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裸眼井稠油裂缝性油藏产液剖面测井技术研究 杨继波( 地球探测与信息技术) 指导教师：邵才瑞( 副教授) 摘要 裸眼井稠油产液剖面测井由于受到井径变化和流体粘度的影响，在 确定井筒流体的实际流速时遇到很大的困难。为解决生产中遇到的实际 问题，在研究井筒内流体流动模型受井径变化和流体粘度影响的规律的 基础上，确定了不同井径情况下、不同流动速度时的两相流动模型以及 两相流动剖面的速度校正系数；研究了各条产液剖面测井曲线受井径、 粘度、岩性变化和流体密度影响的变化规律，确定了产液剖面解释层段 精细划分的解释方法；针对现在的稠油井涡轮流量测井工艺做了深入的 研究并对现有的仪器加以改造，特别是对高含水率情况下高灵敏度持水 率测井方法做了研究并对仪器加以改进；建立了不同含水率、不同流体 密度和流动状态下的产液剖面测井仪器响应图版。为裸眼井稠油产液剖 面的测井工艺完善和解释精度提高提供了较为可靠的理论基础。 关键词：裸眼井，稠油，产液剖面，测井 i i p r o d u c t i o np r o f i l el o g g i n gt e c h n o l o g ys t u d yo fo p n e h o l e f i s s u r e dr e s e r v o i r y a n gj i b o d i r e c t e dp r o f e s s o r ：s h a oc a i r u i a b s t r a c t i nt h e o p e n h o l e ，a sh e a v yo i lp r o d u c t i o np r o f i l el o g g i n gi sd e e p l y i n f l u e n c e db yt h ec a l i p e rc h a n g i n ga n dl i q u i dv i s c o s i t y w em e tw i t l lg r e a t d i f f c u l t yt o c a l c u l a t et h er e a lf l o wv e l o c i t yi nt h eh o l e t os o l v e t h e e n g i n e e r i n gp r o b l e mi n0 1 1 1 l o g g i n gp r o d u c t i o n , b a s e do nr e a s a r c h i n gh o wt h e d o w n h o l ef l o wm o d e li si n f l u e n c e db yt h ec a l i p e r - c h a n g i n ga n dl i q u i d v i s c o s i t y , t h i sp a p e re s t a b l i s h e dt h et w o - p h a s ef l o wm o d e la n dt w o p h a s e f l o wp r o f i l ev e l o c i t yc o r r e c t i o nf a c t o r a l s ot h er e l a t i o n s h i pb e t w e e ne a c h p r o d u c t i o nl o g g i n gc u r v ea n dc a l i p e rc h a n g i n ga n dl i q u i dv i s c o s i t ya n d l i t h o l o g i c a lc h a n g e i n ga n df l o wd e n s i t yw a ss t u d i e d t h ef i n ei n t e r p r e t i o n m e t h o do f t h eh e a v e yo i lp r o d u c t i o nl o g g i n gi n t e r v a lw a sd e f i n e d ，t h eh e a v e y o i ls p a n n e rf l o w m e t e rl o g g i n gt e c h n i c sw a ss t u d i e de s p e c i a l l y a n dt h e u n d e r - u s e dd o w n h o l e t o o l sh a db e e ni m p r o v e d a tt h es a m et i m et h e h i g h - s e n s i t i v ew a t e r - h o l d u pl o g g