NO20131319A1

NO20131319A1 - Fremgangsmåte og apparat for måling av individuelle komponenter i et flerfasefluid

Info

Publication number: NO20131319A1
Application number: NO20131319A
Authority: NO
Inventors: Arnstein Wee; Kenneth Gundersen
Original assignee: Fmc Kongsberg Subsea As
Priority date: 2013-10-01
Filing date: 2013-10-01
Publication date: 2015-04-02
Also published as: WO2015050459A1; EP3052906B1; US20160245684A1; NO344565B1; CA2923495A1; EP3052906A1; CA2923495C; BR112016007273B1; US9605987B2; BR112016007273A2; EP3052906A4

Description

Fremgangsmåte og apparat for måling av individuelle komponenter i et flerfasefluid

Foreliggende oppfinnelse vedrører en fremgangsmåte og en strømningsmåler for å bestemme strømningsratene til individuelle komponenter i et flerfasefluid, som definert i innledningene til respektivt krav 1 og 8.

En strømmende blanding av olje, vann og gass er en vanlig hendelse i oljeindustrien som et produkt av en uprosessert brønnstrøm. En slik brønnstrøm kalles ofte en flerfaseblanding hvor olje, vann og gass kalles individuelle faser eller fraksjoner. Når mengden gass (GVF) er større enn 90% av det totale volumet i røret, blir brønnen ofte kalt en våtgassbrønn. For klarhets skyld dekker flerfasestrøm i forbindelse med denne patentsøknad hele fraksjonsområdet og inkluderer derfor både våtgass og flerfase strømningsforhold.

Oljebrønner kan også klassifiseres som lett eller tung olje. En kondensat er en meget lett olje hvor tettheten typisk er mindre enn 700 kg/m3 og viskositeten typisk er mindre enn 1 cP. En lett råolje (crude oil) har typisk en tetthet i området 700-900 kg/m3 og en viskositet i området 1-100 cP. En tung olje er mere viskøs og har en høyere tetthet. Typisk viskositetsområde er 100 — 10.000 cP og tetthet i området 850-1200 kg/m3. Vann har typisk enn tetthet i området 1000-1200 kg/m3 med en viskositet i området 0.5 - 2 cP.

For å optimalisere produksjonen og levetiden til et olje/gassfelt må operatører være i stand til regelmessig å overvåke utgangen av hver brønn i feltet. Den konvensjonelle måte å gjøre dette på er å bruke en testseparator. Testseparatorer er kostbare, okkuperer verdifull plass på en produksjonsplattform, og krever lang tid for å overvåke hver brønn grunnet kravet til stabiliserte strømningsforhold. I tillegg er testseparatorer bare moderat nøyaktige (typisk ± 5 to 10 % av hver fasestrømningsrate) og kan ikke brukes for kontinuerlig overvåkning av brønner. De fleste separatorer bruker tetthetsforskjellen mellom olje, vann og gass til å separere de tre fasene, enten ved å bruke jordens gravitet i en tank eller ved å bruke et syklonprinsipp. Disse teknikker er velkjente. Imidlertid, hvis tettheten av oljen og vannet er tilsvarende og viskositeten av oljen er høy, er ikke gravitets- eller syklonbaserte separatorer i stand til å gi skikkelig separasjon av olje og vannfasen, hvilket kan føre til store målefeil for testseparatoren.

En trefase strømningsmåler kan brukes i det første tilfellet i stedet for en testseparator og i det lange løp som en permanent installasjon på hver brønn. Det er flere teknikker og kjente instrumenter for å måle flerfase strømning, som vil bli videre beskrevet nedenfor. Slike instrumenter må være noenlunde nøyaktige (typisk bedre enn ± 5 % av hastigheten for hver fase), ikke -intrusive, pålitelige, uavhengige av strømningsregimet og gi nøyaktige målinger over hele komponentfraksjonsområdet. Et slikt arrangement ville spare produksjonstapet normalt assosiert med brønntesting. Slikt tap estimeres til å være omtrent 2% for en typisk offshoreinstallasjon. Allokeringsmåling er nødvendig når en felles rørledning brukes til å transportere utgangen fra et antall brønner eid av forskjellige selskaper til et prosesseringsanlegg. Dette blir for tiden oppnådd ved å passere utgangen av hver brønn gjennom en testseparator før den går inn i den felles rørledningen. I tillegg til ulempene ved testseparatoren beskrevet ovenfor kreves det imidlertid dedikerte testlinjer til hver brønn. En permanent installert trefase strømningsmåler ville tilby betydelige fordeler for allokeringsmåling.

Andre innretninger for måling av strømningsrater av en flerfaseblanding kan være basert på måling av forskjellige trykk over en begrensning i røret slik som et venturirør, blende (Orifice plate) V-kon, Dall-rør, strømningsmikser eller kile-rør. Eksempler på slike innretninger kan finnes i US 4638672, US 4974452, US 6332111, US 6335959, US 6378380, US 6755086, US 6898986, US 6993979, US 5,135,684, WO 00/45133 og WO03/034051.

Faktisk vil enhver begrensning i røret resultere i en endring i hastigheten til flerfaseblandingen og introdusere et trykkfall over begrensningen. Basert på fluiddynamikkteorien er kvadratroten av trykkfallet proporsjonal med den totale massestrømningsraten i røret. Et venturirør, Dall-rør, hullplate og V-kon er eksempler på en struktur hvor rørets diameter gradvis reduseres til en seksjon av røret med en mindre diameter. Den mindre seksjonen kan være kort eller en relativt lang seksjon. For en venturi blir diameteren gradvis ekspandert til den originale størrelsen av røret mens Dall-røret og hullplaten har en mer plutselig overgang etter den trange seksjonen. Massestrømningsmålinger med slike strukturer er velkjente og beskrevet i standarder, patenter og andre publikasjoner. En slik standard er ISO standard 5167 " Measurement offluidflow by means ofpressure differential devices inserted in circular cross- section conduits running full" part 1 - general principles and part 4 - venturi tubes.

