碳纤维连续抽油杆冲程损失计算方法
张晧, 杨勇, 綦耀光, 潘隆, 毛正义     
中国石油大学(华东)机电工程学院, 山东青岛 266580
摘要: 碳纤维连续抽油杆的应用越来越广泛,但目前尚无专用于该类抽油杆冲程损失的计算方法,而用计算钢质抽油杆冲程损失的常规方法其误差很大,甚至常因计算误差太大而导致出现井下撞泵现象。通过对碳纤维连续抽油杆的材质进行分析,在考虑碳纤维连续抽油杆自身结构特征的基础上,结合作业温度变化对碳纤维复合材料与各种复合材料弹性模量的影响,并考虑到抽油杆振动所带来的影响,建立了适用于碳纤维连续抽油杆冲程损失的计算模型。计算实例表明,与常规计算方法相比,碳纤维连续抽油杆冲程损失计算模型的冲程损失计算结果误差由33.1%降至3.6%,完全满足现场对于冲程损失计算的精度要求。研究结果表明,建立的碳纤维连续抽油杆冲程损失计算模型可以解决碳纤维连续抽油杆应用中存在的冲程损失计算误差大、防冲距调整不精确的问题。
关键词: 碳纤维     连续抽油杆     冲程损失     结构     温度     振动    
Method for Calculation of Stroke Losses in Carbon Fiber Continuous Sucker Rods
ZHANG Hao, YANG Yong, QI Yaoguang, PAN Long, MAO Zhengyi     
School of Mechanical and Electrical Engineering, China University of Petroleum(Huadong), Qingdao, Shandong, 266580, China
Abstract: Carbon fiber continuous sucker rods are used extensively, but there are no techniques currently available for calculations related to the stroke losses of such rods.Conventional methods deployed for stroke losses in steel rods are characterized by significant errors.In extreme cases, such errors may lead to downhole collisions.By analyzing the materials in the carbon fiber continuous sucker rods and taking into consideration the structural features, the as well as impacts of working temperatures over carbon fiber composite materials and relevant elastic modulus, an innovative model to calculate the stroke losses in carbon fiber continuous sucker rods was developed.The model took the impact of rod vibration into account.Calculation results showed errors in calculated stroke losses were reduced from 33.1% of the conventional method to the present level of 3.6%, which can effectively satisfy accuracy requirement related to calculating stroke losses.Research results indicated the innovative calculation model could effectively remove problems related to significant errors and inaccurate adjustment of stoke tolerances in stoke loss calculation in carbon fiber continuous sucker rods.
Key words: carbon fiber     continuous sucker rod     stroke loss     structure     temperature     vibration    

传统的钢制抽油杆质量大,在采油作业中需要用接箍将其连接入井,造成起下作业不连续,作业周期长,且生产中存在活塞效应、表面易腐蚀等问题。为此,国外学者[1-6]提出采用碳纤维连续抽油杆代替钢制抽油杆进行生产, 并进行了相关研究,其中J.Delmonte等人[1]对碳纤维抽油杆进行了107次疲劳性能试验研究,结果表明碳纤维复合材料的剩余强度为90%,远高于钢制抽油杆的疲劳剩余强度。20世纪80年代,美国研制的碳纤维抽油杆已经用于泵挂深度为1 524.00 m的油井[7-8],而我国于2001年才开始进行碳纤维连续抽油杆的应用研究[9-15]。近年来,随着碳纤维制造技术和连续抽油杆生产工艺的完善,碳纤维连续抽油杆开始大规模使用,如某油田先后在34口井进行了现场试验,累计应用碳纤维连续抽油杆超过53 000 m,最大泵挂深度超过3 001.00 m。但该油田在现场试验中发现,用计算钢质抽油杆冲程损失的方法(以下简称“常规冲程损失计算方法”或“常规计算方法”)计算碳纤维抽油杆冲程损失,其结果存在较大误差,不能满足油田产量计算和防冲距调整的要求,甚至常因计算误差较大而出现井下撞泵现象[16],成为影响碳纤维连续抽油杆推广应用的一个关键问题。为此,笔者考虑碳纤维连续抽油杆的结构、振动及作业温度变化所带来的影响,建立了适用于碳纤维连续抽油杆冲程损失的计算模型,以提高计算冲程损失的准确度。