i n gm e t h o dw h i c hi sv e r yu s e f u li nt h eh i 曲 w a t e r - h o l d u pw e l lw a ss t u d i e d ，t h eu n d e r - n s e dt o o l sw a r ei m p r o v e da l s o 1 1 l e r e s p o n s e c h a r t so fp r o d u c t i o n l o g g i n g t o o l st od i f f e r e n tw a t e r - c u tf l o w d e n s i t ya n df l o ws t a t ew a se s t a b l i s h e d r e l i a b l et h e o r yh a sb e e ns u p p l i e dt o i m p r o v et h eh e a v yo i lp r o d u c t i o nl o g g i n gt e c h n o l o g ya n di n t e r p r e t a t i o n a c c u r a c y k e yw o r d s ：o p e n h o l e ，h e a v yo i l ，p r o d u c t i o np r o f i l e ，l o g g i n g i i i 独创l 生声明 本人声明所呈交的论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取 得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论 文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得石油 大学或其它教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同 志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谓 意。 签名：2 0 0 7 年3 月1 日 关于论文使用授权的说明 本人完全了解石油大学有关保留、使用学位论文的规定，即：学校 有权保留送交论文的复印件及电子版，允许论文被查阅和借阅；学校可 以公布论文的全部或部分内容，可以采用影印、缩印或其他复制手段保 存论文。 ( 保密论文在解密后应遵守此规定) 学生签名： 导师签名： 垄丝 予嶂峰 2 0 0 7 年3 月1 日 2 0 0 7 年3 月1 日 中国石油大学( 华东) 硕士论文第1 章前言 第1 章前言 1 i 国内外稠油井产液剖面测井技术现状 生产井段为裸眼完井的开采井，其产液剖面测井技术一直存在着技 术落后，解释精度低的问题。如果是稠油产出的情况下，由于稠油黏度 的影响，造成解释所用的模板偏差更大，解释误差偏高，一直困扰着测 井实际生产。目前国内在稠油的产液剖面测井方面也在做着不断的研究 探索。 胜利油田建立的稠油实验室模型井长8 m ，管子尺寸有7 、5 57 、 2 5 、8 0 r a m 、1 0 0 m 多种规格。可进行三相流实验和两相流的仪器标定。 对于涡轮流量仪器只能做定点标定，流量范围o 卜3 0 0 m 3 d ，油的粘度可 调范围5 - - 4 0 m p a s t ”。t h 油田井口产量一般在5 0 一2 0 0 m d 以上，井下 油的粘度在4 - - 8 0 m p a s ，基本可以满足实验需要要求要求，含水率仪器 标定范围为o - 1 0 0 ，测量仪器受粘度影响大，开口式电容持水率计受稠 油影响更大，在同一持水值下粘度可以影响一仪器变化4 0 。 稠油测井技术尤其是稠油井的动态监测技术一直是困扰测井工作者 的难题，国内辽河油田有稠油方面研究，但地层是浅层的砂泥岩地层而 非裸眼段。辽河油田稠油开发已经多年，在监测方面也进行着长期的摸 索，但是技术不是很成熟i i j ，具体体现在以下几方面： 普通稠油的产液剖面测试，过去由于原油粘度大，涡轮流量计不是 很实用，最近开发了浮子流量计，应用表明流量测量精度有所提高。主 要采用气举的工艺进行测井。今年在辽河油田共进行6 口井的稠油测试， 取得一定的效果。 对于超重稠油一般采用热采，通过蒸汽吞吐，提高井内温度，降低 原油粘度。由于温度最高有时达3 5 0 ，一般的测井仪器无法在井下测 量。目前采用t p s 9 0 0 0 型仪器( 进口) ，采用钢丝绳下井，记录方式是存 储式，然后将仪器提到地面数据回放。测量内容主要测试温度、压力。 由于稠油一般层比较厚，地质人员通过了解不同层段温度、压力的变化， 推断各层的注气受效情况。最早这种仪器深度问题始终解决不了，最近 增加了磁性定位器，仪器通常在温度下降到2 0 0 左右下井测量。