Ifølge ISO 5167-1, kan massestrømningsraten beregnes som:

Ligning 1:

hvor:

Qm = total massestrømningsrate

C = utløpskoeffisient

P = diameterforhold mellom venturihals og rør

d = diameter av venturihals

Ap = malt trykkfall mellom innløp og venturihals

p = tetthet til flerfaseblanding

Anvendelsen av venturirør for flerfase og våtgass strømningsforhold er ytterligere beskrevet i " Design of a flow metering process for two- phase dispersedflows ", Int. J. Multiphase Flow vol 22, No 4, pp 713-732, " A study of the performance of Venturi meters in multiphase flow", av Hall, Reader-Harris, and Millington, 2nd North American Conference on Multiphase Technology og " Liquid Correction of Venturi Meter Readings in Wet Gas Flow", av Rick de Leeuw, North Sea Flow Measurement Workshop - 1997.

Utløpskoeffisienten C er en kalibreringskonstant for venturien, som kan finnes enten ved å kalibrere venturien på et fluid slik som vann, olje eller gass eller beregnes basert på de mekaniske dimensjoner og egenskaper til venturien. Disse teknikker er velkjente og blir ikke beskrevet ytterligere.

Det er også velkjent at utløpskoeffisienten for alle innretninger basert på måling av differensialtrykk over en begrensning i røret er en funksjon av Reynolds tall for flerfasefluidet ( f. eks. SPE 63118 - Qualification of a Nonintrusive Multiphase Flow Meter in Viscous Flow av D. I Atkinson et al (2000) - figur 5). I fluidmekanikk er Reynolds tall (Re) et dimensjonsløst tall som gir et mål på forholdet mellom treghetskrefter og viskøse krefter og følgelig kvantifiserer den relative viktigheten av disse to typer krefter for gitte strømningsforhold. For en strømning i rør blir Reynolds tall (Re) definert som:

Ligning 0:

hvor V er hastigheten til fluidet i røret, D er rørdiameteren, p er tettheten til fluidet i røret og u er viskositeten til fluidet i røret.

I det etterfølgende blir venturien benyttet som et eksempel. Imidlertid gjelder de samme prinsippene også for andre differensialbaserte strømningsinnretninger slik som en V-kon, Dall-rør og blende.

Når Reynoldstallet er høyt, hvilket er typisk for de fleste flerfaseanvendelser med gass, vann og kondensat/lettolje, er utløpskoeffisienten typisk i området 0,98 - 1,0. For disse anvendelser kan det enkelt brukes en fast utløpskoeffisient i området 0,98 - 1,0 for venturien uten å introdusere noen betydelige feil i beregningene av strømningsratene.

For flerfaseanvendelser hvor oljeviskositeten er betydelig høyere enn for vann (f.eks. > 10 cP), kan imidlertid Reynoldstallet reduseres slik at venturien opererer i et område hvor utløpskoeffisienten er betydelig lavere enn 1,0 og også varierer med Reynoldstallet.

Figur 10 viser eksempler på hvordan venturi utløpskoeffisienten (20/22) endrer seg som en funksjon av Reynoldstallet (21). Fra figur 10 kan det sees at utløpskoeffisienten for denne bestemte venturi endrer seg fra 0,6 til 1,0 når Reynoldstallet endrer seg fra 70 til 1 000 000. For tungoljeapplikasjoner kan Reynoldstallet være under 10 hvilket gir en venturi utløpskoeffisient i området 0,2 - 0,3.

Enhver flerfasemåler som bruker en differensialbasert innretning til å bestemme strømningsraten til flerfase fluidblandingen, må derfor bestemme Reynoldstallet til flerfasefluidet for å gi pålitelig måling av strømningsraten. Dette er spesielt viktig for tungoljeapplikasjoner siden variasjonen i Reynoldstallet da er betydelig.

Det er mange innretninger og fremgangsmåter for trefase strømningsmålinger. Disse strømningsinnretninger kan kategoriseres på mange måter og en måte er å dele dem inn i tre kategorier avhengig av hvilken type væskeemulsjon måleren kan håndtere. Den første kategorien er fremgangsmåter/innretninger som bare dekker oljekontinuerlige strømningsforhold, en andre kategori er fremgangsmåter/innretninger som bare dekker vannkontinuerlige forhold og en tredje kategori er fremgangsmåter som dekker både olje- og vannkontinuerlige strømningsforhold. Oljekontinuerlige forhold betyr at vannet er dispergert i oljen som dråper slik at oljen blir det kontinuerlige medium i den flytende fasen. Væsken kan dispergeres som dråper i gassen eller gassen kan være dispergert som bobler i den flytende fasen. Væsken i eksempelet ovenfor er imidlertid fremdeles oljekontinuerlig. Tilsvarende er væsken vannkontinuerlig når oljen er dispergert som dråper i vannfasen. En vann/oljeblanding er også vanligvis kalt en emulsjon og tilsvarende kan emulsjonen enten være olje eller vannkontinuerlig. For hver kategori kan det også være flere underkategorier slik som tomografiske / ikke-tomografiske fremgangsmåter og innretninger, og intrusive / ikke-intrusive fremgangsmåter og innretninger osv.

Vannandelen, eller vann-væske forholdet (WLR for water liquid ratio) defineres som mengden vann (prosentdel) i væskeemulsjonen (f.eks. olje + vann) i en flerfaseblanding (f.eks. olje + vann + gass). For WLR'er under 20% er væskeemulsjonen generelt oljekontinuerlig og tilsvarende for WLR over 80% er væskeemulsjonen normalt vannkontinuerlig. I et bestemt WLR område kan væskeemulsjonen være enten vannkontinuerlig eller oljekontinuerlig. Dette området som vanligvis kalles overgangsområdet (switching region) siden væsken kan endres fra oljekontinuerlig til vannkontinuerlig eller motsatt. Lett råolje har typisk et overgangsområde for WLR i området fra 35% til 70% mens tungolje eller viskøse oljer typisk har et overgangsområde fra i WLR området fra 20% til 80%.

