翟路生，金寧德＊，鄭希科，謝榮華，劉興斌

1天津大學電氣與自動化工程學院，天津 300072 2大慶油田測試技術服務分公司，黑龍江大慶 163453

水平井生產(chǎn)測井組合儀模擬井測量數(shù)據(jù)分析與模型建立

翟路生1，金寧德1＊，鄭?？?，謝榮華2，劉興斌2

1天津大學電氣與自動化工程學院，天津 300072 2大慶油田測試技術服務分公司，黑龍江大慶 163453

由于水平油水兩相流局部流速及局部相含率沿管徑方向存在復雜分布，致使其流量及相含率測量非常困難．本文利用傘集流渦輪流量計、電導傳感器、過流式電容傳感器構成的生產(chǎn)測井組合儀，在水平油水兩相流模擬井中開展了動態(tài)實驗，分析了流動特性及管子角度傾斜對渦輪流量計及含水率傳感器響應特性的影響．根據(jù)電容及電導傳感器在不同總流量及含水率范圍的響應分辨特性，分別采用變系數(shù)漂移模型及統(tǒng)計模型預測分相流量，發(fā)現(xiàn)變系數(shù)漂移模型能夠自適應調(diào)整模型中的流型參數(shù)，且對油水兩相分相流量具有較高預測精度．

水平油水兩相流，生產(chǎn)測井組合儀，渦輪流量計，電導傳感器，電容傳感器

1 引 言

隨著水平井開采技術應用規(guī)模的快速擴大，對水平井產(chǎn)液剖面測井的需求也日益迫切．產(chǎn)液剖面測試是水平井開發(fā)的重要配套技術之一，在開發(fā)中起著關鍵作用．產(chǎn)液剖面資料是優(yōu)化注采方案、指導壓裂、堵水等作業(yè)效果評價不可缺少的依據(jù)．水平井油水兩相流產(chǎn)液剖面測井資料對合理調(diào)整油田開發(fā)方案，使油井處于最佳或正常生產(chǎn)狀態(tài)，最終達到提高原油采收率具有重要意義．

由于水平油水兩相流流動狀態(tài)的復雜性和多態(tài)性，準確確定流型轉化邊界對兩相流流量模型研究具有重要意義．Trallero等［1－2］系統(tǒng)地在內(nèi)徑50．8mm管內(nèi)開展了水平油水兩相流流型實驗與理論研究．將流型劃分為分離流（Segregated Flow）和分散流（Dispersed Flow）兩大類，其中分離流包括層狀流（ST）與伴有混合界面層狀流型（ST＆MI）；分散流包括上層水包油和下層水層流型（D O／W＆W）、上層油包水和下層水包油流型（D W／O＆D O／W）、分散水包油流型（D O／W）、分散油包水流型（D W／O）．N?dler和Mewes［3］提出了另外兩種新流型：上層油包水及下層水層流型與上層油包水、水包油及下層水層流型．Angeli和Hewitt［4－5］結合視覺觀察及電導探針測量后描述的流型基本與Trallero等相類似，但其中三層流流型是先前研究者所沒有提及的．Liu等［6］在內(nèi)徑40mm管中觀察了九種流型，其中段塞流、油基環(huán)狀流及水基環(huán)狀流三種流型是新定義的流型．楊梅等［7］開展了大管徑水平油水兩相流流型實驗，其實驗觀察流型與Trallero等流型描述結果基本一致．在水平油水流型轉化物理模型、流型轉變機理、相界面形狀等方面研究也取得了較大進展［8－11］，尤其是Calos［12］提出了向D O／W＆W、D O／W＆D W／O、D O／W和D W／O流型轉化的物理模型，在水平油水兩相流分散流型轉化邊界預測方面取得了新進展．

