不適用性［5－8］。因此，研制開發(fā)了消除負(fù)扭矩、體積小、質(zhì)量輕、節(jié)能的單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)。

1 抽油機(jī)的能耗

抽油機(jī)能耗主要包括：舉升流體有效機(jī)械功、傳動(dòng)系統(tǒng)摩擦損失功和電動(dòng)機(jī)熱損失功［9］。其中，電動(dòng)機(jī)的熱損失是電流和功率的波動(dòng)量函數(shù)，而這種波動(dòng)量與抽油機(jī)的減速器輸出軸凈扭矩的波動(dòng)量成正比。在保持其他條件不變的情況下，凈扭矩曲線越平緩，波動(dòng)越小，則電流均方根值就越接近電流平均值，熱損失功就越小。

在1個(gè)工作周期內(nèi)，由于抽油機(jī)只有上沖程時(shí)才舉升流體，所以上下沖程懸點(diǎn)載荷變化很大。即使經(jīng)過完全平衡后，常規(guī)游梁式抽油機(jī)減速箱輸出軸凈扭矩仍然是一個(gè)隨時(shí)間變化的交變載荷，且波動(dòng)幅度很大，在上下死點(diǎn)時(shí)刻存在較深的“谷值”載荷。利用研制的在線負(fù)扭矩測試系統(tǒng)，現(xiàn)場實(shí)測常規(guī)游梁式抽油機(jī)凈扭矩曲線如圖1所示，從中可看出凈扭矩有較高的峰值和較深的負(fù)向谷值。負(fù)扭矩帶來3個(gè)問題。

1） 導(dǎo)致電機(jī)工作在無效及低效區(qū)，如圖2所示。

2） 致使減速箱齒輪形成沖擊載荷，導(dǎo)致設(shè)備工作狀況惡劣。

3） 導(dǎo)致電機(jī)選配裝機(jī)功率提高，致使電機(jī)利用率降低，系統(tǒng)效率降低。

圖1 現(xiàn)場實(shí)測常規(guī)游梁式抽油機(jī)凈扭矩曲線

圖2 現(xiàn)場實(shí)測常規(guī)游梁式抽油機(jī)電機(jī)功率曲線

2 單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)結(jié)構(gòu)原理

單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)通過減少傳動(dòng)環(huán)節(jié)來降低傳動(dòng)系統(tǒng)摩擦損失功，消除負(fù)扭矩，從而降低了電動(dòng)機(jī)熱損失功，實(shí)現(xiàn)節(jié)能降耗。原理如圖3。

1） 電機(jī)和減速器直接相連于圖3的O點(diǎn)，去除了膠帶傳動(dòng)環(huán)節(jié)。

2） 利用1個(gè)曲柄帶動(dòng)平衡重繞O點(diǎn)作逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，同時(shí)聯(lián)動(dòng)動(dòng)滑輪繞O1點(diǎn)作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。

3） 柔繩從固定端繞過動(dòng)滑輪和定滑輪直接連到井口，帶動(dòng)抽油桿柱和液壓自封泵作上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)。取消了常規(guī)游梁式抽油機(jī)四連桿、擺杠結(jié)構(gòu)傳動(dòng)環(huán)節(jié)。

圖3 柔性抽油機(jī)原理

以12點(diǎn)鐘位置為零點(diǎn)，逆時(shí)針方向?yàn)檎较?，該機(jī)在1個(gè)工作周期內(nèi)實(shí)現(xiàn)小波動(dòng)且始終保持正扭矩的結(jié)構(gòu)原理如下：

1） 曲柄轉(zhuǎn)角為0°時(shí)，懸點(diǎn)載荷提前做正功，平衡重扭矩為零，實(shí)現(xiàn)兩者疊加載荷產(chǎn)生的凈扭矩由原來的負(fù)值變成正值。

2） 90°時(shí)，動(dòng)滑輪在主動(dòng)軸O上的力臂變小，平衡重對(duì)動(dòng)滑輪所產(chǎn)生的有效作用力變大；同時(shí)，軸端輸入扭矩對(duì)動(dòng)滑輪的等效作用力也增大，使得凈扭矩峰值變小。

3） 180°時(shí)，懸點(diǎn)載荷相位滯后做正功，平衡重扭矩為零，實(shí)現(xiàn)凈扭矩為正值。

4） 270°時(shí)，動(dòng)滑輪在主動(dòng)臂上的半徑增大，因此懸點(diǎn)載荷有效作用力增大，即所需減速器輸入扭矩減小，有效地降低了凈扭矩峰值。

5） 360°時(shí)，由于下沖程區(qū)間變小，懸點(diǎn)載荷提前做正功，平衡重扭矩為零，實(shí)現(xiàn)凈扭矩為正值。

綜上所述，通過改變懸點(diǎn)載荷的做功區(qū)間，使油井載荷產(chǎn)生的扭矩曲線發(fā)生一定偏移，上沖程區(qū)間變大、載荷變小，下沖程區(qū)間變小、負(fù)載荷變大，與平衡重扭矩疊加得到的凈扭矩負(fù)值變正、峰值變小，以達(dá)到整個(gè)周期正扭矩且扭矩均勻的效果。

