TÍNH TOÁN THIẾT KẾ KHAI THÁC DẦU BẰNG PHƯƠNG PHÁP GASLIFT

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ KHAI THÁC DẦU BẰNG PHƯƠNG PHÁP GASLIFT
1 Các thông số của giếng thiết kế.
Các thông tin về giếng cho ở bảng sau đây :
Bảng 1. Các thông số của vỉa và giếng.
TT
1
2

Các thông số
Độ sâu của giếng
Độ dài ống chống khai thác

Kí hiệu
H
c

Giá trị
3500
3446

Đơn vị
m
m

θ

194
73
0

mm

mm
Độ

Hmv
Lp
Qcl
G0

3304-3324
3272,64
390
120

m
m
bbl/ngđ

0,85

m /T
-

1,05

-

0,65
0,1

-

mPa.s

0,4

mPa.s
%

L
Dg
Dk

3
4
5

Đường kính ống chống khai thác
Đường kính ống khai thác
Độ nghiêng của giếng

6
7
8
9

Khoảng mở vỉa sản phẩm
Độ sâu đặt paker
Lưu lượng chất lỏng thiết kế
Yếu tố khí dầu

10

Tỷ trọng của dầu

γ

11

Tỷ trọng của nước

γ

12
13

Tỷ trọng của khí nén
Độ nhớt dầu trong điều kiện vỉa

γkn
µ

14

Độ nhớt của dầu đã tách khí

µ

15

Độ ngậm nước

fnc

50

16

Nhiệt độ đáy giếng (nóc vỉa)

Tv

120

17

Nhiệt độ chất lỏng tại miệng giếng

Tlm

60

0

18

Nhiệt độ khí nén tại miệng giếng

Tgm

30

0

19
20

Áp suất tại miệng giếng
Áp suất vỉa

Pmg
v

12
217

C
At
at

21

Áp suât bão hòa

bh

150

at

22

23
24

Áp suất khởi động của khí nén
Áp suất làm việc của khí nén
Hệ số hòa tan của khí trong dầu

100
85
0,6

at
at
1/at

d
n

dv

o

P

P
Pkđ
Plv
α

3

0

C
C


25
26

Hệ số sản phẩm c ủa giếng
Gradien địa nhiệt

K
Gđ

0,5
3

T/ngđ.at
C/100m

27

Thể tích ép khí tối đa

Qk

600.000

0

2 Tính toán cột ống nâng cho giếng thiết kế.
2.1 Xác định chiều dài cột ống nâng L.
Để tính toán chiều dài cột ống nâng (L) ta áp dụng công thức sau:

L=H−

10( Pd − Pde )
γ hh

(5.1)

Ta có:
+ Pde = Plv - 4 = 85 – 4 = 81 (at).
+ Theo công thức tính lưu lượng khai thác: Q = K(Pv – Pd)
3

Qd = Qcl . γd = 62 . 0,85 = 52,7(m /ngđ )
→Pd=Pv - = 217 – = 111,6 (at)
+ Trọng lượng riêng trung bình hỗn hợp dầu:

γ d + γ de
2
γhh =

(5.2)

Trong đó:
+ γd: Trọng lượng riêng của hỗn hợp dầu khí ở dưới đáy giếng.

(Qcl + 43,2.D 2 .γ cl ).γ cl
Qd . (G0 − α .Pd ).γ cl
+ Qcl + 43,2 D 2 .γ cl
( Pd + 1).γ d
γd =

(5.3)

(γcl = γd = 0,85g/cm3 -.Trọng lượng riêng của chất lỏng và dầu trong giếng).
(62 + 43,2.7,64 2.0,85).0,85
γd =
= 0,8405(G / cm 3 )
52,7.(120 − 0,6.111,6).0,85
+ 62 + 43,2.7,64 2.0,85
(111,6 + 1).0,85

+ γde : Trọng lượng riêng của hỗn hợp dầu khí ở đế ống nâng.
(Qcl + 43,2.D 2 .γ cl ).γ cl
Qd . (G0 − α .Pde ).γ cl
+ Qcl + 43,2 D 2 .γ cl
( Pde + 1).γ d
γde=

(5.4)

Cu.ft/ngđ


γ de =

(62 + 43,2.7,64 2.0,85).0,85
= 0,8327(G / cm 3 )
52,7.(120 − 0,6.81).0,85
+ 62 + 43,2.7,64 2.0,85
( 81 + 1).0,85

Thay kết quả tính được thay vào công thức (5.2) ta được:
3
hh= = 0,8366 (G/cm )
Vậy chiều dài ống nâng:L= 3500 – = 3134,23(m)
Trong quá trình khai thác mực nước động hạ xuống,lưu lượng khai thác giảm dần
do áp suất vỉa giảm dần. Để nâng cao hiệu quả khai thác và giảm chi phí cho việc nâng
ống sau này,theo kinh nghiệm thiết kế người ta đặt ống nâng cách nóc vỉa một khoảng 2050 (m)
n