由于油水兩相電導率及介電特性存在明顯差異，電導及電容傳感器測量方法在油水兩相流相含率測量中取得了較好應用［13－15］．在水平井產(chǎn)液剖面測試技術方面，國外開始研究采用多個流量、含水率傳感器，分布在流動截面不同位置，通過分布式測量來獲取油水分相流量．Baker Atlas公司于2000年推出了陣列電容流量計MCFM（Multi－Capacitance Flowmeter），MCFM利用電容陣列通過互相關方法測量多相流分相流速［16］，并根據(jù)油相與水相介電常數(shù)差別確定分相體積含率．英國Sondex公司也開發(fā)了與之類似的十二電容陣列測井儀（CAT）［17］．CAT在柔性的弓形彈簧臂上裝有12個小型電容傳感器，在油管或套管中測量流體的電容，從而得到油相、氣相和水相的持率信息．Schlumberger公司相繼開發(fā)了光纖探針多相流組分測量方法［18］，又于2004年開發(fā)了新一代流體掃描成像儀FSI（Flow Scan Imaging Tool）［19］．FSI由分布在井筒截面不同徑向位置上的5個渦輪、6組電導和光導探針構成，其中電導探針測量含水率，光纖探針確定持氣率．

水平油水兩相流局部流速及局部相含率沿管徑方向存在復雜分布，致使其流量及相含率測量非常困難［20］；此外，實際水平井鉆井軌跡并非完全水平，其油水流動結構對井眼傾斜也極為敏感，增大了相含率測量數(shù)據(jù)分析與解釋的難度，亟待對復雜流型對測量傳感器響應影響的規(guī)律取得進一步認識．針對機采井和自噴井的測井儀器輸送工藝，本文采用傘集流器渦輪流量計、電導傳感器、過流式電容傳感器組成的產(chǎn)液剖面生產(chǎn)測井組合儀，在模擬井動態(tài)實驗基礎上，研究適應于中低產(chǎn)液的水平和近水平油水兩相流產(chǎn)出剖面測井資料解釋方法．

2 水平井生產(chǎn)測井組合儀在流動環(huán)中實驗

2．1 生產(chǎn)測井組合儀

水平油水兩相流動態(tài)測量實驗是在大慶油田多相流模擬裝置上進行的．模擬流動管道是由兩排內(nèi)徑為125mm透明井筒組成的“U”形管道，油水兩相混合流體經(jīng)過裝有檢測儀器的“U”管道排放到油水分離罐．測量時采用集流器迫使模擬井筒中油水兩相流流體進入中心直徑為20mm的儀器測量通道內(nèi)．采用扶正器以保證組合儀器在模擬井筒內(nèi)居中．實驗條件為常溫、常壓，井筒角度水平0°，＋1°，＋3°，－1°，－3°，實驗介質為油、水兩相，總流量（Qt）變化范圍為20～240m3／d，流量設計點為20、30、40、50、70、100、150、200、240m3／d；含水率（Kw）變化范圍為0～100%，以10%為步長變化．

水平井油水兩相流測井儀器為傘集流渦輪流量計、電導及電容含水率傳感器組合．圖1為實驗中采用的流體電導及電容傳感器結構示意圖．電導傳感器由安裝在絕緣管壁上的四個環(huán)形不銹鋼電極構成．四個電極等距排列，外面的一對為供電電極，中間的一對為測量電極，待測流體由環(huán)形電極內(nèi)部流過，兩供電電極之間施加以幅度恒定的交變電流．兩測量電極之間的電勢差經(jīng)調(diào)理后，輸出信號表征了油水混合物組分的變化．流體電容含水率傳感器結構為過流式電容器，實現(xiàn)在環(huán)形空間測量流體．過流式電容傳感器由表面覆有薄絕緣介質膜（聚酰亞胺）的圓柱形金屬內(nèi)電極及同軸金屬外電極構成．水平井生產(chǎn)測井組合儀器總體結構及信號采集系統(tǒng)如圖2所示，測量部分主要包括流量計（渦輪流量計）、含水率計（電導及電容傳感器）．

圖1 用于水平油水兩相流測量的電導及電容傳感器示意圖Fig．1 Schematic diagrams of conductance sensor and capacitance sensor using in the measurement of horizontal oil－water two phase flow