3 懸點(diǎn)運(yùn)動(dòng)及動(dòng)力性能參數(shù)模型

3.1 懸點(diǎn)運(yùn)動(dòng)參數(shù)計(jì)算

圖3中基本尺寸包括f、r1、τ、θ、m、h、R2、R1、r2，曲柄轉(zhuǎn)角θ以12點(diǎn)鐘位置為零點(diǎn)，逆時(shí)針方向?yàn)檎较颍瑒t任意時(shí)刻t，即任意曲柄轉(zhuǎn)角θ時(shí)，e點(diǎn)到g點(diǎn)的柔繩總長度可表示為

式中，S為懸點(diǎn)沖程的長度，m；lmax為e點(diǎn)到g點(diǎn)之間柔繩最大長度，m；lmin為e點(diǎn)到g點(diǎn)之間柔繩最小長度，m。

以下死點(diǎn)位置為位移零點(diǎn)，假設(shè)懸點(diǎn)向上時(shí)為位移正方向，ω為曲柄旋轉(zhuǎn)的角速度，則任意時(shí)刻懸點(diǎn)的位移、速度u1、加速度a1及扭矩系數(shù)計(jì)算公式為

式中，u1為懸點(diǎn)的速度，m／s；（θ）為函數(shù)F（θ）對(duì)時(shí)間的一次導(dǎo)數(shù)，m／s。

式中，a1為懸點(diǎn)的加速度，m／s2；（θ）為函數(shù)F（θ）對(duì)時(shí)間的二次導(dǎo)數(shù)，m／s2。

對(duì)于固定型號(hào)的抽油機(jī)，可以根據(jù)曲柄旋轉(zhuǎn)角速度得出懸點(diǎn)運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

3.2 懸點(diǎn)動(dòng)力性能參數(shù)計(jì)算

3.2.1 懸點(diǎn)載荷

懸點(diǎn)載荷P的計(jì)算公式為

式中，P為懸點(diǎn)載荷，N；Ar為抽油桿柱的橫截面積，m2；L為下泵深度，m；ρr為抽油桿柱材料密度，kg／m3；ρf為油井流體密度，kg／m3；Er為抽油桿柱材料的彈性模量，N／m3；sr為抽油桿柱任意橫截面x處在時(shí)刻t的位移，m。

3.2.2 減速器輸出軸凈扭矩

假設(shè)曲柄勻速運(yùn)動(dòng)，則減速器輸出軸凈扭矩Mn為

式中，Mn為減速器輸出軸凈扭矩，N·m；Bw為抽油機(jī)結(jié)構(gòu)不平衡重，N；ηcl為曲柄到抽油機(jī)懸點(diǎn)的傳動(dòng)效率；y為符號(hào)系數(shù)，當(dāng)u1＝70時(shí)，y＝－1，當(dāng)ul≤0時(shí)，y＝1；為等效平衡重，N；r2為曲柄半徑，m。

3.2.3 電動(dòng)機(jī)功率

電動(dòng)機(jī)瞬時(shí)輸出功率Nio與凈扭矩Mn的關(guān)系式為

式中，Nio為電動(dòng)機(jī)瞬時(shí)輸出功率，kW；ηmr為電動(dòng)機(jī)輸出軸到減速器輸出軸的傳動(dòng)效率；z為符號(hào)系數(shù)，當(dāng)Mn＞0時(shí)，z＝－1，當(dāng)Mn≤0時(shí)，z＝1。

電動(dòng)機(jī)瞬時(shí)輸入功率Nmi和電動(dòng)機(jī)平均輸入功率的計(jì)算公式為

式中，Nmi為電動(dòng)機(jī)瞬時(shí)輸入功率，kW；ηr為電動(dòng)機(jī)額定效率；α為電動(dòng)機(jī)瞬時(shí)功率利用率，α＝Nio／Rr；Nc為電動(dòng)機(jī)空耗功率，kW；Nr為電動(dòng)機(jī)額定功率，kW；為電動(dòng)機(jī)平均輸入功率，kW；T為懸點(diǎn)運(yùn)動(dòng)周期，s。

4 室內(nèi)試驗(yàn)

單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)室內(nèi)試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。配用液壓自封柱塞泵，理論排量為33m3／d，通過地面油箱量筒計(jì)量抽出油量，采用壓力閥進(jìn)行井口憋壓，控制舉升壓頭。

表1 試驗(yàn)井參數(shù)

實(shí)測電機(jī)電流、功率如圖4所示，電流除了在上下死點(diǎn)處波動(dòng)稍大外，其余位置一直比較穩(wěn)定，電機(jī)功率在2kW附近波動(dòng)較小，基本處于恒功率狀態(tài)。實(shí)測系統(tǒng)效率達(dá)到74.4%。

圖4 實(shí)測單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)功率與電流曲線

5 現(xiàn)場試驗(yàn)