Væskefasen har ganske forskjellig karakteristikk avhengig av om væskeemulsjonstypen er olje-eller vannkontinuerlig. Hvis vannet er salt er en oljekontinuerlig emulsjon ikke-ledende mens en vannkontinuerlig emulsjon er ledende. Hvis vannet er ferskt er det ingen betydelig forskjell i konduktiviteten til emulsjonen. Imidlertid er dielektrisitetskonstanten til emulsjonen ganske forskjellig i de to tilfeller uansett saltholdigheten til vannet, som vist i figur 9. Dielektrisitetskonstanten til en oljekontinuerlig emulsjon 18 er i figur 9 plottet for et vann-væske forhold på 0 - 100% på samme graf som dielektrisitetskonstanten til en vannkontinuerlig emulsjon 16 ved bruk av Bruggeman's blandelov som beskrevet i " Electromagnetic mixing formulas and applications - IEE Electromagnetic Wave Series 47" av Ari Shivola for beregning av dielektrisitetskonstanten for emulsjonen. I dette eksempelet har oljen en dielektrisitetskonstant på 2,0 og vann har en dielektrisitetskonstant på 80 (ferskvann). Som det kan sees fra grafen er den relative forskjellen særlig stor i overgangsområdet indikert med en pil 13.

Viskositeten til væskeemulsjonen har også en tilsvarende oppførsel som vist i figur 8. Viskositeten til en oljekontinuerlig emulsjon 15 er plottet som en funksjon av en WLR på samme graf som viskositeten til en vannkontinuerlig væskeemulsjon 13. Viskositeten til en olje/vannemulsjon beregnes som beskrevet i " A study of the performance of Venturi meters in multiphase flow", av Hall, Reader-Harris, og Millington, 2nd North American Conference on Multiphase Technology. I dette eksempelet brukes en oljeviskositet på 20 cP (typisk lettolje) og en vannviskositet på 1,5 cP (saltvann). Som det kan sees fra grafen er den relative forskjellen i væskeviskositeten særlig stor i overgangsområdet indikert ved en pil 14. Siden viskositeten til oljen også er temperaturavhengig, må oljeviskositeten også korrigeres for temperatureffekten. Figur 2 i publikasjonen " Viscosity of oil and water mixtures ", av A. E Corlett et al, BHR group Multiphase workshop 1999, viser et eksempel på temperatureffekten av oljeviskositeten. Denne figuren er for enkelthets skyld inkludert som figur 11. For vannkontinuerlige strømningsforhold (24), er viskositeten typisk under 0,02 Pa<*>s (f.eks. 2 cP). Overgangsområdet mellom olje og vannkontinuerlig fremstår i vannfraksjonsområdet 40 - 60% for denne bestemte oljen. For en temperatur på 40 °C er viskositeten av væskeemulsjonen i området 0,01 - 0,025 Pa<*>s (10-25 cP) når vannfraksjonen endrer seg fra 0-40%. For en temperatur på 15 °C er imidlertid væskeviskositeten i området 0,04-0,07 Pa<*>s (40-70 cP) når vannfraksjonen er i området 0-40%. En endring i temperaturen på 25 °C vil derfor endre væskeviskositeten med 180% i dette tilfellet.

For å være i stand til å beregne væskeviskositeten for en olje/vannemulsjon, er det derfor viktig å kjenne oljeviskositeten og vannviskositeten i tillegg til emulsjonstypen (olje eller vannkontinuerlig). Siden oljeviskositeten også er en funksjon av temperaturen, er det også viktig å vite hvordan oljeviskositeten endres som en funksjon av temperaturen. I tillegg er det også nødvendig å vite hvordan mengden vann modifiserer viskositeten til en oljekontinuerlig emulsjon. Viskositetsforskjellen mellom en olje og vannkontinuerlig emulsjon er særlig stor for tungoljeforhold, hvor viskositeten til en oljekontinuerlig emulsjon kan være i området 3000-10000 cP, mens viskositeten til en vannkontinuerlig emulsjon kan være mindre enn 2 cP.

I feltapplikasjoner hvor oljeviskosen er høy (typisk over 100 cP), kan oljeviskositeten endre seg over tid og den er også vanskelig å forutsi som en funksjon av temperatur. For flerfaseapplikasjoner hvor oljeviskositeten er betydelig høyere enn vannviskositeten og det benyttes en differensialtrykkinnretning, slik som en venturi, for å bestemme masse (og volum) strømningsraten til fluidblandingen, er det derfor viktig å vite om emulsjonstypen er olje eller vannkontinuerlig, WLR og viskositet til oljen slik at det kan benyttes korrekt venturi utløpskoeffisient. Uten slik kjennskap kan væske og gass strømningsrate lett inneholde målefeil som er i området fra 10 - 300% avhengig av viskositeten til oljen.

En måte å identifisere om emulsjonen er olje eller vannkontinuerlig er å utføre laboratorieeksperimenter med bestemt olje og vann for feltet, for å bestemme når olje/vannblandingen endres fra olje til vannkontinuerlig og motsatt som en funksjon av den målte midlere WLR. Problemet med denne metoden er at WLR grensen for endring til olje og vannkontinuerlig, og motsatt, vil være meget avhengig av temperatur og strømningsrate, og felterfaring med flerfasemålere har vist at det ikke er praktisk å bruke en slik metode siden WLR området for overgang mellom olje og vannkontinuerlig vil inneholde store variasjoner selv om den midlere WLR er kjent.

Foreliggende oppfinnelse overvinner denne svakhet med eksisterende flerfase strømningsmålere som er basert på en venturi eller annen differensialtrykkinnretning) slik som en V-kon eller Dall-rør) for å bestemme masse og volum strømningsrater. Foreliggende oppfinnelse utfører en dedikert måling for å bestemme Reynoldstallet for flerfaseblandingen. Det målte Reynoldstallet brukes deretter til å beregne den korrekte utløpskoeffisienten for en differensialtrykkbasert strømningsmåler slik som en venturi, V-kon, kile-måler eller Dall-rør.

Oppfinnelsen kan brukes i kombinasjon med enhver differensialbasert flerfase strømningsmåler slik at strømningsmåleren kan oppnå en korrekt utløpskoeffisient på tross av endringer i oljeviskositeten, WLR eller emulsjonstypen forårsaket av store variasjoner i Reynoldstallet.