2．2 傘集流渦輪流量計響應特性

流動管道在5個不同的角度下傘集流渦輪流量計測量結果與含水率及總流量的關系如圖3所示．從圖中可以看出渦輪流量計的測量頻率（ft）不僅與總流量（Qt）有關，而且受到管道傾斜角度及含水率的影響．

根據(jù)流動管道不同傾斜角度下渦輪流量計的測量響應特性，可利用二次多項式實現(xiàn)不同管道斜度下渦輪流量計測量結果校正，結果如圖3所示，其中利用實驗數(shù)據(jù)可得到水平0°時總流量和渦輪流量計輸出頻率之間的關系，從而得到相應角度下總流量預測模型：將渦輪流量計輸出的頻率信號代入式（1）便可得到總流量預測值，經(jīng)計算得水平0°時總流量預測結果平均絕對誤差5．54m3／d，平均相對誤差9．97%．

2．3 電容及電導傳感器響應特性

電容及電導傳感器測量響應特性如圖4所示，其中圖4a及圖4b分別為水平0°時電容傳感器響應頻率（fc）和電導傳感器響應頻率（fz）在不同含水率下隨總流量變化的曲線．圖4（c－j）分別對應流動管道傾斜角度為＋1°、＋3°、－1°、－3°時電容和電導傳感器響應信號在不同含水率下隨總流量變化曲線．

由圖4可知，電容和電導傳感器的響應受到流動管道傾斜角度、配比總流量和含水率的影響，且電容和電導傳感器分別對低含水和高含水工況有較好的分辨率，因此，在水平井產(chǎn)液剖面測井解釋模型中需對電容和電導傳感器響應信號進行綜合分析．

2．4 流型對傳感器響應影響分析

分層流型模型主要以雙流體模型和穩(wěn)定性準則為基礎［1－2］．雙流體模型是把油和水兩相都看成是連續(xù)介質，即看成是兩相雙流體系統(tǒng)．認為其流動是兩種流體各自運動及其相互作用的綜合；兩種流體可以當作是相互滲透的連續(xù)介質，它們的運動規(guī)律遵守各自的控制微分方程組；兩種流體之間存在著質量，動量和能量方面的相互作用．

基于雙流體模型和穩(wěn)定性準則，Trallero［1－2］建立了層狀流向非層狀流流型轉化的穩(wěn)態(tài)雙流體模型粘性KH（VKH）準則

圖2 模擬井筒中集流型水平井測井組合儀器示意圖Fig．2 Schematic diagrams of combination production profile logging tool in horizontal simulation wellbore

圖3 流動管道5個角度下傘集流渦輪流量計測量結果Fig．3 The measurement result of turbine meter with petal type concentrating diverter at five different inclined angles

式中Jμ稱為粘度項，JU貝努里項，JG重力項，Jσ為表面張力項．非粘性KH（IKH）準則可通過消去Jμ粘度項得到，即

公式（2）與（3）中的各項具體表達式可參考Trallero博士論文［1］．令JU＋JG＋Jσ＝0，這樣就可以得到從油水界面光滑的層狀流（ST）到油水界面波動的分層流動（ST＆MI）的轉換邊界．

在層流區(qū)域的外側，油和水會以不同的方式分散．在較高的表觀速度下，在水為連續(xù)相的區(qū)域形成水包油流型；相反，在油為連續(xù)相的區(qū)域形成油包水流型．這兩種流型為全分散流型．在較低的表觀速度下，會出現(xiàn)油水兩相均為分散相的情況（DW／O＆DO／W及D O／W＆W），這兩種流型為半分散流型．

圖4 五個角度電容及電導傳感器測量特性Fig．4 The measurement characteristics of capacitance and conductance sensors at five different inclined angles