1 常规冲程损失计算方法存在的问题

“三抽”系统通常指抽油机、抽油杆和抽油泵,该系统中的冲程损失,是导致实际产液量小于理论产液量的重要因素[17]。在“三抽”系统中,游动阀与固定阀随着上、下冲程的变换交替开启、闭合,泵柱塞上方的液柱载荷在抽油杆柱、油管上交替转移,引起抽油杆柱和油管柱载荷的交替增减,使得上、下冲程抽油杆柱与油管柱的变形量不相等,导致抽油泵柱塞的实际行程小于抽油机的光杆冲程,该差值即为“三抽”系统的冲程损失。

“三抽”系统冲程损失的常规计算方法,是将抽油杆按照轴向划分为无数微小单元,在有液柱载荷及无液柱载荷的情况下,分别计算各微小单元变形量的总和,两者差值即“三抽”系统在作业中产生的冲程损失。

按照常规计算方法计算碳纤维连续抽油杆冲程损失的具体步骤如下:

1) 给抽油杆划分微元(如图 1所示),沿x轴向将抽油杆划分为以dx为单元的微元模型。

图 1 碳纤维连续抽油杆微元示意 Fig.1 Schematic diagram of the micro-elements in carbon fiber sucker rod

图 1中,以抽油杆顶端作为起始量,将长度为l的抽油杆(包括碳纤维杆和钢杆)以dx为单元变形积分,可得到上、下冲程抽油杆的变形量。根据以往现场实测数据,除大泵、高含水和浅井等情况外,油管内液柱一般不会对柱塞产生明显动载荷,故不考虑动载荷影响[9]

2) 对微元积分来计算上、下冲程微元变形量总和。上冲程抽油杆变形量计算式为:

(1)

下冲程抽油杆变形量计算式为:

(2)

式中:λuλd分别为上冲程和下冲程抽油杆的变形量,m;ρgρlρr分别为抽油杆、产出液和加重钢杆的密度,kg/m3LfLr分别为动液面高度、加重钢杆长度,m;AgApAr分别为抽油杆、泵筒和加重钢杆的截面积,m2Eg为抽油杆的弹性模量,MPa;GB为泵筒的重力,kN;Gf为液柱的摩擦载荷,kN;g为重力加速度,m/s2

抽油杆冲程损失可表示为:

(3)

由式(1)—式(3) 可得用常规计算方法计算碳纤维连续抽油杆冲程损失的公式[18]

(4)

式中:Lc为碳纤维连续抽油杆的长度,m;Ac为碳纤维连续抽油杆的截面积,m2At为油管的截面积,m2ErEcEt分别为加重钢杆、碳纤维连续抽油杆和油管的弹性模量,MPa。

结合碳纤维连续抽油杆的制作工艺及其井下作业环境,对式(4) 进行分析:从碳纤维连续抽油杆结构看,其外层为包覆层,内层为碳纤维复合材料,而包覆层的弹性模量要远小于碳纤维复合材料的弹性模量,若直接将碳纤维材料的弹性模量代入式(4) 计算,则计算结果应比实际值偏小[19];碳纤维复合材料及其包覆层材料的弹性模量均随温度的变化而显著变化,其弹性模量若取为定值,计算结果将不准确;而且,与钢制抽油杆相比,碳纤维连续抽油杆的质量要小得多,使得振动对其影响较为显著,而式(4) 中并未考虑振动对冲程损失的影响,导致计算结果偏小。因此,需要考虑碳纤维连续抽油杆结构、振动及作业温度的影响,建立适用于碳纤维连续抽油杆冲程损失的计算模型(以下简称“冲程损失计算新方法”)。

2 碳纤维连续抽油杆冲程损失计算模型 2.1 考虑结构特征的影响

碳纤维连续抽油杆通常是由树脂材料对碳纤维材料进行填充成型,起到了粘结作用,与碳纤维材料一同构成碳纤维复合材料,有时为了防磨,会在成型抽油杆外加上一层包覆材料,通常采用聚四氟乙烯进行包裹[20-21]。常用碳纤维连续抽油杆的结构如图 2所示。

图 2 碳纤维连续抽油杆的基本结构 Fig.2 The basic structure of a carbon fiber continuous sucker rod

图 2所示碳纤维连续抽油杆中,受各材料弹性模量不同的影响,用式(4) 计算其冲程损失会产生较大误差。为此,需要将碳纤维连续抽油杆分为碳纤维复合材料和包覆层材料分别进行分析。