I en foretrukket utførelse av oppfinnelsen kan en emulsjonsklassifikasjonsmåling også brukes for å bestemme oljeviskositeten. Når Reynolds tall er kjent, sammen med WLR, kan oljeviskositeten beregnes forutsatt at emulsjonstypen er oljekontinuerlig. Dette er mulig siden Reynolds tall er meget avhengig av oljeviskositeten for en oljekontinuerlig væskeemulsjon mens oljeviskositeten praktisk talt har ingen påvirkning på Reynolds tall når emulsjonen er vannkontinuerlig. For en oljekontinuerlig emulsjon kan derfor oljeviskositeten bestemmes. Oljefelt som produserer tungolje bruker ofte en lett olje (kalt fortynning) for å redusere viskositeten til oljen. Fortynningen blandes med tungoljen i reservoaret for å gjøre det enklere å produsere oljen (en lett olje med lav viskositet er enklere å produsere sammenlignet med en tung olje). Fortynningen har typisk en meget lav viskositet (mindre enn 10 cP) mens den tunge oljen typisk har en høy viskositet (> 1000 cP). Når oljeviskositeten til flerfasefluidet kan bestemmes med flerfasemåleren, kan denne informasjonen deretter brukes til å bestemme forholdet mellom reservoarolje og fortynningsolje hvilket er en viktig kontrollparameter for å optimalisere produksjon og utvinning for tungoljefelt.

Flerfase strømningsmålere som bruker en differensialtrykkinnretning for å bestemme strømningsraten er velkjent på området. Eksempler på slike innretninger kan finnes i US 4638672, US 4974452, US 6332111, US 6335959, US 6378380, US 6755086, US 6898986, US 6993979, US 5135684, US6935189, US7624652, WO 00/45133, WO03/034051, WO 02/44664.

Felles for alle disse innretninger er at de ikke er i stand til å bestemme Reynolds tall til flerfaseblandingen. Som en konsekvens er innretningene ikke i stand til å utføre pålitelig måling av flerfasefluidet hvis oljeviskositeten er høy, særlig for anvendelser hvor emulsjonstypen endres fra vannkontinuerlig til oljekontinuerlig. Tilsvarende er disse innretninger ikke i stand til å utføre pålitelige målinger for tungoljeapplikasjoner hvor oljeviskositeten kan variere over et bredt område på grunn av variasjoner i innholdet av fortynningsolje, på grunn av naturlige variasjoner i oljeviskositeten i reservoaret eller på grunn av innkommende blanding (comingling) av brønner med forskjellige oljeviskositeter.

Innretninger for måling av fluidviskositet og/eller Reynolds tall er også vanlig kjent. Eksempler på slike innretninger kan finnes i US 8353220 og US 5661232, basert på en coriolis type strømningsmåler. En annen vanlig benyttet innretning for å utføre viskositetsmålinger er innretninger basert på et vibrerende element som settes inn i strømningen. Eksempler på slike innretninger kan finnes i US 8316722 og US 7325461, som er basert på elektronisk drevne vibrerende transdusere. Enda en annen type er basert på vortexsensorer slik som US 8161801.

Viskositetssensorer basert på coriolis type strømningsmålere og mekaniske vibrerende elementer er ikke egnet for måling av væskeviskositet i flerfasefluider inneholdende gass siden gassen vil ha stor påvirkning på den mekaniske resonansfrekvensen og kan til og med hindre den mekaniske innretningen fra å resonnere. Coriolis type strømningsmålere og vibrerende elementer er også kjent å være ømtålige innretninger som ikke er velegnet for de barske omgivelsene i en uprosessert strøm av olje, vann og gass fra en brønn. Uprosesserte brønnstrømninger kan også inneholde sand som kan forårsake skader på intrusive innretninger slik som et vibrerende mekanisk element eller vortexsensor.

Et vibrerende element kan brukes i forbindelse med en flerfasemåler hvis det installeres på en slik måte at gassinnholdet rundt det vibrerende elementet er nær null. Ved å installere det vibrerende elementet i en horisontal eller vertikal blind-T i røret, kan gassinnholdet være lavt nok for å utføre pålitelige målinger. Imidlertid, da kan det være at fluidet i blind-T'en ikke er representativt for væsken i røret og slik vil viskositetsmålingen inneholde en stor usikkerhet hvis det er variasjon i den flytende fasen (f.eks. variasjon i WLR eller oljetypen).

Det er hensikten med denne oppfinnelsen å overvinne de ovenfor nevnte begrensninger ved eksisterende løsninger.

Det er hensikten med denne oppfinnelsen å utføre nøyaktige målinger av Reynolds tall for en flerfaseblanding som inneholder gass.

Det er hensikten med denne oppfinnelsen å bestemme utløpskoeffisienten for en differensialbasert strømningsinnretning som en funksjon av det målte Reynolds tall for flerfaseblandingen.

Det er hensikten med denne oppfinnelsen å bestemme oljeviskositeten for en flerfaseblanding inneholdende olje, vann og gass.

Det er hensikten med denne oppfinnelsen å bestemme fortynningen (lettolje) og tungoljekomponenten av en flerfasestrøm inneholdende tungolje, fortynning, gass og vann.

Det er hensikten med oppfinnelsen å tilveiebringe en ikke-intrusiv innretning for å utføre målingene.

Det er hensikten med oppfinnelsen å tilveiebringe en kompakt mekanisk struktur for å utføre målingene.

Disse hensikter oppnås ifølge oppfinnelsen ved en fremgangsmåte omfattende de følgende trinn: a. strømningsratene til de individuelle komponenter i flerkomponentblandingen blir målt,

b. Reynolds tall for flerkomponentblandingen blir målt, og

c. basert på resultatet fra trinn a og b, blir en mer nøyaktig strømningsrat av de individuelle komponentene i flerkomponentblandingen beregnet.

Apparatet ifølge oppfinnelsen er viderekarakterisert vedtrekkene som definert i det selvstendige krav 8.