分散流型模型主要以Calos模型為主基礎［12］．對于油包水流型，如果降低流速或增加入口含水率，都會使得管底處的分散水相濃度增大，達到某一臨界條件時管底就析出游離水相，流型就轉化為油包水與游離水混合流型；另外，對于水包油流型，如果降低流速，油滴就會上浮，轉化為水包油與游離水混合流型．分散流型穩(wěn)定性是一個十分復雜問題，分散流型的轉化主要伴隨著兩種現(xiàn)象：液滴的徑向移動與液滴的破裂和聚合，前者是液滴受力問題，后者是液滴的穩(wěn)定性問題．

Calos［12］認為當連續(xù)相的湍流動能大到足以阻止分散相液滴聚合時，將轉化到半分散流型（DW／O＆DO／W及D O／W＆W）．該準則可描述為

當其中一相變成分散相后，就不會再形成連續(xù)相，除非液體運動所提供的動能小于某一極限值，這一極限值是液滴在重力作用下開始聚合的體現(xiàn)．因此，重力和湍流動力之間的平衡可以用來預測全分散流型的出現(xiàn)．當連續(xù)相的湍流動力大到足以阻止液滴由于受到浮力而向管壁運動的趨勢時，將轉變?yōu)槿稚⒘餍停瓹alos給出的轉化為全分散流型（D O／W及D W／O）準則可描述為

圖5為根據(jù)分層流及分散流模型計算得到的水平油水兩相流流型轉化邊界及實驗流動數(shù)據(jù)在流型圖中分布．流型數(shù)值模擬時流體物性參數(shù)和管道幾何參數(shù)分別為：油和水密度分別為ρo＝0．800g／cm3及ρw＝1．000g／cm3；油和水的粘度分別為ηo＝3．62×10－3Pa·s及ηw＝1．0×10－3Pa·s；表面張力σ＝0．03N／m2；儀器測量通道內(nèi)徑為20mm．圖5中Uso為油相表觀流速，Usw為水相表觀流速，它們可由實驗時給出的分相流量及儀器測量通道管徑折算求得．可以看出：當總流量低于50m3／d，含水率在0～1之間變化時，儀器測量通道內(nèi)流型主要以層狀流為主，包括ST、ST＆MI、D O／W＆W、D W／O＆D O／W流型；當總流量高于50m3／d時流型主要為分散流型，包括D O／W和D W／O流型．

由傘集流渦輪流量計，電導及電容傳感器響應特性并結合水平油水兩相流流型轉化邊界圖，發(fā)現(xiàn)集流后渦輪流量計，電導傳感器及電容傳感器的響應不僅相關于被測流量和含水率，而且強烈地依賴于油、水在儀器測量管道內(nèi)的分布狀態(tài)，即均受到儀器測量管道內(nèi)油水兩相流流體流動特性的影響：

圖5 水平油水兩相流流型轉化邊界及實驗流動數(shù)據(jù)在流型圖中分布Fig．5 Horizontal oil／water two phase flow pattern transitional boundary and experimental data distribution in flow pattern map

從渦輪流量計的響應圖版上（圖3）可以看出，當總流量低于50m3／d時渦輪流量計的響應特性較復雜，傳感器響應受到含水率的影響較大，儀器管道內(nèi)存在四種基本的流型，此時渦輪流量計所受油水兩相作用力不僅和總流量有關，而且受到油水分層狀態(tài)及波動狀態(tài)的影響．

當總流量很低時，在儀器測量管道內(nèi)出現(xiàn)不穩(wěn)定油水分層現(xiàn)象，油水滑脫現(xiàn)象嚴重，油相在某些區(qū)域滯留，此時電導傳感器測量電極間流體不能正常反應油水的真實配比情況，分辨率較低．從電導傳感器響應圖版中可以看出，隨著總流量的增加，并且當含水率大于30%～40%時，在較大的總流量范圍電導傳感器都有較好的分辨率．

對于總流量低于50m3／d時，油水兩相在管道內(nèi)因重力作用明顯分層，傳感器的結構導致了柱狀同軸電容傳感器的靈敏度強烈地敏感于油水界面位置，尤其當含水率較高時傳感器的分辨率較低．總流量高于50m3／d時，高含水流動工況范圍內(nèi)流型為水包油流型．當油以泡狀形式流過同軸電容傳感器時，電容測量值與介質膜相接觸的油滴數(shù)量有關，在水包油情況下過流式電容傳感器對于油水兩相含率分辨率較低．