Vậy chiều dài của ống nâng là: L = 3134,23 – 20 = 3114,23 (m)
2.2 Xác định đường kính cột ống nâng.
Đường kính của cột ống nâng khi giếng làm việc ở chế độ tối ưu được xác định
theo công thức:
0,235.

dtư =

Q0
1
3
ε (1 − ε ).γ cl

(5.5)

ε: độ nhấn chìm tương đối của cột ống nâng.
= 10. = 10.= 0,2607
→ dtư = 0,235..=2,0146(inch) = 51,17(mm)
n

Tiêu chuẩn hóa ta chọn đường kính ống nâng d ≈ 2,5 (inch) = 63 (mm)
3 Xây dựng biểu đồ xác định độ sâu đặt van gaslift.
Thường sử dụng 2 phương pháp xác định chiều sâu đặt van Gaslift: Phương pháp
giải tích và phương pháp đồ thị Camco ( ngoài ra còn có phương pháp toán đồ Liên Xô).
Hiện nay Xí nghiệp liên doanh Vietsovpetro đều có sẵn chương trình và phần mềm máy
tính, người thiết kế giếng chỉ cần đưa số liệu đầu vào là có ngay kết quả một cách nhanh
chóng và chính xác.
Trong đồ án này, độ sâu đặt van gaslift được xác định theo phương pháp đồ thị
Camco. Trong biểu đồ biểu thị một số đường thay đổi của các thông số giếng phụ thuộc
áp suất, chiều sâu giếng.
Lưu lượng thể tích khí ép tối đa : Qk = 600000 (Cu.ft/d).


3

Lưu lượng khai thác
: Qd = 52,7 (m /ngđ) = 331,47(bbl/d).
Áp suất miệng giếng : Pm = 12 (at) = 170,68 (psi).
γ

Tỷ trọng khí dầu
: d = 0,85 (G/cm3 ).
Chiều sâu đặt paker
: Lpk = 3272,64 (m) = 10734,26 (ft).

Nhiệt độ vỉa
:Tv= 120 0C.
Nhiệt độ khí nén tại miệng giếng :Tgm = 30 0C.
Nhiệt độ chất lỏng chảy tại miệng giếng : TLm = 60 0C.
Tỉ trọng của chất lỏng trong giếng : n =1,05.
3.1 Xây dựng đường cong phân bố áp suất lỏng khí (GLR) trong cột ống nâng (đường
số 1).
Tỷ lệ GLR của chất lỏng khai thác sau khi đã ép khí vào giếng : Với lưu lượng khí
ép tối đa là 600000 (Cu.ft/d) và lưu lượng khai thác là 331,47 (bbl/d), ta tính được GLR
của chất lỏng khi ép khí là:
GLR = + G0= 1810,12+572,68 = 2383(Cu.ft/bbl)
(CÁCH ĐỔI GO ) ??????????
Các đường cong chuẩn trong (hình 5.1) là các đường đặc trưng ở áp suất miệng
bằng 0. Vì vậy với giếng có áp suất miệng Pm = 170,68 (psi) ta cần thực hiện các bước
sau: ta dịch dọc theo trục độ sâu sao cho điểm áp suất miệng 170,68 (psi) nằm trên
đường GLR = 2383 . Vẽ đường cong GLR=2383 lên hình vẽ ta được đường số 1 ở trên
(hình 5.2).
− Biểu đồ phân bố chất lỏng khai thác được lựa chọn dựa trên :
 Đường kính trong của ống khai thác


Độ ngập nước của sản phẩm



Lưu lượng khai thác



Tỉ trọng khí nén



Nhiệt độ trung bình của dòng chảy

3.2 Xây dựng đường phân bố áp suất thuỷ tĩnh (đường số 2).
Đường phân bố áp suất tĩnh được xác định như sau: Đường này đi qua điểm áp suất
miệng p=12at(170,68 psi) và điểm áp suất thủy tĩnh ở độ sâu 1000m(3821ft).Ta tính áp
suất thủy tĩnh ở độ sâu 1000m như sau:


Ta có phương trình: P

1000

m

=P +

γ n .H
10

m

Với: Áp suất miệng P =12at
γn
Tỷ trọng của nước
=1,05.
Độ sâu cần tính toán H=1000(m)
Ta được kết quả sau: P

1000

=12 + = 117 (at) = 1664,1 (psi)


3.3 Xây dựng đường phân bố áp suất khí nén ngoài cần (đường số 3).
Đường cong này đi qua điểm áp suất khởi động là 100 at(1422,3 psi) và điểm áp
suất khí nén ở độ sâu đế ống nâng. Điểm này được xác định theo công thức sau:
γ k .L
29, 263 . Z ( t + 27 3)