目前 中国石油大学( 华东) 硕士论文第】章前言 吸气剖面测井主要由油公司钻采院承担。 还有一些其他测试技术，包括：注汽井地面注汽管线流量干度监测； 注汽井管柱及油层蒸汽温度、压力、流量、干度参数计量；井下蒸汽干 度取样测试；焖井压力降测试；注汽井放喷产液剖面测试；采油生产阶 段井底流温流压的全周期连续监测等【2 1 。以上技术也不是很成熟，个别 技术还需要完善。 目前比较前沿的技术是耐高温光纤测井1 3 ，主要是温度、压力，技 术不是很成熟，辽河测井公司也正在开展这方面的研究。 1 2 主要研究内容 1 ) 稠油井产液剖面测井工艺和解释方法调研； 2 ) 研究流体流动模型受井径变化影响的规律，确定不同井径情况下、 不同流动速度时的两相流动模型以及两相流动剖面的速度校正系数： 3 ) 研究各条产液剖面测井曲线受井径、粘度、岩性变化和流体密度 影响的变化规律。 4 ) 确定了粘度校正的经验公式，确定单相和两相条件下的产液剖面 解释层段精细划分的解释方法： 5 ) 根据已有的产液剖面测井资科，建立了不同含水率、不同流体密 度和流动状态下的测井仪器响应图版的建立； 1 3 主要技术创新点 i ) 确定了变径条件下井径校正经验公式，实现了对视速度和持率的 井径校正。 2 ) 确定了求取启动速度比经验公式，实现了视速度的粘度校正。 3 ) 对传统的井下刻度方法作了改进，采用井下刻度与哈里伯顿图版 相结合方法，可以确定井下各产层的视速度校正系数。 2 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 第2 章解释方法及解释模型研究 2 1 i l l 油田储层地质概况及储层特征 t h 油田奥陶系油藏，为具底水的碳酸岩盐岩溶缝洞型网络状重质油 藏。岩性以泥微晶碳酸盐岩为主，占厚度6 0 以上，其次为亮品砂屑碳 酸盐岩及粒屑碳酸盐岩。奥陶系总体可划分为三个部分，从上至下依次 为奥陶系中上统( 0 z + 。) 良里格塔组、恰尔巴克组，奥陶系下统一间房组、 鹰山组。其中鹰山组依据其测井特征又可分为两段，从上至下分别为鹰 山组第二段、鹰山组第一段。 碳酸盐岩储集层由于岩性本身的特性，决定了它的储集空间和渗流 能力与砂岩储层截然不同。最常见的储集空间是裂缝型储集型，渗流能 力和流动特征取决于裂缝的延伸长度和网状裂缝的连通性。其基本储集 空间主要有三种类型 4 1 ：孔隙型储层、裂缝型储层、洞穴型储层，另外， 还有复合型储集类型，即缝洞复合型、孔缝复合型、孔缝洞复合型储层 等【7 1 。 2 2 测井影响因素分析 该地区多数井含h 2 s 较高，因此测井时应使用防硫测井仪器和设备， 特别是电缆。 因该地区原油比重、粘度较大，因此仪器入井和下放比较困难，且 下放仪器张力远远小于上提仪器时的张力，易造成电缆打结。因此在该 地区施工时应注意下放和上提张力的变化，控制下放、上提速度。 由于测井仪器串较长、裸眼酸压完井等原因，造成仪器下放过程中 涡轮易粘附井内如铁屑等脏物；同时由于原油比重大造成涡轮启动排量 增加，因此在测井过程中常发生涡轮停转的现象。另外在裸眼井段测量 时经常会造成涡轮叶片的损伤。因此涡轮的安装、调试，必须根据产液 量的大小和产液性质不同灵活掌握；同时在仪器下放过程中及时对涡轮 仪器工作情况进行观察。 涡轮测速的选取也是影响测井成功率的一个重要因素。一般地区使 用的4 m r a i n 间隔的测速在该地区实施困难，主要是由于原油粘度大，启 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 动排量明显增加，造成上测时涡轮无法转动或相邻测速涡轮转动异常， 对录取资料影响较大【5 j 。加之该地区单井产液量较高，一般需要保证至 少一条上测曲线是负值，这样才能保证视速度回归参数的求取，同时还 要保障其它基础参数的录取，因此涡轮起测速度及测速间隔的制定就显 得尤为重要。可按照下述公式根据井口产量和含水率推算产液井段的流 体速度，预先确定上提和下放测量速度： u i = 【b 。q c 。+ q ( 1 一c 。) 见】p c ( 2 - 1 ) 按照井径1 6 0 m m 、平均含水率3 0 计算，日产液量在l o o m 3 d 以下 时，上提测量取1 0 m r a i n 起测，5 r r g m i n 测速间隔；日产液量在1 0 0 m 3 d 以上时，上提测量取1 5 m r a i n 起测，测速间隔不变。 通过分析涡轮流量曲线的异常变化，对涡轮流量测井影响因素进行 了认真分析和总结，归纳起来有以下几方面： 1 ) 对于产液量较低的井。地层本身产液状况不稳定或周期性间喷， 会造成涡轮曲线变化异常； 2 ) 裸眼井段经过酸化或井壁有油蜡粘污时，造成井径不规则，井内 流体易产生旋涡或回流运动，从而引起涡轮旋转加速或减慢。