在大慶油田慶1－33井進(jìn)行了單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)和常規(guī)游梁式抽油機(jī)現(xiàn)場試驗(yàn)，試驗(yàn)參數(shù)如表2。單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)自2010－07正常工作以來，工作環(huán)境最低溫度－30℃、最高溫度36℃，工作參數(shù)如表2所示。

表2 慶1－33井單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)和常規(guī)游梁式抽油機(jī)工作參數(shù)對(duì)比

測試表明，新型抽油機(jī)，即單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)，在整個(gè)運(yùn)轉(zhuǎn)周期中，轉(zhuǎn)矩均為正值，如圖5所示。

圖5 單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)電機(jī)扭矩隨時(shí)間的變化曲線

由表2知：

1） 最小扭矩由常規(guī)機(jī)的－15kN·m提高到7kN·m。最小扭矩與最大扭矩之比達(dá)到了58.3%。

2） 電流由常規(guī)機(jī)的－6A提高到3A，電機(jī)一直處于做正功的狀態(tài)。

3） 系統(tǒng)效率由常規(guī)游梁機(jī)的14.0%提高到24.3%，節(jié)電率＞50%。

4） 裝機(jī)功率由常規(guī)游梁機(jī)的15kW降到3 kW，多項(xiàng)指標(biāo)大幅度提高。

6 結(jié)論

1） 基于抽油機(jī)節(jié)能原理，提出單曲柄正扭矩柔性抽油機(jī)結(jié)構(gòu)。通過理論分析和試驗(yàn)證明，該抽油機(jī)原理正確，結(jié)構(gòu)可行。

2） 建立了該新型抽油機(jī)運(yùn)動(dòng)規(guī)律模型與動(dòng)力特性計(jì)算模型。

3） 室內(nèi)及現(xiàn)場試驗(yàn)表明，相比于常規(guī)游梁式抽油機(jī)，該新型抽油機(jī)實(shí)現(xiàn)了整個(gè)周期正扭矩且波動(dòng)平穩(wěn)，各項(xiàng)指標(biāo)明顯改善，節(jié)電率＞50%，節(jié)能效果良好。

［1］ 張 琪.采油工程原理與設(shè)計(jì)［M］.東營：石油大學(xué)出版社，2002：117－130.

［2］ 韓修廷.有桿泵采油原理及應(yīng)用［M］.北京：石油工業(yè)出版社，2007：4－10.

［3］ 欒慶德，閆玉奎，趙繼峰，等.基于節(jié)能理論的抽油設(shè)備能耗分析及對(duì)策［J］，石油礦場機(jī)械，2008，37（10）：11－14.

［4］ 師國臣，張佳民，魏級(jí)德，等.大慶油田高效舉升與節(jié)能技術(shù)的新發(fā)展［J］，大慶石油地質(zhì)與開發(fā)，2009，28（5）：246－252.

［5］ 張曉東，賈國超.關(guān)于我國抽油機(jī)發(fā)展的幾點(diǎn)思考［J］.石油礦場機(jī)械，2008，37（1）：24－27.

［6］ 李曉東，韓修廷，李 娟，等.柔性液壓自封抽油系統(tǒng)［J］.大慶石油地質(zhì)與開發(fā)，2011，30（5）：122－124.

［7］ Rowlan L，Mccoy J N，Podio A L.Best Method to Balance Torque Loadings on a Pumping Unit Gearbox［J］.Journal of Canadian Petroleum Technology，2005，44（7）：27－32.

［8］ Liu Y，Yao K，Liu S，et al.Failure prediction for rod pump artificial lift systems［C］／／SPE 137545，Western Regional Meeting，California，U.S.A，2010：27－29.

［9］ Kermit E.Brown.The technology of artificial lift methods，Volume 2A［M］.Tulsa：Petroleum Publishing Company，1980：60－70.

Principle and Experiment of Single Crank Positive Torque Flexible Pumping Unit

LI Juan1，LI Xiao－dong1，HAN Xiu－ting1，2，CHENG Yuan－fang1，XU Jin－chao1
（1.School of Petroleum Engineering，China University of Petroleum，Qingdao 266580，China；2.Department of Technical Development，PetroChina Daqing Oilfield Company Ltd.，Daqing163453，China）

A single crank positive torque flexible pumping unit was proposed，in order to solve the problems of conventional beam pumping units，such as load changes，reverse power generation，low system efficiency and so on.To increase upstroke and decrease down stroke interval，and keep unidirectional torque，load uniformity，and improve system efficiency.Work principle of the new unit was analyzed，and its motion and kinetic models were established.Theoretical analysis，laboratory and field tests showed that the new unit had compact structure，thus positive torque，good energy saving effect were achieved.

pumping unit；torque；energy saving

1001－3482（2012）08－0036－04

TE933.107

A

2012－02－12

中石油科技攻關(guān)項(xiàng)目（dq2007－eyk004）

李 娟（1979－），女，山東樂陵人，博士研究生，主要從事機(jī)械采油工藝及技術(shù)研究，E－mail：scigreat2020＠126.com。