在采油作业中,液柱载荷的表达式为[9]

(5)

式中:F为碳纤维连续抽油杆的总作用力,kN。

F作用下,碳纤维连续抽油杆中的碳纤维复合材料和包覆层材料同时产生变形,且变形量大小相同。由此可知:

(6)
(7)

式中:F1F2分别为碳纤维复合材料和包覆层材料所受分力,kN;E1E2分别为碳纤维复合材料和包覆层材料的弹性模量,MPa;A1A2分别为碳纤维复合材料和包覆层材料的截面积,m2

联立式(6) 和式(7) 可得:

(8)
(9)

将式(8) 和式(9) 代入式(6),再联立式(1)—式(3),得到碳纤维连续抽油杆的变形量与弹性模量和截面积的关系:

(10)
2.2 考虑温度的影响

不同材料的弹性模量随井下作业温度变化而产生的变化率不同,碳纤维连续抽油杆包覆层材料常采用聚四氟乙烯,其弹性模量随温度升高呈下降趋势,如图 3所示[22]

图 3 聚四氟乙烯弹性模量随温度的变化曲线 Fig.3 Changes in elastic modulus of PTFE related to temperatures

根据图 3可得,聚四氟乙烯的弹性模量随温度变化的曲线方程为[22]

(11)

式中:t为作业温度,℃。

同样,常用作碳纤维连续抽油杆填充材料的环氧树脂及碳纤复合维材料的弹性模量也均随作业温度升高呈下降趋势[23-24],其中碳纤维复合材料的弹性模量随温度的变化曲线如图 4所示[25]

图 4 碳纤维复合材料的弹性模量随温度的变化曲线 Fig.4 Changes in elastic modulus of carbon fiber composite materials with temperatures

根据图 4,可拟合得到填充后碳纤维复合材料的弹性模量随温度变化的方程为[25]

(12)

在生产过程中,采油环境的温度随井深变化而改变,通常油井井深增加100 m,地层温度上升3 ℃[26],产出液温度往往要比地层温度偏高,需要对温度进行修正,表达式为:

(13)

式中:η为温度修正系数。

据上述分析,碳纤维复合材料及包覆层材料的弹性模量是以温度为变量的函数,表示为:

(14)

作业温度的变化与井深有关,碳纤维复合材料及包覆层材料的弹性模量E可以用井深x表示:

(15)

对碳纤维连续抽油杆在轴向上进行微元划分,通过积分的形式得出其有液柱载荷下的变形量:

(16)

碳纤维连续抽油杆无液柱载荷下的变形量:

(17)

则碳纤维连续抽油杆的冲程损失为:

(18)

钢材料和油管材料在作业温度变化时的弹性模量变化不显著,均可采用原有计算公式:

(19)
(20)

式中:λ2为钢杆的变形量,m;λ3为油管的变形量,m。

2.3 考虑振动的影响

碳纤维连续抽油杆可看作由碳纤维复合材料与聚酯氟乙烯材料并联的2种弹性体,其弹性系数分别为k1k2,在作业过程中必须要避免碳纤维连续抽油杆发生共振现象,且碳纤维连续抽油杆在振动影响下也会产生一定量的冲程损失。抽油杆在工作时,还将受到一个活塞带来的阻尼力,假设其阻尼系数为c,连接的加重钢杆弹性系数为k3,则整个系统(两级抽油杆)的振动模型如图 5所示。图 5中,Q为连续抽油杆所受的径向外力,kN;m为连续抽油杆的质量,kg。

图 5 两级抽油杆的振动模型 Fig.5 Vibration model of the two-stage sucker rod

图 5所示模型中,碳纤维连续抽油杆的弹性变形量为:

(21)

式中:δst为碳纤维复合材料与聚四氟乙烯材料的弹性变形量,m。

k1k2并联,则其可等效为k4,因此由式(21) 可得:

(22)

加重钢杆和碳纤维连续抽油杆的总的弹性变形量为:

(23)

式中:δst为加重钢杆和碳纤维连续抽油杆总的弹性变形量,m;δst1′为加重钢杆的弹性变形量,m;δst2′为碳纤维连续抽油杆的弹性变形量,m。

k4k3串联,可进一步等效为k, 则:

(24)