Uselvstendige krav 2-7 og 9-14 definerer foretrukne utførelser av oppfinnelsen.

Foreliggende oppfinnelse er basert på måling av Reynolds tall basert på måling av trykkfallet over den langsgående del av en rørseksjon med kjent veggruhet, typisk større enn ruheten til det omgivende ledningsnettet inkludert flerfasemåleren. Veggruheten bør være stor nok slik at strømningen er turbulent selv for lave Reynolds tall. En veggruhet større enn 0,05 er tilstrekkelig for de fleste applikasjoner. Veggruheten er her definert som ruheten til rørveggen i forhold til rørdiameteren. Ved å måle trykkfallet over rørseksjonen med stor veggruhet, kan Reynolds tall for fluidet som strømmer i rørseksjonen bestemmes forutsatt at hastigheten og tettheten til flerfasefluidet er kjent.

Hastigheten og tettheten til flerfasefluidet bestemmes av en flerfase strømningsmåler. En flerfase strømningsmåler basert på en differensialtrykk strømningsinnretning er særlig egnet for denne oppfinnelsen siden Reynolds tall er nødvendig for disse innretninger for å bestemme utløpskoeffisienten til strømningsmåleren. Eksempler på dP-baserte flerfase strømningsmålere er venturi, Dall-rør, V-kon, kile og blende. En flerfasemåler er også egnet for å måle fraksjonene til flerfaseblandingen. Flerfasemåleren kan være basert på et tomografisk måleprinsipp hvor væskefordelingen i rørtverrsnittet også kan bestemmes eller den kan være basert på et ikke-tomografisk måleprinsipp som antar at flerfasemålingen er jevnt fordelt i tverrsnittet av røret. Eksempler på et tomografisk måleprinsipp som kan brukes for å bestemme hastigheten og tettheten er beskrevet i US 7624652.

De vanligste flerfasemålerne antar en homogen blanding av olje, vann og gass i tverrsnittet av røret. For å bestemme de individuelle fraksjonene av en flerkomponentblanding av tre komponenter slik som gass, vann og råolje, er det da tilstrekkelig å utføre måling av to uavhengige fysiske egenskaper relatert til komponentene i blandingen siden summen av fraksjonene okkuperer 100 % av rørets tverrsnitt, og kan brukes som den tredje ligningen.

Eksempler på kombinasjoner egnet for måling av fraksjoner av en flerfaseblanding er permittivitet målt i kombinasjon med tetthetsmåling, konduktivitetsmåling i kombinasjon med tetthetsmåling og to masseabsorbsjonsmålinger ved to forskjellige energinivåer. Permittivitetsmålingen kan være basert på ethvert kjent prinsipp. De mest vanlige er enten basert på mikrobølgesensorprinsipper eller kapasitanssensorprinsipper. For å beregne fraksjonene av komponentene må de korresponderende fysiske egenskaper til hver av komponentene være kjent. F.eks. når permittivitet og tetthetsmåling brukes til å måle permittiviteten og tettheten til en flerfaseblanding inneholdende gass, vann og olje, må permittiviteten og tettheten til gassen, vannet og oljen være kjent for å beregne volumfraksjonene av gass, vann og olje i røret. Disse måleprinsipper for flerfasemålinger er velkjente og beskrevet i mange av referansene som allerede er angitt i dette dokumentet. Prinsippene er også velkjent for industrien og beskrevet i Handbook of Multiphase Flow Metering ( 2005) utgitt av Norwegian Society for Oil and Gas Measurement.

Basert på det målte Reynolds tall med foreliggende oppfinnelse, kan en mer korrekt utløpskoeffisient beregnes av flerfasemåleren. Basert på denne nye verdien til utløpskoeffisienten kan en mer korrekt hastighet for flerfasefluidet bestemmes hvilket igjen kan benyttes til å beregne et mer korrekt Reynolds tall ved foreliggende oppfinnelse. Ved å fortsette denne iterative samvirkning mellom beregningene av foreliggende oppfinnelse og flerfasemåleren inntil det målte Reynolds tall har konvergert til en stabil verdi (ikke endrer seg mer) har Reynolds tall og strømningsraten til flerfaseblandingen blitt bestemt. Beregningen kan også utføres uten gjentagelse, men da kan nøyaktigheten bli redusert.

Ved å utføre en andre måling som er egnet til å klassifisere væskeemulsjonstypen som enten olje eller vannkontinuerlig, er det også mulig å bestemme viskositeten til oljefraksjonen. WLR (water liquid ratio) av væskefraksjonen blir målt av flerfasemåleren. Når WLR til væskefraksjonen er kjent og emulsjonen er oljekontinuerlig kan oljeviskositeten enkelt beregnes ved bruk av ligningen som relaterer væskeviskositeten til oljeviskositeten, vannviskositeten og WLR, som beskrevet i " A study of the performance of Venturi meters in multiphase flow ", av Hall, Reader-Harris, og Millington, 2nd North American Conference on Multiphase Technology. Effekten av gass på flerfaseblandingen kan enkelt tas hensyn til ved å bruke den velkjente Nissan-Grundberg ligningen, som relaterer viskositeten av en væske/gassblanding til massefraksjonen av væsken og gassen og viskositeten av de individuelle væske og gassfraksjonene. Når viskositeten av oljefraksjonen er kjent kan den brukes til å beregne mengden av fortynning injisert i en tungolje brønnstrøm, forutsatt at viskositeten av tungoljen og fortynningen er kjent.