PL = Pkđ.e
Trong đó:
PL : Áp suất khí nén tại độ sâu L(at)
Pkđ: Áp suất khí nén khởi động ở miệng giếng (at)
t

0

: Nhiệt độ trung bình của khí ( C)
L : Độ sâu thực tế theo phương thẳng đứng (m)
Z

t
P
: Hệ số nén trung bình tại và

Phương trình trên được giải bằng phương pháp lặp,giá trị P
sau :

L

đầu tiên được xác định như

L

P = Pkđ+ 8,2085.10-5.Pkđ.L
∗

Áp suất khí nén tại độ sâu đặt paker 3272,64 (m) = 10734,26 (ft)
Nhiệt độ trung bình:

-

t

-

tm + tde
2

30 + 120
2

0

0

=

=
= 75 C = 167 F
Hằng số phương trình mũ là :
γ k .L
29,263.( t + 273)

== 0,2

∗

Áp suất khí nén PL:
Lặp lần 1:
Pkn L1= Pkđ+ 8,2052.10-5.Pkđ.L
=100 + 8,2052.10-5.100.3272,64 = 126,85(at)=1804,19(psi)
= = = 113,43(at) = 1613,31 (psi)
t
P
Z
Từ và tra bảng 5.6c ta có = 0,801


Tính áp suất khởi động tại H= 3272,64 (m)
P

1

= 100.=128,36(at) = 1825,66 (psi)
Nhận thấy giá trị tính chính xác và giá trị áp suất giả định lệch nhau 21,47(psi)
(<40(psi),thỏa mãn) nên ta chọn giá trị tính chính xác lần thứ nhất để xác định đường
áp suất khởi động.

Hai điểm xác định đường áp suất khởi động là:
Điểm thứ nhất (1422,3 psi, 0 ft)
Điểm thứ hai (1825,66psi, 10734,26ft)
3.4 Xây dựng đường gradient nhiệt độ của khí nén ngoài cần
(đường số 4).
mg

0

Đường này được xác định như sau: Nối điểm nhiệt độ khí nén ở miệng giếng (t =30
0

v

0

0

C=86 F) và điểm nhiệt độ vỉa (t =120 C=248 F) - Lấy tại nóc vỉa.
3.5 Xây dựng đường gradient nhiệt độ chất lỏng trong cần (đường số 5).
Đường này cũng được xác định bằng cách nối 2 điểm nhiệt độ chất lỏng miệng giếng (t
0

mg

0

v

0

0

=60 C=140 F) và điểm nhiệt độ vỉa (t =120 C=248 F) - Lấy tại nóc vỉa.
3.6 Các thông số cần thiết cho việc thiết kế lắp đặt van:
v

+ P =217(at) =3086,39 (psi)
+ Áp suất bão hòa Pbh =150(at) = 2133,45 (psi)
Ta có nhận xét sau:
- Dựa vào áp suất bão hòa ta có thể xác định được thời điểm tách khí của dầu trong đáy
giếng.
- So sánh áp suất vỉa và đường Gradien áp suất ta có thể xác định được thời điểm có dòng
chảy vào giếng trong quá trình khởi động.
4 Xác định độ sâu đặt van gaslift và các đặc tính của van.
4.1 Van số 1:
Bằng phương pháp đồ thị ta xác định độ sâu đặt van số 1 như sau:
+ Xác định giao điểm của đường phân bố áp suất thủy tĩnh và đường áp suất khí nén
khởi động.


+ Trên đường phân bố áp suất thủy tĩnh ta chọn một điểm có áp suất nhỏ hơn áp suất
tại giao điểm khoảng 50psi. Mục đích nhằm tạo ra chênh áp để khí nén đi qua vào van
trong ống khai thác.
+ Vẽ đường nằm ngang song song với trục áp suất đi qua điểm vừa chọn và cắt trục
độ sâu tại một điểm. Đó chính là vị trí đặt van thứ nhất.
+ Từ đường thẳng này kéo dài cắt đường số 4 và đường số 5 tại hai điểm, hai điểm
này là nhiệt độ khí nén ngoài cần và nhiệt độ của chất lỏng trong cần tại van
Với cách xác định như vậy ta xác định được các thông số sau:
a. Độ sâu đặt van số 1:

1. Độ sâu đặt van 1: H1 = 1064,86 m (3492,75 ft)
2. Nhiệt độ khí nén tại độ sâu đặt van: Tkn1 = 130,82 0F (54,90C).
3. Nhiệt độ chất lỏng trong ống khai thác ở độ sâu đặt van 1:
TL1 = 170,210F(76,80C).
4. Áp suất khí nén tại vị trí van:
Pkn1 = 1504 psi (105,7 at).
5. Áp suất nhỏ nhất mà dòng chất lỏng trong ống khai thác đạt được khi khí nén qua
van 1:
Pmin = 572,8psi(40,3 at).
6. Hệ số hiệu chỉnh tỷ trọng và nhiệt độ khí nén ở vị trí van 1:
Ctg1 = 0,075. = 0,075. = 1,095
b. Xác định đường kính van:
1.Áp suất khí nén cân bằng lực đóng mở van 1:
Pkcbl = Pknl - ∑∆Pkl = 105,7 – 0 =105,7 at (1504 psi).
(∑∆Pkl =0 là tổng tổn hao áp suất của khí sau khi nén qua các van phía trên,vì là
van thứ nhất nên tổn hao áp suất này bằng 0).
2. Áp suất chất lỏng trong ống nâng dùng để cân bằng lực đóng mở van 1:
Plcbl = Pmin+ f.(Pkcbl - Pminl)
Trong đó:
f - là phần trăm độ chênh áp, nếu chọn f=0% thì hạn chế van một cách tuyệt đối;
nếu chọn f=100% thì hệ thống van sẽ làm việc ổn định nhưng nó lại làm tăng số van. Vậy
chọn f=0%.
Plcbl = Pmin1 = 40,3 at (572,8 psi).
Khi áp suất khí nén nhỏ hơn Plcb1 van sẽ đóng. Nếu áp suất khí nén lớn hơn P lcb1 thì
van sẽ mở.
3.Tỷ số khí lỏng khi nén khí qua van số 1:


Từ độ sâu H1= 1064,86 m (3492,75 ft ) và áp suất P lcbl = 40,3 at (572,8 psi)theo hình
(5.1) ta có:

3

3

GLR1=200 scf/bbl (35,6 m /m )
4. Lưu lượng chất lỏng đi lên trong ống nâng
Muốn xác định các thông số kỹ thuật của van,ta phải dự đoán giá trị lưu lượng khai
1

thác (q ) trong van trong suốt quá trình khởi động,giá trị này phải lựa chọn sao cho thích
hợp để không làm hỏng van do tốc độ chảy của khí.
Áp suất đáy giếng khi bơm ép khí qua van 1:
γ .( Hp − H 1 )
1

Pđ1= P

min

10

+

= 40,3 + = 227,96 (at)

v

Vì Pđ1> P nên lúc này chưa có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên giá trị lưu lượng phải
3

chọn đủ nhỏ để không làm hỏng van,ta chọn qL1= 20 m /ng.đ
5. Thể tích khí nén qua van
1

Vk1= (GRL - FGRL).qL1
1

Với GRL : Tỷ số khí lỏng khi nén khí qua van 1
Và FGRL : Tỷ số lưu lượng khí riêng của dòng sản phẩm
3

n

FGRL = FGOR .(1-f ) = 140.( 1- 0,5 ) = 70 (m /T)
Lúc này chưa có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên FRGL = 0
3

kl

Khi đó: V =(35,6 - 0).20 = 712 (m /ng.đ)
Dưới ảnh hưởng của nhiệt độ tại vị trí đặt van ta hiệu chỉnh lại lượng khí nén lớn
nhất qua van 1 là:
V

kn max 1

k1

3

tg1

=V .C = 712.1,095 = 779,64 (m /ng.đ)
6. Đường kính lỗ van,từ các thông số của van 1

Áp suất khí nén cân bằng : P

kcb1

Áp suất chất lỏng cân bằng: P

= 105,7 at (1504 psi)

lcb1

= 40,3 at (572,8 psi)


Lượng khí nén lớn nhất: V

kn max 1

3

= 779,64 (m /ng.đ)
v1

Tra bảng 5.3a,b ta xác định được đường kính lỗ van là d =1/8” (inch)
c. Xác định áp suất mở van ở điều kiện chuẩn 15,50C (600F).
Điều này nhằm xác định áp suất mở van ở điều kiện chuẩn tương đương với áp

suất mở van ở điều kiện trong giếng đối với van đó trong quá trình cần sửa chữa và lắp
đặt van ở trên mặt đất.
Với đường kính lỗ van là 1/8”(inch) tra bảng hệ số hiệu chỉnh của lỗ van (Bảng5.4)
ta có hệ số Fl1 = 0.0716; để xác định giá trị hiệu dụng Ct1 ta cần phải tính:
Áp suất mở van ở điều kiện bề mặt(áp suất buồng khí):
Pbm1 =

Pkcb1 + Plcb1 .Fl1 105,7 + 40,3.0,0716
=
= 101,33at
1 + Fl1
1 + 0,0716

Tra bảng 5.4a,b,c với TL1= 170,210F(76,80C) và
Ct1 =0,799
Áp suất mở van ở điều kiện chuẩn là:
mv

t1

Pkcb1

P =C .(
+
4.2 Van số 2.