造成非产 液段涡轮转速发生变化； 3 ) 裸眼井段经过酸化造成井内脏污、井下落物等引起涡轮受卡、轴 损耗等原因，造成涡轮流量曲线出现锯齿状； 4 ) 两相流体的物理性质变化，主要是流体粘度和密度等变化，影响 涡轮流量计工作的稳定性： 5 ) 测井时仪器运动不均匀、涡轮上得松紧程度、流体喷出正对涡轮 等等，都会造成涡轮曲线变化异常。 2 。3 裸眼稠油井产液剖面瓷料解释及校正方法研究 t h 油田碳酸盐岩储层大都采用裸眼完井，由于井径不规则，流体流 动状态较为复杂，给视速度校正带来很大困难；由于重质稠油产出，涡 轮流量曲线的响应特征与普通原油产出情况下不同，受稠油粘度影响持 水率计数率偏高，密度测量值偏低，使持水率计算值偏低。而目前使用 的k a p p a 软件中没有井径和粘度校正功能【6 】，因此解释精度很低。就我 4 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 们了解的情况，国内外还没有专门针对裸眼稠油井产液剖面的解释方法 和解释模型。因此我们对稠油粘度和井径对产液剖面解释的影响进行了 深入的分析研究，建立了粘度校正和井径校正解释模型，最终建立了一 套针对t h 油田碳酸盐岩储层裸眼稠油井的产液剖面解释方法和解释模 型。 2 3 1t h 油田流型影响分析 我们研究发现：流体粘度和流体流型密切相关，对相同的原油性质， 单相层流和油水两相泡状流的粘度要远大于单相紊流和油水两相乳状 流。 1 ) 单相稠油产出 在讨论单相流产出前有必要引进一个重要参数雷诺数，理论公 式为： n r ：旦业( 2 - 2 ) 式中： n r - - 雷诺数，无量纲； d 一管子内径，1 1 1 ： p 流体密度，k g m 3 ： v 流体的平均速度，m s ： u 流体粘度，m p a s ； 当n r 一4 0 0 0 时，流动状态为紊流： 当2 1 0 0 n r 4 0 0 0 时为过渡流，可能为层流，也可能为紊流。如 流动状态从层流向过渡流转换时，流型继续保持层流状态。在相反的情 况下，假如流体流动状态从紊流向过渡流转换时，流型继续保持紊流状 态【2 j 。 式( 2 - 2 ) 还可以写成： 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 n r ：些竺：堡( 2 3 ) 型 d 式( 2 3 ) 表示雷诺数为流动的惯性力( 分子) 与粘性力( 分母) 的 比值。当n r 2 1 0 0 时，流体中粘性力的作用大，能够削弱与消除引起 流体质点发生乱运动的搔动，使流动保持平静的层流状态；当n r 4 0 0 0 时，流体中粘性力相对惯性力较小，惯性力容易使流体质点发生乱运动， 从而使流体呈现紊流状态1 7 】。当流动状态处于紊流状态时，质点的乱动 远远大于粘度的影响，这时粘度对于测量的影响很小，可以忽略不计。 塔河地区井下原油粘度大多在1 0 m p a s 以上，井下原油密度选用平 均密度o 8 6g c m 3 ，裸眼井径在1 5 0 1 6 0 m m 左右，通过雷诺数的计算， 日产纯油2 5 0 m 3 d 以下的油井在裸眼井段均为流动状态稳定的层流；对 于内径为7 6 m m 的油管，日产纯油1 0 5 m 3 d 以下的油井，在油管内和裸 眼井段均为流动状态稳定的层流。层流状态下粘度的影响程度大； 2 ) 稠油和水两相产出 塔河2 、4 、6 区油层压力在5 0 m p a 以上，泡点压力在2 0 m p a 左右， 油层压力远大于泡点压力，目的层段多为油水两相，没有游离气存在。 由于裸眼井径在1 5 0 1 6 0 m m 左右，井径较大，通过在胜利油田稠油实 验室的分析调研，以塔河现有的裸眼井径数值，油水两相流动时，不易 形成段塞流，流型仅有泡状流、乳状流两种类型。 泡状流动中，水为连续相，油以泡状向上流动，泡的大小与油的含 量相关。乳状流也称雾状流中，油为连续相，水呈泡滴状和油共同上升， 此时油水间滑脱速度近似为零。 大多数研究表明持水率在o ，2 5 至o 3 之间时将发生泡状流向乳状流 的转变，即： ，y 。o 2 5乳状流动 o 2 5 y 。 1 8 m m i n ，才有可能 中国石油大学( 华东) 硕士论文 第2 章解释方法及解释模型研究 发生从泡状流向乳状流的过渡。在t h 油田裸眼段，并径为1 5 0 1 6 0 m m ， 这一流速相当于5 0 i 一d 的油流量。也就是说，当油的流量小于5 0 m 3 d 时，无论含水率如何，均为泡状流动。若含水率升高，或井眼扩径从泡 状流向段塞流进行转变要求油的流量会更高。 在1 1 - i 油田裸眼段，只有当油流量大于5 0 m 3 d ，且y w o 3 时才会发 生泡状流向乳状流的转变。因此，乳状流多出现在油管内，泡状流多出 现在裸眼段。 在油水两相乳状流动时，油为连续相，水呈泡滴状和油共同上升， 油水间滑脱速度趋近于零，油水处于高度乳化状态，一般视速度较高， 类似单相流的紊流状态，粘度对于测量的影响程度很小。 在油水两相泡状流动时粘度对测量的影响程度大，且视速度越低， y 。