Det unike ved foreliggende oppfinnelsen er evnen til å tilveiebringe en måling av Reynolds tall av en flerfaseblanding, som deretter kan brukes til å korrigere målingen av strømningsraten av en flerfase strømningsmåler på en slik måte at flerfase strømningsmåleren er i stand til å håndtere en stor variasjon i området for væskeviskositet som er vanlig for tungolje strømningsforhold. Målingen av Reynolds tall utføres under stabile strømningsforhold (dvs. målingen utføres ved samme tetthet og hastighet som i flerfasemåleren) og baserer seg ikke på noen mekanisk vibrerende innretning. Det er kjent at gjenvinningstrykket for en venturi er relatert til viskositeten og tettheten av fluidet i røret og derfor også Reynolds tall til strømningen (f.eks. US 7469188). Felteksperimenter hvor gjenvinningstrykket til en venturi sammen med målt tetthet av en flerfaseblanding har blitt benyttet til å bestemme viskositeten og Reynolds tall har imidlertid vist seg ikke å være vellykket. Hovedgrunnen for dette er at det er for mange parametere som er relatert til gjenvinningsdifferensialtrykket, slik at det er vanskelig å finne en utvetydig løsning for flerfasefluidets viskositet og Reynolds tall. Som et eksempel vil både hastigheten og tettheten til fluidet endre seg i gjenvinningsdelen av venturien, og endringen i tetthet og hastighet kan fortsette langt utenfor utløpet av venturien. Denne effekten kan ikke estimeres eller enkelt modelleres og gjør det vanskelig å tilveiebringe pålitelige beregninger av Reynolds tall. Foreliggende oppfinnelsen overvinner dette problemet siden fluidtettheten og fluidhastigheten ikke endrer seg mellom Reynoldssensoren og flerfasemåleren, siden de har den samme diameteren og ingen obstruktive elementer mellom dem. En veldefinert løsning for Reynolds tall sikres ved at forholdet mellom Reynolds tall, differensialtrykk og strømningsrate (hastighet og tetthet) er meget forskjellig. I Reynoldssensoren er det friksjon alene som generer differensialtrykket, mens det i venturien er en kombinasjon av impuls og friksjon.

En annen unik egenskap ved foreliggende oppfinnelse er evnen til å bestemme mengden av fortynninger som er blandet inn i en tungolje brønnstrøm.

Enda en unik egenskap ved foreliggende oppfinnelse er at den virker i en uprosessert brønnstrøm som inneholder gass, vann og andre korrosive kjemikalier i tillegg til sand.

Oppfinnelsen vil bli ytterligere beskrevet i det etterfølgende med henvisning til figurene, hvor: Figur 1 viser er skjematisk langsgående snittbilde av en første eksemplifisert utførelse av et apparat for å måle Reynolds tall og korrigere strømningsratene til en differensialtrykkbasert flerfasemåler ifølge oppfinnelsen, Figur 2 viser et skjematisk langsgående snittbilde av en andre eksemplifisert utførelse av et apparat for å måle Reynolds tall og korrigere strømningsratene til en differensialtrykkbasert flerfasemåler ifølge oppfinnelsen, Figur 3 viser et skjematisk langsgående snittbilde av en tredje eksemplifisert utførelse av et apparat for å måle Reynolds tall og korrigere strømningsratene til en differensialtrykkbasert flerfasemåler ifølge oppfinnelsen, Figur 4 viser et skjematisk langsgående snittbilde av en eksemplifisert utførelse av et apparat for å måle Reynolds tall ifølge oppfinnelsen, Figur 5 viser et skjematisk langsgående snittbilde av en første eksemplifisert utførelse av et apparat for å klassifisere væskeemulsjonstypen ifølge oppfinnelsen, Figur 6 viser et skjematisk langsgående snittbilde av en andre eksemplifisert utførelse av et apparat for å klassifisere væskeemulsjonstypen ifølge oppfinnelsen, Figur 7 viser et skjematisk langsgående snittbilde av en tredje eksemplifisert utførelse av et apparat for å klassifisere væskeemulsjonstypen ifølge oppfinnelsen, Figur 8 viser en graf over væskeviskositeten til en oljekontinuerlig og vannkontinuerlig væskeemulsjon, Figur 9 viser en graf over dielektrisistetskonstanten (permittiviteten) for en oljekontinuerlig og vannkontinuerlig væskeemulsjon,

Figur 10 viser en graf for utløpskoeffisienten for en venturi mot Reynolds tall,

Figur 11 viser en graf for væskeviskositeten som en funksjon av vannfraksjonen (WLR) for oljekontinuerlig og vannkontinuerlige væskeemulsjoner og variasjoner i temperaturen, Figur 12 viser en graf over det målte tap mot frekvens ved oljekontinuerlig væskeemulsjon for apparatet i figur 5, Figur 13 viser en graf av det målte tap mot frekvens ved vannkontinuerlig væskeemulsjon for apparatet i figur 5, Figur 14 viser en graf over et emulsjonsklassifikasjonstrekk, utledet fra det målte tap mot frekvens for vann og oljekontinuerlige væskeemulsjoner for apparatet i figur 5, mot WLR for forskj ellige flerfasestrømningsregimer.

Nedenfor er en sammenfatning av hovedelementene involvert i å bestemme Reynolds tall for flerfaseblandingen og hvordan den brukes til å korrigere strømningsratene for en flerfase strømningsmåler. Hovedelementene involvert i å klassifisere væskeemulsjonen er også beskrevet.

Foreliggende oppfinnelse inneholder en rørformet seksjon 1 som inneholder en seksjon med en høy veggruhet 3. For enkelthets skyld er denne seksjonen i den etterfølgende beskrivelse av foreliggende oppfinnelse kalt «Reynholdssensoren». Veggen til Reynoldssensoren kan ha «sagtann» mønster som vist i figur 1, men enhver annen mekanisk utforming som gir en ru overflate, slik som store gjenger eller rektangulære ringer 3, som vist i figur 2, kan benyttes. Foreliggende oppfinnelse inkluderer også en flerfasemåler 2. Flerfasemåleren kan være av enhver type, slik som de som er beskrevet i de foregående avsnitt, som inneholder en differensialtrykkbasert strømningsmåler. Flerfase strømningsmåleren beskrevet i US 7624652 er særlig egnet for dette formål, og for enkelthets skyld brukes denne strømningsmåleren for å eksemplifisere oppfinnelsen i beskrivelsen nedenfor.

Innretningen eller flerfasemåleren, inneholder også en temperatur og trykkmåling for kompensasjonsformål, men enkelthets skyld er disse innretninger utelatt i den etterfølgende diskusjon.