3 水平油水兩相流分相流量測量模型

由于過流式電容及電導傳感器在不同的總流量和含水率范圍內(nèi)的響應特性及分辨率明顯不同，因此，含水率測量需結合兩種傳感器對不同流動區(qū)間的最佳測量特性進行綜合考慮．當總流量在20～50m3／d時，含水在0～1時采用電容傳感器測量數(shù)據(jù)對油水兩相分相流量進行解釋；當總流量在50～240m3／d，含水在0～0．3時也采用電容傳感器測量數(shù)據(jù)；當總流量在50～240m3／d，含水在0．3～1時采用電導傳感器測量數(shù)據(jù)對含水率進行預測．對于電容傳感器測得的信號利用變系數(shù)漂移模型進行分析，電導傳感器測得的信號利用統(tǒng)計模型進行分析．

3．1 電導電容傳感器視持水率模型

本文以測量信號得到的視持水率代替真實持水率值，并根據(jù)視持水率給出分相流量預測模型．電容傳感器測量信號轉化為歸一化的視持水率的公式為

其中fo、fw、fc分別表示全油、全水以及油水混合情況下的電容傳感器測量信號頻率值．

電導式傳感器測量含水率時，油水混合物的等效電導率與分散相的體積含率之間存在Maxwell關系式［21］：

其中Yd為分散相持率，σm、σw分別為油水混合物和純水電導率．由持水率Yw＝1－Yd代入上式，可得持水率與電導率之間的關系式：

分別記電導傳感器在油水混合液和純水中的輸出測量信號為fz、fw，由于電導信號反比于油水混合液的電導率，因此有：

結合式（8）和（9）可得，視持水率Yw＊計算公式：

因此電容及電導傳感器的視持水率值可以分別由式（6）和式（10）得到．

3．2 漂移模型

Zuber及Findlay于1965年提出漂移模型［22］，該模型不僅考慮了相間的速度差別，還考慮了管道截面中混合濃度分布和速度分布的影響，根據(jù)漂移模型分散相的相速度可以表示為

其中Udj為分散相漂移速度；Um為油水兩相的混合速度，即兩相表觀速度之和；C0稱為相分布系數(shù)．

根據(jù)Hasan和Kabir的研究工作分散相漂移速度Udj可以表示為［23］：

其中U∞為單個泡在無窮連續(xù)相中運動的極限速度，Yd為分散相的持率．將式（11）和（12）聯(lián)立得到：

又

從而分散相表觀速度可表示為

Harmathy給出垂直管中U∞的計算公式［24］：

其中g為重力加速度，σ油水兩相的表面張力，ρw，ρo分別為油水兩相的密度．

Hasan［23］認為在傾斜管中單泡極限速度U∞受到傾斜角度的影響，并給出其計算公式：

Hasan及Kabir同時給出了漂移模型中相分布系數(shù)以及泡徑指數(shù)選擇的準則，并指出該模型參數(shù)選擇準則在垂直及傾斜管內(nèi)對水包油流型有較好的適用性，并給出泡徑指數(shù)取值為2，相分布系數(shù)取值為1．2．Lucas及Jin［25］驗證了Hasan提出的模型參數(shù)在含尼龍中心體的傾斜管道水包油中的適應性．Flores［26］在博士論文中指出：泡徑指數(shù)n可以從0到3變化，其取值大小主要取決于油泡的大??；相分布系數(shù)C0和油水兩相流流型有密切的關系．

式（15）所描述的漂移模型可以轉化成以下形式：

其中視油相為分散相，Uso為油相表觀速度，Yo為油相持率，U∞為單個油滴在無窮水相中的運動的極限速度，本文中U∞利用Harmathy［24］給出的計算公式（16）得到，其中ρw＝1000kg／m3，ρo＝845kg／m3，σ＝0．03N／m，g＝9．8m／s2，從而有：