Plcb1

Pbm1

=101,33 at (102,7 bar) ta được

l1

.F ) = 0,799.( 105,7 + 40,3.0,0716) = 86,8 (at)

Để xác định các thông số của van 2, từ điểm P min1 =40,3 at (572,8 psi) trên hình
5.2, ta vẽ đường thẳng song song với đường áp suất thuỷ tĩnh cắt đường áp suất khí nén
tại một điểm và chọn trên đường này một điểm có áp suất nhỏ hơn so với đường bơm ép
khí của van làm việc số 1 khoảng 40psi để tạo chênh áp cho khí nén đi qua van số 2 vào
ống nâng được dễ dàng.Từ điểm vừa chọn này ta vẽ đường thẳng song song với trục áp
suất cắt trục độ sâu tại một điểm,điểm này chính là độ sâu cần thiết đặt van số 2.
Tính toán tương tự như đối với van 1 ta có các thông số của van 2 như sau:
1. Độ sâu đặt van 2:
H2 = 1855,91 m (6087,38ft).
2. Nhiệt độ khí nén tại độ sâu đặt van 2: Tkn2 = 165,50F(74,170C).
3. Nhiệt độ chất lỏng trong ống khai thác ở độ sâu đặt van 2:
T12 = 1930F (89,40C).
4. Áp suất khí nén tại vị trí van 2:
Pkn2 = 1560 psi (109,7 at).
5. Áp suất nhỏ nhất (từ điểm đặt van) mà dòng chất lỏng trong ống khai thác đạt
được khi khí nén qua van 2:
Pmin2 = 866 psi (60,9at).


6. Áp suất cực đại trong ống nâng tại vị trí van 1:
Để xác định áp suất cực đại trong ống nâng tại điểm đặt van, ta chỉ cần nối điểm áp suất
khí nén tại độ sâu đặt van dưới nó với điểm áp suất miệng. Theo (hình 5.3) ta có giá trị :
Pmax1= 967,6psi(68,03 at).
7. Hệ số hiệu chỉnh tỷ trọng và nhiệt độ khí nén ở vị trí van 2:

γ kn .(Tkn 2 + 273)

Ctg2 = 0,075.
= 0,075.=1,13
8. Áp suất khí nén dùng để cân bằng lực đóng mở van 2
P

kcb 2

∆Pk 2

=P

kn 2

∑ ∆P

k2

-

= (Pmax1- PLcb1).FL1= (68,03 – 40,3). 0,0716 = 1,99 (at)

∑ ∆P

k2

=

∆Pk 2

+

∑ ∆P

k1

= 1,99 + 0 =1,99 (at)

kcb 2

Vậy P =109,7 – 1,99 = 107,71 (at)
9. Áp suất chất lỏng trong ống nâng dùng để cân bằng lực đóng mở van 2:
P

kcb 2

=109,7 – 1,99 = 107,71 (at)
10. Áp suất chất lỏng trong ống nâng dùng để cân bằng lực đóng mở van 2:

lcb 2

min 2

P = P + f.( P
Chọn f = 0%
lcb 2

kcb 2

-P

min 2

)

min 2

Khi đó : P = P = 866 psi (60,9at).
11. Tỷ số khí lỏng khi nén khí qua van 2:
Từ độ sâu H=H2 = 1855,91 m (6087,38ft) và áp suất lỏng cân bằng P
2

3

3

(60,9at) tra hình 5.1 ta có: GRL = 600 scf/bbl (107 m / m )
12. Lưu lượng chất lỏng đi lên trong ống nâng
Áp suất đáy giếng khi bơm ép khí qua van 2:
γ l .( H p − H 2 )
d2

P =P

min 2

+

10

= 60,9 += 181,32 (at)

lcb 2

= 866 psi


v

d2

Vì P < P nên lúc này đã có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên giá trị lưu lượng ta chọn q
3

l2

= 25 m /ng.đ
13. Thể tích khí nén qua van :
k2

l2

2

V = (GRL - FGRL).q
Lúc này đã có dòng chảy từ vỉa vào giếng nên FRGL = 70(m3/T)
3

k2

Khi đó: V = (107–60,27).25 = 1168,25 (m /ng.đ)
Dưới ảnh hưởng của nhiệt độ tại vị trí đặt van ta hiệu chỉnh lại lượng khí nén lớn nhất
qua van 2 là :
V

3

kn max 2

= 1242,42 (m /ng.đ)
14. Đường kính lỗ van,từ các thông số của van 2

Áp suất khí nén cân bằng: P

kcb 2

Áp suất chất lỏng cân bằng: P
Lượng khí nén lớn nhất: V

kn max 2

=107,71 (at)=1532 (psi)

lcb 2

= 866 psi (60,9at).
3

= 1242,42 (m /ng.đ)

v2

Tra bảng 5.3a,b ta xác định được đường kính lỗ van là d =1/8” (inch).
0

0

15. Áp suất mở van ở điều kiện chuẩn 15,5 C (60 F)
Với đường kính lỗ van là 1/8” inch tra bảng hệ số hiệu chỉnh của lỗ van (Bảng 5.4) ta có :
12