Rørdiameteren til Reynoldssensoren skal ha omtrent den samme rørdiameter som flerfasemåleren som indikert ved pilen 4'. Hastigheten av flerfasefluidet i Reynoldssensoren vil da være den samme som hastigheten i flerfasemåleren så lenge Reynoldssensoren er plassert umiddelbart oppstrøms eller nedstrøms flerfasemåleren.

Avtapninger (5/6) for måling av differensialtrykket er plassert ved begge ender av Reynoldssensoren. En konvensjonell differensialtrykksender 4 kan brukes til å måle trykkfallet over Reynoldssensoren.

Endringer i en ikke-viskøs strømning som beveger seg fra punkt A til punkt B langs et rør er beskrevet ved Bernoulli's ligning,

Ligning 2 :

hvor p er trykket, V er midlere fluidhastighet, p er fluidtettheten, z er den vertikale avstanden mellom dP-avtapningene (5/6), og g er gravitetsakselerasjonskonstanten.

Bernoulli's ligning angir at den totale energien h (head) langs en strømningslinje i røret (parameterisert ved x) forblir konstant. Dette betyr at hastighetshøyde kan konverteres til gravitetshøyde og/eller trykkhøyde (eller motsatt), slik at den totale energien h forblir konstant. Ingen energi tapes i en slik strømning.

For reelle viskøse fluider blir mekanisk energi konvertert til varme (i det viskøse grenselaget

langs pipeveggene) og tapes fra strømningen. Derfor kan man ikke bruke Bernoulli's prinsipp om beholdt energi til å beregne strømningsparametere. Fremdeles kan man holde øye på denne tapte energi ved å introdusere et annet uttrykk (kalt viskøs høyde) i Bernoulli's ligning for å få,

Ligning 3 :

hvor D er rørdiameteren. Når strømningen beveger seg ned langs røret vil viskøs høyde sakte akkumuleres og ta tilgjengelig høyde vekk fra trykk, gravitet og hastighetshøydene. Fremdeles vil den totale energien h forbli konstant.

Siden rørdiameteren til Reynoldssensoren er den samme som rørdiameteren til flerfasemåleren vil vi da vite at fluidhastigheten V er den samme i de to tilfeller (forblir konstant). Med D og V konstant kan vi integrere den viskøse høydeligningen og løse for trykket ved punkt B (6),

Ligning 4 :

hvor L er lengden av Reynolds-sensoren, punkt A er posisjonen til den første dP-avtappingen (5) og punkt B er posisjonen til den andre dP-avtappingen (6) og Az er endringen i rørhøyde mellom 5 og 6.

Det viskøse høydeuttrykket skaleres med rørfriksjonsfaktoren f. Generelt avhenger f på Reynoldstallet R til rørstrømningen, og den relative ruheten e/D av rørveggen,

Ligning 5:

Ruhetsmålet e er den midlere størrelsen av ujevnhetene på rørveggen. Den relative ruheten e/D er derfor størrelsen av ujevnhetene sammenlignet med diameteren til røret. For kommersielle rør er dette vanligvis et meget lite tall. Et perfekt glatt rør ville ha en ruhet på null.

For laminære strømninger uten noe gass (R < 2000 i rør), kan f utledes analytisk, og resultatet er vist i likning 6 nedenfor:

Ligning 6:

Imidlertid, når veggens runet er stor (f.eks. større enn 0,05), vil ruheten til veggen introdusere turbulens i strømningen og strømningen vil derfor være turbulent for Reynolds-tall godt under 2000. Når gass er til stede i flerfasestrømningen vil strømningen også oppføre seg turbulent for meget lave Reynolds-tall, forutsatt at vegg-ruheten er stor nok.

Med andre ord bør den relative ruheten e/D i Reynolds-sensoren være innrettet slik at turbulent strømning oppnås for de flerfase strømningsforhold sensoren er ment å brukes for.

For turbulent strømning kan f enkelt bestemmes fra eksperimentell kurvetilpasning. Én slik tilpasning tilveiebringes av Colebrook (1938) - " Turbulent Flow in Pipes ", Journal of the Inst. Civil Eng. ( 11), side 133" og vist i likning 7 nedenfor.

Ligning 7:

Ved å måle trykket i punkt A(5) og punkt B(6), tilveiebringer hastigheten til flerfaseblandingen V og flerfaseblandingens tetthet p fra flerfasestrømningsmåleren 2, kan Reynolds-tall for flerfaseblandingen enkelt beregnes på en iterativ måte basert på likning 7 og likning 4.

Som et alternativ kan en eksperimentert utledet kurve eller likning som relaterer Reynolds-tall til friksjonsfaktoren oppnås ved å utføre strømningssløyfeeksperimenter med Reynolds-sensorer for strømningsforhold med kjente Reynolds-tall.

Reynolds-tallet til flerfasefluidet kan deretter enkelt bestemmes ved å måle trykket i punkt A(5) og punkt B(6) og bruke likning 4 til å beregne friksjonsfaktoren. Når friksjonsfaktoren er kjent kan det eksperimentert utledete forhold mellom friksjonsfaktoren og Reynolds-tall brukes til å beregne Reynolds-tall for flerfaseblandingen. I en ytterligere beskrivelse av foreliggende oppfinnelse kalles dette Reynolds-tall for "målt Reynolds-tall".

Basert på det målte Reynolds-tall kan en forbedret utløpskoeffisient for venturien (eller enhver annen differensialtrykk basert strømningsmåler) beregnes. Figur 10 viser et plott av venturi utløpskoeffisienten 22 mot Reynolds-tall 21 for en typisk venturi. Datapunktene 20 har blitt tilveiebrakt eksperimentelt i en strømningssløyfe. Ved å gjøre en kurvetilpasning til de eksperimentelt utledete datapunktene 20 kan det utledes en likning som relaterer venturi utløpskoeffisienten til det målte Reynolds-tall. Denne likningen blir deretter benyttet til å beregne en forbedret utløpskoeffisient basert på det målte Reynolds-tall. Basert på den forbedrede utløpskoeffisienten kan en forbedret hastighet av flerfaseblandingen beregnes, hvilket igjen brukes til å beregne en forbedret friksjonsfaktor og forbedret målt Reynolds-tall, som igjen brukes til å beregne en forbedret utløpskoeffisient for venturien. Denne beregningsprosessen gjentas inntil det målte Reynolds-tall har konvergert til en stabil verdi.