漂移模型當中有兩個參數(shù)需要確定，即相分布系數(shù)C0和泡徑指數(shù)n．可以首先考慮確定泡徑指數(shù)n的取值，討論數(shù)據(jù)點（Um／（1－Yo）n，Uso／（Yo（1－Yo）n））在泡徑指數(shù)n取不同值時的分布情況，當數(shù)據(jù)點分布較集中時對應的泡徑指數(shù)n可以作為漂移模型的模型參數(shù)，其中Uso代入配比油相表觀速度，Yo代入電容傳感器視持油率．

泡徑指數(shù)n確定以后將其帶入漂移模型，其余參數(shù)Uso，Um帶入配比值，Yo代入電容傳感器視持油率，可得到C0與視持水率的關系，再將n和C0（為視持水率的函數(shù)）代入漂移模型便可得到相分布系數(shù)為視持水率函數(shù)的變系數(shù)漂移模型．

3．3 基于電容傳感器信息的分相流量測量模型（Ⅰ）

總流量在20～50m3／d，含水率在0～1時，基于上述討論對于該總流量和含水率范圍利用電容傳感器測得的頻率信號結合變系數(shù)漂移模型進行分析．當泡徑指數(shù)n取2．5時，Uso／（Yo（1－Yo）n）與Um／（1－Yo）n的關系如圖6所示．

圖6 Uso／（Yo（1－Yo）n）與Um／（1－Yo）n的關系圖Fig．6 Uso／（Yo（1－Yo）n ）versus Um／（1－Yo）n（Qt∈［20，50］，Kw∈［0，1］）

由圖6可以看出，當n取2．5時數(shù)據(jù)點（Um／（1－Yo）n，Uso／（Yo（1－Yo）n））分布較集中，從而泡徑指數(shù)n可取2．5，將n＝2．5代入漂移模型得：然后以混合速度和油相表觀速度的實際配比值以及所測視持水率代入漂移模型方程式（20）進行回歸，得到圖7所示的相分布系數(shù)C0的分布．

由圖5可以看出：當總流量小于50m3／d，且含水率Kw≤0．7時，除少部分D W／O流型外，由物理模型判定的流型主要為分層流（分離流）流動結構（ST＆MI、D W／O＆D O／W），與局部持率及局部流速隨機可變的分散流型相比，分層流局部持率及局部流速變化較小，因而導致其相分布系數(shù)隨持水率變化較?。▓D7）．

圖7 相分布系數(shù)C0與視持水率的關系圖Fig．7 The distribution parameter C0versus the apparent water holdup（Qt∈［20，50］，Kw∈［0，1］）

由圖5可以看出：當總流量小于50m3／d，且含水率Kw≥0．7時，由物理模型判定的流型主要為分散流型（D W／O＆DO／W、D O／W），此時，由于油相含量較低，油泡呈隨機運動狀態(tài)，導致沿管徑方向分散油泡局部速度及局部持率呈非均勻分布，致使相分布系數(shù)C0隨持水率呈現(xiàn)圖7所示的極不穩(wěn)定變化趨勢，油泡濃度越?。ǔ炙试酱螅?，沿管徑方向的局部持率及局部流速分布呈現(xiàn)高度不均勻分布，最終導致相分布系數(shù)隨持水率變化劇烈．圖7中C0與視持水率之間的關系可表示為：C0＝0．968＋

將泡徑指數(shù)n＝2．5和相分布系數(shù)C0＝0．968＋代入漂移模型，得到油相表觀速度預測模型如式（21）所示，其中相分布系數(shù)為視持水率的函數(shù)，即前文中提到的變系數(shù)漂移模型．

將配比總流量和電容傳感器測得的視持水率代入式（21），得到圖8所示的油相表觀速度預測結果為由模擬井標定的油相表觀流速．經(jīng)計算得平均絕對誤差為0．0343m／s，平均相對誤差為6．75%．