值越低，粘度的影响程度越大。在视速度v 。和y 。值较低的油水泡状 流动状态下，受流体粘度的影响，涡轮启动速度增大，对单位有效速度 的响应转数减少，测量精度降低【8 】。同时由于粘度的影响，流体在持水 率计和密度计取样器中流动性变差，造成油在取样室中滞留量增多，使 测得的密度值偏低，持水计数率偏高，计算的y 。值偏低。 2 3 2 井径影响分析及校正 在这一部分研究中我们对井径与流型的关系、变径井段过渡流的长 度、井径变化对解释取值的影响进行了分析，提出了井径校正经验公式。 1 ) 井径与流型的关系 从前面的流型影响分析可知，按井径数值1 6 0 r a m 推算：单相产油时 测量并段为相对的稳定的层流；油水两相时，产液井段基本为相对稳定 的泡状流。由于扩径井段的表观速度减小，持水率y 。增大，因此在大段 扩径井段流型不会改变。但在井径突变位置附近井段内，流体处于过渡 流状态，一般无法在过渡流井段准确求产。 2 ) 管子内径突变时的过渡流长度 由于粘度影响，流体流过管子时，在套管表面形成一薄层，叫附面 层，薄层内的称剪切力很大。从一种井径流入另种井径的流体，由于 受附面层的影响，要经过一段距离才能达到稳定的全层流或全紊流状态。 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 这段距离称为过渡长度，用l 表示。l 与流体性质、管径等参数相关。 由于附面层产生的剪切力由井 壁至管子中心逐渐减弱，因 此井径变化造成的扰动在井 壁附近最强烈，管子中心流 体所受影响相对较小。当井 径变化很小时，变径造成的 涡流，仅发生在井壁附近， 未波及到管子中心。因而对 管子中心流体而言，达到稳 定流动状态，所需过渡流长 度s 要远小于整个管子达到 稳定流动状态所需过渡流长度 图2 1扩径井段的视速度 l 。而我们的测井仪器是在管子中心进行测量的，因此，我们只关心管子 中心流体达到稳定流动状态，所需过渡流长度s 。 h i l l 等人在研究示踪剂推测测井时发现：在扩径井段上端，或与扩 径井段相接的缩径端，管子的中心区域的流体很快就达到稳定流动状态， s o ，有效速度的方向向下，此时的测井响应情况与下测时相同。 当仪器进行上提测量，v ， v ，时，v 。 0 ，有效速度的方向向上，此时 流体受到仪器给它的沿井轴方向的剪 切力t 。是向上的，受t 的作用，仪器 周围的流体质点被向上拉动，使其周 围的流速v 。略高于仪器未扰动时的 中心流速v 。( 见图2 7 ) ，v 与粘度 和有效速度的关系式同式2 一1 3 ，此时， v 和v 。为负值。说明当流体速度一定 时，随着流体粘度的增大，下测涡轮 曲线降值不明显，甚至有时可能略有 升值。 由于仪器上测时的有效速度远小 于下测时的有效速度，因此，上测时 的速度增加量远小于下测时速度的减 “ 1f v 图2 7 稠油中上测时速度剖面 tii_ll i_， tiiti 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 少量，即 b v 上l l a 咋l ，当采用通常方法进行视速度回归时，使回归 出的视速度低于实际值。 2 ) 稠油粘度对启动速度的影响 此外，无论是上测还是下测，由于涡轮转动，会受到液体给它的与 其转动方向相反的粘滞力t ：( 见图2 5 ) 。 7 2 = c + + ( 2 1 4 ) 式中：u 涡轮转动的角速度； c 仪器常数。 当流体速度一定时，随着流体粘度的增大，涡轮在转动方向上所受 到的粘滞力t ：增大，涡轮的启动速度增大，响应频率减小“”。反映在测 井曲线上，涡轮曲线出现明显降值变化，不同测速曲线间的涡轮转数之 差减少，曲线变得稠密。 此外，t 、t ：这两个力的作用，还使得仪器周围流体的一部分动 能转化为内能，这是稠油中测得视速度偏低的另一个因素。 2 3 4 视速度v a 的确定及粘度校正 由于受稠油粘度的影响， 度确定方法时，所求视速度v 。 偏低【”】。因此，我们研究了启 动速度比随粘度变化的规律。 给出了启动速度比进行粘度 校正经验公式。通过调整启动 速度比t i 达到对涡轮启动速 度和视速度进行粘度校正的 目的。这是本论文研制中的又 一个创新点。 1 ) 涡轮的理论响应 涡轮响应频率f 与有效 速度v 。的关系 如图2 8 中所示：在理想 测井时速度剖面发生改变，采用通常视速 f 涡轮转速( r s l y t b -，。 - v t h - q 有效速度v e ( 呐i i 一理想响应 一有机槭摩擦影响 一有粘度和机械影响 图2 8 涡轮响应与有效速度的关系 6 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 状态下，涡轮对有效速度的响应是通过原点的一条直线。 但在实际测量时，涡轮要受到仪器机械摩擦和粘度的影响。在流体 粘度可以忽略不计的轻质油或水中，涡轮受机械摩擦的影响，响应频率 降低。