F = 0,0716
l2

Để xác định giá trị hiệu dụng C ta cần tính :
Áp suất mở van ở điều kiện bề mặt :

P

bm 2

=

Pkcb 2 + Plcb 2 .Fl 2
1 + Fl 2

= = 105 (at)

Tra bảng 5.5c. vớiT12 = 1930F (89,40C) và P
Áp suất mở van ở điều kiện chuẩn là :

bm 2

t2

= 105 (at) ta được C = 0,768


mv 2

Pkcb 2 + Plcb 2 .Fl 2

t2

P = C .(
4.3 Van số 3:

) = 0,768.(107,71 + 60,9.0,0716) = 87 (at)

Tính toán tương tự ta có :
H3 =7984,47ft =(2434,3m)
Tkn3=190,30F(880C).
T13=209,40F (98,60C).
Pkn3=1590 psi (117,8 at).
Pmin3= 1082,4 psi (76,1 at).
Pmax2 = 1159psi (81,5 at).
γ kn .(Tkn 3 + 273)

Ctg3 = 0,075.
P

kcb 3

∆Pk 3

=P

kn 3

= (P

∑ ∆P

k3

Vậy P

max 2

=

∑ ∆P

k3

− Plcb 2

∆Pk 3

kcb 3

lcb3

-

+

l2

).F = (81,5 – 60,9).0,0716 = 1,47 (at)

∑ ∆P

k2

= 1,47 + 1,99 = 3,46 (at)

= 117,8 – 3,46 = 114,34 (at)

min 3

P = P + f(P
Chọn f= 0%
Khi đó: P

= 0,075.= 1,15

lcb 3

=P

kcb 3

min 3

-P

min 3

)

= 1082,4 psi (76,1 at).
3

3

3

GRL = 1250 scf/bbl (222,5 m / m )
γ l .( H d − H 3 )
d3

P =P
d3

min 3

+

10

= 76,1 += 166,7 (at)

v

Vì P < P nên lúc này có dòng chảy từ vỉa vào giếng
l3

3

q = 30 m /ng.đ
k3

3

V = (222,5 – 60,27).30 = 4866,9 (m /ng.đ)


V

kn max 3

3

tg 3

k3

= V .C = 4866,9.1,15= 5597 (m /ng.đ)

v3

d = 1/8” (inch)
l3

F = 0,0716

P

bm3

=

Pkcb 3 + Plcb3 .Fl 3
1 + Fl 3

= = 111,8(at)

t3

C = 0,744
P

mv3

t3

= C .(

Pkcb 3 + Plcb3 .Fl 3

) = 0,744.(114,34 + 76,1.0,0716) = 89 (at)

4.4 Van số 4.
H4 =2847,5 m (9339,8 ft).
Tkn4=208,020F(980C).
T14=221,40F (105,20C).
Pkn4= 1600,1psi(112,5 at).
Pmin4= 1237,4 psi(87 at).
Pmax3 = 1294 psi (91 at).
γ kn .(Tkn 4 + 273)

Ctg4 = 0,075.
P

kcb 4

∆Pk 4

=P

= (P

∑ ∆P

k4

Vậy P
lcb 4

kn 4

-

max 3

=
kcb 4

∑ ∆P

k4

− Plcb3

∆Pk 4

+

l3

).F = (91 – 76,1).0,0716 = 1,07 (at)

∑ ∆P

k3

= 1,07 + 3,46 = 4,53 (at)

= 112,5 – 4,53 = 107,97 (at)

min 4

P = P + f(P
Chọn f= 0%
Khi đó: P

= 0,075.= 1,16

lcb 4

=P

kcb 4

min 4

-P

min 4

)

= 1237,4 psi(87 at).


3

4

3

GRL = 1350 scf/bbl (240,3 m / m )
γ l .( H d − H 4 )
d4

P =P

min 4

10

+

= 87 += 142,5 (at)

v

d4

Vì P < P nên lúc này có dòng chảy từ vỉa vào giếng
3

l4

q = 35 m /ng.đ
3

k4

V = (240,3 – 60,27).35 = 6286 (m /ng.đ)
V

kn max 4

k4

= V .C

tg 4

3

= 6286.1,16 = 7291,8 (m /ng.đ)

v4

d = 3/16” (inch)
l4

F = 0,1036

P

bm 4

=

Pkcb 4 + Plcb 4 .Fl 4
1 + Fl 4

= = 106 (at)

t4

C = 0,731
mv 4

Pkcb 4 + Plcb 4 .Fl 4

t4

P = C .(
4.5 Van số 5.