将碳纤维连续抽油杆的振动模型简化为单自由度有阻尼强迫振动模型,令,计算可得其振动模型的微分方程全解为:

(25)

式中:A,α为积分常数;ω, ωn分别为碳纤维连续抽油杆的固有频率和振动频率,rad/s;b为碳纤维连续抽油杆振动的振幅,m;ε为初相位,rad;h为位移差,m;n为振动次数。

将碳纤维连续抽油杆与加重钢杆看作两级抽油杆,在不同边界条件下对每级杆柱纵向振动的波动方程进行求解,可得出柱塞位移与光杆载荷同步增大的对应奇次谐波的共振条件是:

(26)

泵柱塞位移无影响,仅使载荷增大的对应偶次谐波的共振条件是:

(27)

其中

(28)

则碳纤维连续抽油杆在振动条件下产生的冲程损失计算式为:

(29)

综上所述,碳纤维连续抽油杆冲程损失的最终计算式为:

(30)
3 实例分析

以某油田1口井为例对常规冲程损失计算方法和冲程损失计算新方法的计算结果进行比较,分析新模型的计算精度。

该井使用的碳纤维连续抽油杆直径为19.0 mm,长度为1 100.00 m;加重钢杆直径28.0 mm,长度为400.00 m;动液面高度为602.5 m;油管外径为56.0 mm,壁厚为4.0 mm。碳纤维复合材料密度为1.78 g/cm3,常温下弹性模量为147.9 GPa;聚四氟乙烯密度为2.2 g/cm3,常温下弹性模量为73.3 MPa;加重钢杆密度为7.85 g/cm3,常温下弹性模量为206 GPa;油管密度为7.85 g/cm3,常温下弹性模量为206 GPa;产出液密度为0.95 g/cm3

该井的实际工况参数为:油管直径56.0 mm,冲程3.0 m,冲次4.3 min-1,泵挂深度1 520.00 m。该井现场实测示功图见图 6

图 6 井例实测示功图 Fig.6 Measured lindicator diagram of testing well

图 6可知,碳纤维连续抽油杆的冲程损失λl=1.05 m。将上述相关数据代入式(4) 进行计算,得出冲程损失的计算值λl=0.702 5 m。可以看出,用常规计算方法计算得到的碳纤维连续抽油杆冲程损失显著偏小,相对误差高达33.1%。这会导致无法精确计算油泵防冲距,影响油田生产[27-28]

测量可知,该井所用直径19.0 mm的碳纤维连续抽油杆截面积中,碳纤维复合材料面积占比为46.8%,聚四氟乙烯面积占比为53.2%。若不考虑温度对弹性模量影响的情况,将相关数据代入式(10),可计算得出碳纤维连续抽油杆冲程损失Δl=0.615 2 m,结合式(19) 和式(20) 可得总冲程损失λ=0.908 5 m。与实测1.05 m相比,该计算值的相对误差为13.5%,与采用常规冲程损失计算方法的相对误差33.1%相比,误差大幅减小。

进一步考虑作业温度的影响进行计算。根据傅耀军等人[29]的研究成果,取温度修正系数η=1.1,得λ1=0.624 m,继而得出总冲程损失λ=1.012 m。该值与实测值1.05 m相比,相对误差仅为3.6%,误差更小,完全满足碳纤维抽油杆现场使用的要求。

4 结论

1) 碳纤维连续抽油杆由碳纤维复合材料和包覆材料组成,其弹性模量应为碳纤维复合材料和包覆材料复合的弹性模量。

2) 用计算钢质抽油杆冲程损失的方法计算碳纤维连续抽油杆的冲程损失时,若不考虑碳纤维连续抽油杆的结构特征而简单地用碳纤维一种材料的弹性模量,且不考虑振动对冲程损失带来的影响,则其计算结果误差较大。

3) 建立的适用于碳纤维连续抽油杆冲程损失的计算模型,其计算误差仅为3.6%,与常规计算方法的误差33.1%相比,精度明显提高,可以满足碳纤维连续抽油杆现场使用的要求。