在有效速度较低的区域，涡轮响应快速下降，直至停止转动。正 负两个方向的涡轮响应在低v 。区域有一个非线性区，有效速度稍高时， 涡轮响应频率f 与有效速度v 。呈线性关系，线性部分的斜率k 、 k 一 小于理想状态的斜率“。将正负涡轮响应的线性部分，向外延伸交于有 效速度轴上，截距v 。、v 。分别为涡轮正转和负转的启动速度，也 称为正负偏差速度。 在稠油中，涡轮不仅受到机械摩擦的影响，还要受到流体粘度的影 响。与仅受机械摩擦影响时对比：涡轮响应频率进一步降低，涡轮响应 的非线性区域增大。但对于较高的有效速度，涡轮响应频率与有效速度 仍呈线性关系，线性部分的斜率减小，k v 山， 受粘度的影响，涡轮正转和反转的启动速度增大。 可见，粘度的影响使涡轮响应线的斜率减小，涡轮正转和反转的启 动速度( 偏差速度) 增大。 涡轮响应频率f 与有效速度v e 的关系可由以下两式表示： 正转涡轮响应频率：f = i ( + ( v 。一v 。0 ( 2 1 5 ) 负转涡轮响应频率：f = k 一( v 。+ v 。)( 2 - 1 6 ) 式中： k 正转涡轮响应曲线的斜率； v 。涡轮正转的启动速度； k 负转涡轮响应曲线的斜率； v 。涡轮负转的启动速度。 式( 2 1 5 ) 中的有效速度v 。为正值，式( 2 1 6 ) 中的有效速度v 。为 负值。 式( 2 - 1 5 ) 和式( 2 - 1 6 ) 给出了涡轮线性响应与有效速度的关系， 这是所有涡轮流量计解释的基础。 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 涡轮响应频率f 与电缆速度v ，的关系【1 2 】 如图2 - 9 所示：在零流量区，电缆速度等于有效速度，涡轮响应频 率f 与电缆速度v t 的关系等同于涡轮响应频率f 与有效速度v 。的关系。 因此单相流解释时可在零流量区确定涡轮正转和负转的启动速度v 廿什、 v t h 。 当流体视速度为v 。时，相当于在涡轮转速和电缆速度的直角坐标中， 在电缆速度轴上，将零流量线向左平移i v a l 的距离，涡轮响应曲线的形态 不变。 将有效速度的表达式代入式( 2 1 5 ) 和式( 2 1 6 ) ，就得到涡轮响应 频率f 与电缆速度v ，的关系式： 正转涡轮响应频率：f = k + ( v f + v t v t i l + ) 负转涡轮响应频率：f = k 一( 、，r v t + v t l l ) 式中：v 广一流体速度，也就是视速度v a v t 电缆速度。 将f = o 代入( 2 - 3 - 1 6 ) 式中得到 v f = 一v t 0 + v t l l + 上式中v f 就是 视速度v 。，v 。是正 转涡轮线性响应方程 在电缆速度轴上的截 距，令= b 。则上 式可以写成： v a - - b + + v m + ( 2 1 9 ) 同样将f = o 代入 ( 2 ，1 8 ) 式中可以得 到： ( 2 一1 7 ) ( 2 1 8 ) f 涡轮转遑( r e 钐 i v t “n 函，7 7 下测 z v t h + 1电缆速度v t ( m m ir 一理想响应 一有机械摩擦影响 一有粘度和机械影响 图2 - 9 零流量层涡轮响应与电缆速度的关系 v a = 七- - v t h -( 2 - 2 0 ) 式( 2 1 9 ) 和式( 2 2 0 ) 中b + 、b 分别为正转和负转涡轮线性响应 中国石油大学( 华东) 硕士论文 第2 章解释方法及解释模型研究 方程在电缆速度轴上的截距，v 岍、v m 一分别为涡轮正转和负转的启动速 度。b + 、b 、v 甜、v m 可以通过多次测量得到。 式( 2 - 1 9 ) 和式( 2 2 0 ) 是利用多次通过测量法求取视速度的理论依 据。 2 ) 视速度回归 涡轮流量测井方法分别为：多次通过法、两次通过法和单通过法。 其中多次通过法的测量和解释精度最高。c s 4 0 0 涡轮流量测井仪和 d d l 一3 涡轮流量测井仪均采用多次通过测量方法，这一方法需要在目的 层段至少以三种明显不同的电缆速度进行测量，根据不同测速和涡轮转 速的交会点，进行线性回归求取视速度。这两个测井系统进行视速度回 归的方法略有不同，下面分别加以说明。 ( 1 ) k a p p a 软件视速度回归方法 刻度井段的选取 应该在井底零流量段和产层间选择井径平稳、涡轮无异常变化，响 应良好的井段，作为刻度井段。 拟合曲线，求取线性关系线的斜率、截距 c s 4 0 0 涡轮流量测井仪所采用的k a p p a 软件，以电缆速度为横坐标，以 测速向下为正，测速向上为负，以涡轮转速为纵坐标。对正负两个方向 的涡轮响应与测速 的交会点，分别进 行最小二乘拟合， 得到两条交会线 ( 见图2 - 1 0 ) 。这 两条交会线与测速 轴上的交点分别为 a 、b 。 o a 为正向截距b + ， o b 为负向截距b ， mc ， 。 