) = 0,731.(107,97 + 87.0,1036) = 86 (at)

H5 = 3132,2m (10273,6 ft).
Tkn5=220,220F(104,60C).
T15=229,50F (109,70C).
Pkn5=1594 psi (112,07 at).
Pmin5= 1344 psi (94,5 at).
Pmax4 = 1386 psi (97,45 at).
Ctg5 = 0,075.
P

kcb 5

∆Pk 5

=P

kn 5

= (P

-

max 4

γ kn .(Tkn 5 + 273)

= 0,075.= 1,175

∑ ∆P

k5

− Plcb 4

l4

).F = (97,45 – 87).0,1036 = 1,083 (at)


∑ ∆P

k5

Vậy P

=

∆Pk 5

kcb 5

lcb5

+

∑ ∆P

k4

= 112,07 – 5,613= 106,5 (at)

min 5

P = P + f.(P
Chọn f= 0%
Khi đó: P

= 1,083 + 4,53 = 5,613 (at)

lcb 5

=P

kcb 5

min 5

-P

min 5

)

= 1344 psi (94,5 at).
3

5

3

GRL = 1420 scf/bbl (252,8 m / m )
γ l .( H d − H 5 )
d5

P =P

min 5

10

+

= 94,5 +=125,8 (at)

v

d5

Vì P < P nên lúc này có dòng chảy từ vỉa vào giếng
3

l5

q = 40 m /ng.đ
3

k5

V = (252,8 – 60,27).40 = 7701,2 (m /ng.đ)
V

kn max 5

k5

= V .C

tg 5

3

= 7701,2.1,175 = 9048,91 (m /ng.đ)

v5

d = 7/32” (inch)
l5

F = 0,1769

P

bm5

=

Pkcb 5 + Plcb5 .Fl 5
1 + Fl 5

= = 104,7 (at)

t5

C = 0,732
P

mv5

t5

Pkcb 5 + Plcb5 .Fl 5

= C .(
) = 0,732.(106,5 + 94,5.0,1769) = 90,2 (at)

Khoảng cách nhỏ nhất giữa các van là 200ft vậy van số 5 là van sâu nhất có thể
đặt. Do đó van số 5 là van làm việc,các van còn lại là van khởi động.Ngoài ra ta có thể
lắp thêm van dự phòng ngay dưới van làm việc phòng trường hợp van làm việc gặp trục
trặc hay không thể làm việc được.



Bảng 2: Kết quả tính toán cho các van Gaslift
VAN

VAN 1

VAN 2

VAN 3

VAN 4

VAN 5

Độ sâu (m)

1064,86

1855,9

2434,2

2847,5

3132,2

54,9

74,2

87,9

97,79

104,57

76,8

89,4

98,56

105,2

109,72

kn

105,74

109,68

111,79

112,49

112,07

min

40,27

60,89

76,1

87

94,49

68,03

81,49

91

97,45

0

1,19

1,47

1,07

1,083

0

1,99

3,46

4,53

5,613

105,7

107,71

114,34

107,97

106,5

40,3

60,9

76,1

87

94,5

779,64

1242,42

5597

7291,8

9048,91

1/8

1/8

1/8

3/16

7/32

bt

101,33

105

111,8

106

104,7

mv

86,8

87

89

86

90,2

0

K

T ( C)
0

l

T ( C)
P (at)
P

P

(at)

max

∆Pk

(at)

(at)

∑ ∆P

k

P

kcb

(at)

(at)

lcb

P (at)
V
Φ

max

lv

3

(m /ng.đ)

(inch)

P (at)
P (at)


2

2

4

4

6

6

8

8

10

10

12

12

14

30

Hình 1.1 Đường cong phân bố áp suất của hỗn hợp lỏng-khí.
14

16

20

14

13

0

DEPTH IN 1000 FEET

12

11

10

9

8

7

6

5

4

3

2

1

0

00

16

20

22

18
10

20

90 0

22

80 0

PRESSURE IN 100 PSIG

18
10

10
00

0
15 0

00

CAMCO

GasLift

24

70 0

24

600

26

26

28

GA
S-L
I QU
ID

500

30

32

34

36

2 00

100

50

32

FTP
ER
BB
L

150

CU

30

RA
T IO

25

0

34

36

GRA DIE N ÁP SU? T DÒNG CH? Y
Ðu? ng kính ?ng nâng: 2 12 in ch

Lu u lu ?ng khai thác: 5 00 bbl /d
T? tr?ng khí : 0,65
T? tr?ng d?u: 0,86
T? tr?ng nu? c: 1,02
Nhi?t d? trung bình: 18 5°F

28

38

38

40

40


Hì
nh 5.3a Đồ thị xác định đường kính lỗ van


Hì
nh 5.3b Đồ thị xác định đường kính lỗ van.