3．4 基于電容傳感器信息的分相流量測量模型（Ⅱ）

當總流量在50～240m3／d，含水率在0～0．3時，對于該總流量和含水率范圍同樣利用電容傳感器測得的頻率信號結合變系數(shù)漂移模型進行分析．由圖9可知，當泡徑指數(shù)n＝0．2時數(shù)據(jù)點的分布較集中，從而泡徑指數(shù)n可取0．2，將泡徑指數(shù)n＝0．2代入漂移模型得：

以混合速度和油相表觀速度的實際配比值以及所測視持水率代入漂移模型方程式（22）進行回歸，得到圖10所示的相分布系數(shù)C0與視持水率之間的非線性函數(shù)關系：

圖8 油相表觀速度預測結果Fig．8 The predicted result of superficial oil velocity（Qt∈［20，50］，Kw∈［0，1］）

圖9 Uso／（Yo（1－Yo）n）與Um／（1－Yo）n的關系圖Fig．9 Uso／（Yo（1－Yo）n ）versus Um／（1－Yo）n（Qt∈［50，240］，Kw∈［0，0．3］）

由圖5可以看出，當總流量在50～240m3／d，含水率Kw在0～0．3時，水平油水兩相流流型為D W／O油包水流型，其連續(xù)相為油相，相間滑脫影響較小，導致其相分布系數(shù)隨持水率變化也較?。▓D10）；隨油水總流量及持水率增加，油水相態(tài)發(fā)生逆轉，即向水包油流型轉變，此時，輕質相油滴在水連續(xù)相中又呈現(xiàn)出隨機運動趨勢，致使其相分布系數(shù)隨持水率發(fā)生不穩(wěn)定劇烈變化（圖10）．

圖10 相分布系數(shù)C0與視持水率關系圖Fig．10 The distribution parameter C0versus the apparent water holdup（Qt∈［50，240］，Kw∈［0，0．3］）

圖11 油相表觀速度預測結果Fig．11 The predict result of oil superficial velocity（Qt∈［50，240］，Kw∈［0，0．3］）

將泡徑指數(shù)n＝0．2和相分布系數(shù)C0＝0．965＋代入漂移模型，得到相分布系數(shù)為視持水率函數(shù)的油相表觀速度預測模型如下：將配比總流量和電容傳感器測得的視持水率代入式（23），得到如圖11所示的油相表觀速度預測結果，經(jīng)計算得平均絕對誤差為0．1097m／s，平均相對誤差為2．795%．

3．5 基于電導傳感器信息的分相流量模型

當總流量在50～240m3／d，含水率0．3～1時，對電導響應信號采用Maxwell方程提取視持水率值得到視持水率隨含水率變化的曲線，如圖12所示．

對于50～240m3／d之間的總流量區(qū)域，分別以總流量50，70，100，150，200，240m3／d為參數(shù)得到基于總流量的線性回歸模型，最終得到總流量在50～240m3／d，含水率在0．3～1之間的含水率預測

圖12 電導測量視持水率與含水率的關系圖Fig．12 The conductance apparent water holdupversus the actual water cut Kw（Qt∈［50，240］，Kw∈［0．3，1］）

模型方程：

其中，

基于式（24）的含水率預測值與實際含水率對比關系如圖13所示，經(jīng)計算含水率預測結果（）與所采用實際試驗數(shù)據(jù)（Kw）的統(tǒng)計平均絕對誤差為0．023，平均相對誤差為4．76%．相應地，油相表觀速度預測值）與所采用實際試驗數(shù)據(jù)）的統(tǒng)計平均絕對誤差為0．115m／s，平均相對誤差為7．27%，如圖14所示．

4 結 論

在水平油水兩相流流動中，由于層狀流油水兩相間存在滑脫，分相滯留效應明顯，從而增加了測井解釋難度．由于本研究采用了傘集流測試方案，從而降低了油水相間滑脫效應影響，在中高總流量范圍內(nèi)（大于50m3／d），渦輪流量計測量響應基本與總流量關系密切；但低流量范圍內(nèi)，其測量響應同時受流量及含水率影響較大．