1 ? 7 ? 图2 - 1 0 确定视速度示意图 0 a 为正向启动速度v 。h 十，o b 为负向启动速度v 山。a b 为正负截距之 差a b ，a b = v 岫+ v o o 即为流体视速度v 。设：图2 ，1 0 中的测速轴 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 为横坐标x ，涡轮转速为纵坐标y 。各交会点数据为( x i ，y i ) ( i = 1 2 ，一m ) 用数学表达式：y = k x + b 按最d , - 乘法原理建立如下回归方程： u = 1 ， 1 ，x z y = m j ，2 y 。 回归系数k 、b 是下述方程的解 r o b + 砧= 咒 x f l + 2 k = z x , y 一= 饼 求上述方程的解： 斜率为：。：薹m ! 兰：互1 鸯m ! 乏m 兰 。：一：。， 秘摅一) 截距为：a = 去喜只一去喜葺 c z z z ， 通过这种方式可得到涡轮正转响应线的斜率k ，截距b ，和负转 响应线的斜率k ，截距b 一。 启动速度和视速度v a 的确定 从图2 - 1 0 和式2 - 1 9 、2 - 2 0 中可以看到，要求取视速度v 。，在通过线 性回归得到正负截距b + 、b 一后，还要确定o 的位置，也就是要确定正 负启动速度v m + 、v t i i 一。 启动速度也称为门槛速度或偏差速度。我们将v t t i + 厂v m = 0 a o b 称 为正负启动速度比。因为，涡轮安装在仪器下方，下测时，净流体方向 2 0 。 ，lj，、【 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 向上，在仪器前方，流体直接冲击涡轮；而上测速度大于流体速度时， 净流体方向向下，仪器的本体阻挡了涡轮。所以一般情况下，负转时的 启动速度大于正转时的启动速度，即v t i v 卅。 对于目的井段为单一相的井，各层粘度一致，可在井底零流量层刻 度得到v 时、v “或v ，v “，然后应用到其它刻度层，根据式( 2 - 1 9 ) 和式( 2 - 2 0 ) 求取视速度v 。 对于油水两相流动，各层间持率变化较大时，由于各层粘度不同， 各层的正、负启动速度v 岫、v t l l 以及正负启动速度比v t i l + 厂v m 是不同的。 但大多测井解释未考虑这种影响因素，各层均使用在零流量层刻度得到 的v d ，v t h 值。当油的粘度较低时，随持率变化各层问粘度变化不大，各 层的v m v t l l 接近，且v 岍、v m 的数值较小，对视速度计算影响很小， 可以忽略不计。当油的粘度较大时，随持率变化各层间粘度变化很大， 各层的v m + “的差别较大，在视速度低，粘度大的井段启动速度v t i | + 、 v 山一的数值很大，v m + 厂v f 1 的误差，对视速度计算影响就会很大【1 3 】。 k a p p a 软件中，给出t i = 0 5 8 3 3 的工具值，是启动速度比的另一种 形式，在这里 形：丝：鳖：监： a ba b + + 一 k a p p a 软件在各层使用了统一的t i 值， 的刻度层的视速度计算存在很大误差1 2 8 】。 ( 2 - 2 3 ) 因而对视速度低、粘度大 图2 1 1 是t h 4 区t k 4 0 7 井在y 。分别为o 6 4 和0 9 6 的两个刻度层的刻 度线，深色线是y 0 = o 6 4 的刻度层的刻度线，浅色线是y 。= 09 6 的刻度 层的刻度线，该井井下原油粘度l a = 2 6 4 8 8 m p s 。从图中可以看到：y 。= o 6 4 的刻度层的正负两个方向的刻度线的截距之差b = 2 0 5 5m m i n , v * 、v “的平均值，即平均启动速度v 血= 1 0 2 8m m i n ；y 。= o 9 6 的刻 度层的正负两个方向的刻度线的截距之差b = 7 6 6m m i n ，平均启动速度 v t h = 3 8 3m r a i n 。v w = 0 6 4 的刻度层的启动速度远大于y 。= 0 9 6 的刻度 层的启动速度，该井在全井段使用同一启动速度比t i 时，所计算的视 速度v 。出现矛盾。 2 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 图2 1 1t k 4 0 7 井不同持率刻度层的刻度线 因此，我们针对油质粘稠的t h 4 区和6 区提出了启动速度的粘度校 正方法，通过对启动速度比t i 值进行调整，从而达到对启动速度和视 速度进行粘度校正的目的。这是本论文方法研究部分的又一个创新点。 c s 4 0 0 x 型涡轮启动速度的粘度校正 k a p p a 软件中，给出t i = o 5 8 3 3 的启动速度比是静止水中的标定值。 可以在具有稳定底水的井中，对这一工具值进行验证。 