Bảng 5.3 Bảng hệ số áp suất cột khí - tỷ trọng 0,65.
Feet
1000
1050
1100

1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
1550
1600
1650
1700
1750
1800
1850
1900
1950
2000
2050
2100
2150
2200
2250
2300
2350
2400
2450
2500

Factor

0.0229
0.0240
0.251
0.0263
0.0274
0.0295
0.0297
0.0309
0.0321
0.0333
0.0341
0.0356
0.0367
0.0378
0.0390
0.0402
0.0414
0.0425
0.0437
0.0449
0.0461
0.0472
0.0484
0.0496
0.0508
0.0517
0.0532
0.0544
0.0556
0.0568

0.0580

Feet
3250
3300
3350
3400
3450
3500
3550
3600
3650
3700
3750
3800
3850
3900
3950
4000
4050
4100
4150
4200
4250
4300
4350
4400
4450
4500
4550

4600
4650
4700
4750

Factor
0.0760
0.0772
0.0784
0.0795
0.0820
0.0833
0.0845
0.0858
0.0870
0.0883
0.0894
0.0907
0.0919
0.0932
0.0944
0.0956
0.0968
0.0980
0.0992
0.1005
0.1017
0.1030
0.1042
0.1055

0.1068
0.1081
0.1094
0.1106
0.1118
0.1131
0.1143

Feet
5500
5550
5600
5650
5700
5750
5800
5850
5900
5950
6000
6050
6100
6150
6200
6250
6300
6350
6400
6450
6500

6550
6600
6650
6700
6750
6800
6850
6900
6950
7000

Factor
0.1321
0.1334
0.1347
0.1360
0.1373
0.1385
0.1398
0.1411
0.1424
0.1437
0.1460
0.1463
0.1475
0.1483
0.1500
0.1513
0.1525
0.1539

0.1552
0.1566
0.1579
0.1592
0.1605
0.1619
0.1632
0.1646
0.1659
0.1672
0.1685
0.1697
0.1710

Feet
7750
7800
7850
7900
7950
8000
8050
8100
8150
8200
8250
8300
8350
8400
8450

8500
8550
8600
8650
8700
8750
8800
8850
8900
8950
9000
9050
9100
9150
9200
9250

Factor
0.1911
0.1924
0.1938
0.1952
0.1955
0.1979
0.1993
0.2006
0. 2019
0.2032
0.2046
0.2067

0.2072
0. 2086
0.2093
0.2113
0. 2126
0.2133
0. 2139
0.2140
0.2164
0.2168
0.2182
0.2195
0.2209
0.2220
0.2236
0.2250
0.2264
0.2278
0.2291


2550
2600
2650
2700
2750
2800
1850
2900
2950

3000
3050
3100
3150
3200

0.0572
0.0604
0.0616
0.0623
0.0640
0.0661
0.0663
0.0675
0.0687
0.0700
0.0712
0.0724
0.0736
0.0748

4800
4850
4900
4950
5000
5050
5100
5150
5200

5250
5300
5350
5400
5450

0.1156
0.1167
0.1182
0.1194
0.1205
0.1220
0.1232
0.1245
0.1258
0.1270
0.1283
0.1295
0.1208
0.1308

7050
7100
7150
7200
7250
7300
7350
7400
7450

7500
7550
7600
7650
7700

0.1723
0.1736
0.1749
0.1762
0.1777
0.1791
0.1805
0.1819
0.1832
0.1844
0.1857
0.1870
0.1884
0.1897

9300
9350
9400
9450
9500
9550
9600
9650
9700

9750
9800
9850
9900
9950
10000

0.2305
0.2348
0.2362
0. 2377
0.2391
0.2404
0.2410
0.2424
0.2443
0.2462
0.2457
0.2489
0.2503
0.2516
0.2530

Bảng 5.4. Hệ số hiệu chỉnh áp suất và đường kính tối đa của van
Hệ số hiệu chỉnh áp suất
Kiểu van 1 inch OD(outside diameter)
Inch
Square seat
Beveled seat
1/8

0.0447
0.0716
3/16
0.1036
0.1348
7/32
0.1453
0.1769
¼
0.1972
0.2278
9/32
0.2620
0.3646
5/16
0.3034
0.4569
11/32
0.4454
0.5716
3/8
0.5769
0.7168
7/16
½
Đường kính tối đa của van
1” OD
IPO(injection
5/16”
pressure operated)

PPO(production
1/4”
pressure opeated)

1 ½ inch OD
Square seat
0.0170
0.0393

Beveled seat
0.0280
0.0502

0.0710

0.0807

0.1146

0.1445

0.1727
0.2496
0.3516

0.2021
0.3193
0.4262

1 ½ OD

1/2”
5/16”


Bảng 5.5a. Bảng hệ số hiệu chỉnh áp suất mở van.


Bảng 5.5b. Bảng hệ số hiệu chỉnh áp suất mở van