由于電導及電容傳感器對含水率具有不同的分辨能力，所以，實際含水率測量時，需根據(jù)其最佳有利測量區(qū)間進行合理選擇．當水為連續(xù)相時，電導傳感器測量信號有較高分辨率，適合于高含水油井的測量；而電容傳感器是低含水油井有效的分相流量測量方法．針對電容和電導傳感器對不同含水配比下的響應特性，電容法和電導法可以結合起來解決含水率在0～1之間的測量問題．

圖13 含水率預測結果Fig．13 The predicted result of water cut（Qt∈［50，240］，Kw∈［0．3，1］）

圖14 油相表觀速度預測結果Fig．14 Predicted result of superficial oil velocity（Qt∈［50，240］，Kw∈［0．3，1］）

本文將漂移模型中相分布系數(shù)作為持水率的函數(shù)，從而得到的變系數(shù)漂移模型可以較好的應用在層狀流，雙分散及油包水流型．變系數(shù)漂移模型中的模型參數(shù)不是固定不變的，而是隨視持水率變化的，其本質是對流型的自適應變化過程，這樣，就使得漂移模型在較大的流量及含水率變化范圍內(nèi)具有較高的分相流量預測精度及模型適用性．

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The analysis and modelling of measuring data acquired by using combination production logging tool in horizontal simulation well

ZHAI Lu－Sheng1，JIN Ning－De1＊，ZHENG Xi－Ke2，XIE Rong－Hua2，LIU Xing－Bin2

1 School of Electrical Engineering and Automation，Tianjin University，Tianjin300072，China 2 Daqing Logging and Testing Services Company of Daqing Oilfield，Daqing163453，China

Due to the complicated distributions of local velocity and local phase holdup along the radial direction of pipe in horizontal oil－water two phase flow，the total flow rate and phase volume fraction is difficult to be measured．In this study，we carried out dynamic experiment in horizontal oil－water two－phase flow simulation well by using combination production logging tool including turbine flowmeter with petal type concentrating diverter，conductance sensor and flowpassing capacitance sensor．We also investigated the effect of flow characteristic and pipe inclination angle on the response of turbine flowmeter and water－cut meter．According to the resolution capability of the conductance and capacitance sensor in different range of total flow rate and water－cut，we respectively used variable coefficient drift flux model and statistical model to predict the partial phase flow rate．The results show that the variable coefficient drift flux modelcan self－adaptively adjust the flow pattern parameters and has high prediction accuracy of partial phase flow rate of oil－water two－phase flow．

Horizontal oil－water two－phase flow，Combination production logging tool，Turbine flowmeter，Conductance sensor，Capacitance sensor

P631收修定稿2011－02－28，2012－02－29收修定稿

國家自然科學基金項目（50974095，41174109），國家高技術研究發(fā)展計劃（2007AA06Z231），十二五國家科技重大專項（2011ZX05020－006）課題資助．

翟路生，男，1984年生，博士研究生，從事多相流檢測技術研究．E－mail：lszhai＠tju．edu．cn

＊通信作者金寧德，男，1963年生，教授，從事先進傳感器和現(xiàn)代信息處理技術研究．E－mail：ndjin＠tju．edu．cn

10．6038／j．issn．0001－5733．2012．04．037

翟路生，金寧德，鄭?？频龋骄a(chǎn)測井組合儀模擬井測量數(shù)據(jù)分析與模型建立．地球物理學報，2012，55（4）：1411－1421，

10．6038／j．issn．0001－5733．2012．04．037．

Zhai L S，Jin N D，Zheng X K，et al．The analysis and modelling of measuring data acquired by using combination production logging tool in horizontal simulation well．Chinese J．Geophys．（in Chinese），2012，55（4）：1411－1421，doi：10．6038／j．issn．0001－5733．2012．04．037．

（本文編輯 汪海英）