从前面讨论可知，粘度越大，涡轮的启动速度越大，在纯水中，正 向和负向启动速度的平均值v t h q 3 m m i n 。 平均启动速度是指涡轮正转启动速度和涡轮负转启动速度的平均 值，也就是正向刻度线和负向刻度线在测速轴上截距之差的1 2 表达式 如下： 忙丁a b = 毕 ( 2 - 2 4 ) 我们后面所指的启动速度是指平均启动速度v t i i ，从v t i 的数值可判 断所在井段的粘度大小。对于非稠油产出，粘度的影响较小，启动速度 接近水中的数值，此时，可选用t i = 0 5 8 3 3 的工具值。当有稠油产出时， 流体的粘度增大，v 。h 远大于纯水中的数值，此时，不能再选用t i = 0 5 8 3 3 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 的启动速度比。 下面我们对稠油测井时启动速度比t i 值的选取加以讨论( 见图 2 1 2 ) 。假设仪器在静止的稠油介质中测量。从前面讨论可知：此时涡轮 在切向上所受的粘滞力使涡轮启动速度增大，响应频率下降；井轴方向 仪器给液体的切应力，使下测时贴近仪器的流体速度有一个较大的减小 量v - ，当上测速度大于流体速度时，贴近仪器的流体速度有一个较小 的增加量v + 。 假如，不考虑井轴 方向的剪切力- - ，涡 轮仅受到切线方向的 粘滞力t2 ，则上下测 是对相同的流体速度 的响应，此时， v 甜吐1 只与仪器的 机械性能有关，应该等 于纯水中的数值，此时 的启动速度比( t ，i ) = 0 5 8 3 3 。 嚣转转建( r ) ， ，7 7 “ 下_ 崩 ，升“ - v t h “ j调遣( - 二 卜“一 一v t “+ 一 一ti = 0 tl o 现在将井轴方向 图2 - 1 2 粘度对启动速度比的影响 的剪切力1l ，和两个速度变化量v + 、v - 考虑进去，由于下测是对一 v _ 产生的响应，相当下测时涡轮的启动速度要增加一个v - 。 v n i + = v u , + + v - 而上测速度大于流体速度时，涡轮是对v + 产生的响应，相当于涡 轮的启动速度减少了一个v + 。 v t i l = v 廿l 一一v + 此时，b b ，v t p v t h + ，v 由- v t l l ， 则有：警譬( 2 - 2 5 ) 一一 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 一，一 b 、b 即t i 2 3 m m i n 时，使用该式进行粘度校正，当v 廿1 7 9 r n m i n 时，c v = l 。油管内具有统一的内径值，管径较小，视速度高， 相当于对流体的集流，因此，油管内的计算值与实际产量非常接近。若 井口无计量装置，可以将油管内的产量视为井的实际产量，对裸眼全流 量段的视速度校正系数进行刻度。 单相油视速度校正方法 由于t h 油田大部分产液井油质粘稠，而哈里伯顿单相视速度的校 正图版是在纯水和柴油中取得的。对于同样的流量，单相水可能处于紊 流状态，而单相油却处于层流状态。例如当i d = 1 6 0 r m n ，水流量在2 1 9 m 3 d 以下时处于层流状态；但对于粘度为1 0 m p a s 的油，流量在2 5 0 m 3 d 以 下时处于层流状态；对于粘度为8 0 m p a s 的油，流量在2 0 0 0 m 3 d 以下均 处于层流状态。因此对单相稠油，采用井口产量与雷诺数视速度校正因 子相结合进行视速度的校正1 1 8 1 。方法如下： 单相产油时，( 2 - 3 1 ) 式中的q 表示为： q = b 。a o 式中：q 地面原油产量； 丑。油的地层体积系数，可根据后面的流体参数计算公式 计算得出。 将上式代入( 2 - 3 1 ) 式得： c 。卫+ 吃 ( 2 _ 3 8 ) 由( 2 - 3 8 ) 式得出的全流量层段视速度校正因子，还不能用来校正 其它产层处的视速度，要得到更加精确的解释结果，应对每个产层分别 确定视速度校正因子。由理论研究可知：视速度校正因子c ，是雷诺数的 函数，雷诺数n r 可由( 2 2 ) 式计算得出： 中国石油大学( 华东) 硕士论文第2 章解释方法及解释模型研究 由理论研究可得出雷诺数视速度校正因子c v 鼬： p 3n r 1 3 0 0 q h = 一3 5 5 3 + 2 11 l o g n r - 0 2 5 6 6 0 剑r r ) 2 1 3 0 0 n k 4 0 0 0 在全流量层段应用雷诺数视速度校正因子公式，得到全流量层雷诺数 视速度校正因子c 。，就可以得出各层的视速度校正因子通用公式： r c ，= 善生一c r k ( 2 4 0 ) l v r e t 式中：c ，。产层处的雷诺数视速度校正因子； c v t 根据井口产量刻度的全流量层段视速度校正因子； c ，。全流量层雷诺数视速度校正因子。 由于在全流量层以下的产层处，v 。是