参考文献
[1] DELMONTE J. Properties of carbon/graphite composites[M]. Huntington: Krieger Publishing Company, 1987: 51-86.
[2] TANNER C J, BENDER R E, SIMSON A K, et al.Ribbon rod for use in oil well apparatus:US 4563391[P].1986-01-07.
[3] FOLEY W L, HENSLEY H N.Ribbon rod:improvement in sucker rod technology shows need to re-evaluate current artificial lift installations[R].SPE 35708, 1996.
[4] HENSLEY H N, LEE J F. Ribbon rod development for beam pumping applications[J]. Southwestern Petroleum Short Course, 1994: 44–55.
[5] HENSLEY H N, TANNER C J.Graphite composite tape in beam-pumped oil wells[R].SPE 13200, 1984.
[6] TANNER C J, BENDER R E, SIMSON A K, et al.Oil well set-up and pumping apparatus:US 4416329[P].1983-11-22.
[7] 吴则中, 田丰, 张海宴, 等. 碳纤维复合材料连续抽油杆的特点及应用前景[J]. 石油机械, 2002, 30(2): 53–56.
WU Zezhong, TIAN Feng, ZHANG Haiyan, et al. Characteristics and application prospect of carbon fiber composite continuous sucker rod[J]. China Petroleum Machinery, 2002, 30(2): 53–56.
[8] 吴则中, 田丰, 顾雪林, 等. 我国碳纤维复合材料连续抽油杆的研制及应用[J]. 纤维复合材料, 2004, 21(3): 30–35.
WU Zezhong, TIAN Feng, GU Xuelin, et al. Development and application of carbon fiber reinforced plastic continuous sucker rod in China[J]. Fiber Composites, 2004, 21(3): 30–35.
[9] 王鸿勋, 张琪. 采油工艺原理[M]. 北京: 石油工业出版社, 1989: 94-163.
WANG Hongxun, ZHANG Qi. Principle of oil production process[M]. Beijing: Petroleum Industry Press, 1989: 94-163.
[10] 曲占庆, 张琪, 王海勇, 等. 一种计算深井泵柱塞冲程的新方法[J]. 石油大学学报(自然科学版), 2004, 28(1): 44–45, 51.
QU Zhanqing, ZHANG Qi, WANG Haiyong, et al. A new method for calculating plunger stroke of deep well pump[J]. Journal of the University of Petroleum, China (Edition of Natural Science), 2004, 28(1): 44–45, 51.
[11] 陈厚, 刘建军, 张旺玺, 等. 新型碳纤维抽油杆的研制[J]. 化工科技, 2001, 9(2): 13–15.
CHEN Hou, LIU Jianjun, ZHANG Wangxi, et al. Development of new type carbon fiber sucker rod[J]. Science & Technology in Chemical Industry, 2001, 9(2): 13–15.
[12] 薛承瑾. 耐温型碳纤维拉挤复合材料连续抽油杆的制备和性能研究[J]. 北京化工大学学报, 2003, 30(4): 55–59.
XUE Chengjin. Study on the preparation and properties of temperature resistant carbon fiber reinforced composite continuous sucker rod[J]. Journal of Beijing University of Chemical Technology, 2003, 30(4): 55–59.
[13] 宇文双峰, 王肯堂. 碳纤维复合柔性连续抽油杆性能及矿场应用[J]. 钻采工艺, 2003, 26(4): 69–71.
YUWEN Shuangfeng, WANG Kentang. Performance and field application of carbon fiber composite flexible continuous sucker rod[J]. Drilling & Production Technology, 2003, 26(4): 69–71.
[14] 王春耘, 尚建中, 王玉全. 柔性抽油杆及其在采油工艺中的应用[J]. 石油钻采工艺, 1999, 21(4): 82–85.
WANG Chunyun, SHANG Jianzhong, WANG Yuquan. Flexible sucker rod and its application in oil production[J]. Oil Drilling & Production Technology, 1999, 21(4): 82–85.
[15] 王志刚, 乜冠祯, 高军, 等. 碳纤维连续抽油杆在纯梁油田的应用[J]. 石油钻探技术, 2005, 33(4): 58–59.
WANG Zhigang, NIE Guanzhen, GAO Jun, et al. Applications of carbon fibre coiled rod in the Chunliang Block[J]. Petroleam Drilling Techiques, 2005, 33(4): 58–59.
[16] 陈从桂, 于连玉, 石世宏. 机械设计中冲击载荷的定量分析[J]. 机械设计, 2004, 21(11): 41–42, 62.
CHEN Conggui, YU Lianyu, SHI Shihong. Quantitative analysis of impact load in mechanical design[J]. Journal of Machine Design, 2004, 21(11): 41–42, 62. DOI:10.3969/j.issn.1672-1616.2004.11.015
[17] 姜晓刚, 段敬黎, 贾彦杰, 等. 影响抽油泵有效功率的因素分析与建议[J]. 石油机械, 2011, 39(8): 69–73.
JIANG Xiaogang, DUAN Jingli, JIA Yanjie, et al. Analysis and suggestion on the factors affecting the effective power of the oil pump[J]. China Petroleum Machinery, 2011, 39(8): 69–73.
[18] 张琪. 采油工程原理与设计[M]. 东营: 石油大学出版社, 2000: 134-141.
ZHANG Qi. Theory and design of oil recovery engineering[M]. Dongying: Petroleum University Press, 2000: 134-141.
[19] 陈扬枝, 朱文坚. 机械设计中的材料设计方法问题[J]. 机械设计, 1999, 16(7): 28–30.
CHEN Yangzhi, ZHU Wenjian. Method of material design in mechanical design[J]. Journal of Machine Design, 1999, 16(7): 28–30.
[20] AKOVALI G. Handbook of composite fabrication[M]. Telford: Rapra Technology Limited, 2001: 1-20.
[21] 梁国正, 顾媛娟. 双马来酰亚胺树脂[M]. 北京: 化学工业出版社, 1997: 1-9.
LIANG Guozheng, GU Yuanjuan. Bismaleimide resin[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 1997: 1-9.
[22] 惠嘉. 温度对聚四氟乙烯材料特性的影响研究[J]. 火工品, 2006(1): 46–48.
HUI Jia. Study on the influence of temperature on the properties of PTFE material[J]. Initiators & Pyrotechnics, 2006(1): 46–48.
[23] 沈超. 3238树脂及其改性[J]. 航空学报, 2008, 29(3): 752–756.
SHEN Chao. Resin 3238 and its modification[J]. Acta Aeronautica ET Astronautica Sinica, 2008, 29(3): 752–756.
[24] 贺福. 碳纤维及其应用[M]. 北京: 化学工业出版社, 2004: 237-303.
HE Fu. Carbon fiber and its application[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2004: 237-303.
[25] 王世明. 温度与湿度环境对碳纤维复合材料力学行为的影响研究[D]. 南京: 南京航空航天大学, 2011.
WANG Shiming.Effect of temperature and humidity environment on mechanical properties of carbon fiber composites[D].Nanjing:Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, 2011. http://www.docin.com/p-395423275.html
[26] 郭海敏. 生产测井导论[M]. 北京: 石油工业出版社, 2003: 59-107.
GUO Haimin. Introduction to production logging[M]. Beijing: Petroleum Industry Press, 2003: 59-107.
[27] 林日亿, 孙茂盛, 张邵东, 等. 有杆抽油泵沉没度的优化设计方法[J]. 石油大学学报(自然科学版), 2005, 29(4): 87–90.
LIN Riyi, SUN Maosheng, ZHANG Shaodong, et al. Optimum design method of the sinking degree of a sucker rod pump[J]. Journal of the University of Petroleum, China (Edition of Natural Science), 2005, 29(4): 87–90.
[28] 刘汉成. 抽汲混气原油时合理沉没度的计算方法[J]. 石油钻采工艺, 1995, 17(5): 90–93.
LIU Hancheng. Swabbing reasonable submergence degree calculation method of mixed gas of crude oil[J]. Oil Drilling & Production Technology, 1995, 17(5): 90–93.
[29] 傅耀军. 中低温热储及其井中热场[J]. 地球学报, 2000, 21(2): 207–211.
FU Yaojun. Medium-low temperature geothermal reservoir and its thermal field in drilling well[J]. Acta Geoscientica Sinica, 2000, 21(2): 207–211.

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张晧, 杨勇, 綦耀光, 潘隆, 毛正义
ZHANG Hao, YANG Yong, QI Yaoguang, PAN Long, MAO Zhengyi
碳纤维连续抽油杆冲程损失计算方法
Method for Calculation of Stroke Losses in Carbon Fiber Continuous Sucker Rods
石油钻探技术, 2017, 45(3): 95-101.
Petroleum Drilling Techniques, 2017, 45(3): 95-101.
http://dx.doi.org/10.11911/syztjs.201703017

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收稿日期: 2016-12-12
改回日期: 2017-04-30

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