Metoden for å måle Reynolds-tall og korrigere strømningsraten til flerfasemåleren for variasjoner i Reynolds-tall kan sammenfattes i de følgende trinn: 1) Bruk venturi utløpskoeffisienten fra tidligere beregning som startverdi og beregn hastigheten til flerfaseblandingen. 2) Beregn den målte friksjonsfaktor for Reynolds-sensoren basert på hastigheten fra trinn 1 sammen med målt tetthet for flerfaseblandingen fra flerfasemåleren, målt trykkfall over Reynolds-sensoren og likning 4. 3) Bruk det eksperimentelt utledete forhold (kurve) mellom friksjonsfaktor og Reynolds-tall fra Reynolds-sensoren til å beregne det målte Reynolds-tall. 4) Bruk et eksperimentelt utledet forhold (kurve) mellom Reynolds-tall og venturi utløpskurve til å beregne en ny og forbedret verdi av venturi utløpskoeffisienten. 5) Gjenta trinn 1-4 inntil det målte Reynolds-tall (og derfor også utløpskoeffisienten) har konvergert til en stabil verdi.

Trinn 2 og 3 ovenfor kan også erstattes av en iterativ beregning basert på likning 4 og 7, imidlertid vi li praksis et eksperimentelt utledet forhold mellom friksjonsfaktoren og Reynolds-tall som beskrevet i trinn 2 og 3 gi det mest nøyaktige resultatet.

Figur 2 viser en annen foretrukket utførelse av foreliggende oppfinnelse hvor ruheten til Reynolds-sensoren lages av rektangulære ringer eller spor 3 i veggens overflate. Den indre diameteren 4' av de rektangulære ringene 3 er det samme som rørdiameteren slik at hastigheten i Reynolds-sensoren er den samme som hastigheten i røret.

En mer praktisk realisering av veggens ruhet er vist i figur 4 hvor ruheten gjøres basert på en kombinasjon av et sagtannmønster og rektangulære ringer 3. Dette mønstret er kostnadseffektivt å fabrikkere i en CNC-operert maskineringsbenk.

Figur 3 viser en annen foretrukket utførelse av foreliggende oppfinnelse hvor en andre differensiell trykksender 5' brukes til å måle trykkfallet over en rørseksjon (7/8) av samme lengde som Reynolds-sensoren (5/6). Veggens ruhet i denne rørseksjonen skal være lav, og fortrinnsvis den samme verdi som flerfasemåleren. Siden veggens ruhet i denne seksjonen er lav vil friksjonen også være lav. Ved å sammenligne det målte trykkfallet over Reynolds-sensoren 4 med trykkfallet over en normal rørseksjon av samme lengde som Reynolds-sensoren, er det mulig å oppnå en differensialmåling av friksjonsfaktoren. Med andre ord, basert på dette arrangementet er det mulig å oppnå en friksjonsmåling som er relativt friksjonen av det normale røret (dvs. røret i flerfasemåleren). Algoritmene for å beregne det målte Reynolds-tall og korrigere venturi utløpskoeffisienten vil være den samme som beskrevet tidligere, hvor den eneste modifikasjonen er at den eksperimentelle kurven som relaterer friksjonsfaktoren til det målte trykkfallet i Reynolds-sensoren vil erstattes med en eksperimentell kurve som relaterer friksjonsfaktoren til den relative forskjell mellom målingene i 4 og 5'. Eksempler på egnede matematiske uttrykk for den relative forskjellen mellom 4 og 5' er forholdet mellom 4 og 5' eller differansen mellom 4 og 5'.

Foreliggende oppfinnelse kan også utvides med en emulsjonsklassifiseringsmåling for å bestemme viskositeten til oljefraksjonen. En emulsjonsklassifikasjonsmåling er en måling som er egnet for å bestemme om væskefasen er olje eller vannkontinuerlig. Eksempler på innretninger egnet til å utføre emulsjonsklassifikasjonsmålinger er vist i figur 5, 6 og 7. En senderantenne 10 og mottakerantenne 11 er plassert i et rør 1. Avstanden mellom antennene 10 og 11 kan være fra 1 til noen få rørdiametre. Antennene kan være av enhver type egnet for å sende elektromagnetisk energi inn i røret. En koaksial antenne er en vanlig måte for å oppnå dette. Siden konstruksjon av antenner er velkjent teknikk, vil det ikke bli beskrevet ytterligere. Ved å sende et bredbåndssignal på antenne 10 og måle den mottatte effekt på antenne 11, vil frekvensresponsen være ganske forskjellig når væskefasen er oljekontinuerlig i motsetning til vannkontinuerlig. Figur 12 viser den mottatte effekt 27/28 som en funksjon av frekvens 26 når væskefasen er oljekontinuerlig og figur 13 viser den mottatte effekt 27/28 som en funksjon av frekvens 26 når væskefasen er vannkontinuerlig.

For oljekontinuerlig væske er den mottatte effekten 27/28 stor ved den høyeste frekvensen og lav ved de laveste frekvensene. For vannkontinuerlig væskeemulsjon er effekten ved de høyeste frekvensene sammenlignbare med effekten ved de laveste frekvensene. Ved å beregne midlere effekt i et lavfrekvensbånd og midlere effekt i et høyfrekvensbånd og beregne forholdet mellom de midlere effektene i disse to båndene, kan det oppnås et relativt forhold mellom høyfrekvenseffekten og lavfrekvenseffekten. Dette forholdet kalles i dette dokumentet "bredbåndtapsforhold". Figur 14 viser det målte bredbåndtapsforholdet for oljekontinuerlige emulsjoner 33 og vannkontinuerlige emulsjoner 32 for WL-området fra 0-100 %. Dataene har blitt tilveiebrakt basert på målinger i MPM-flerfase teststrømningssløyfe for en gassfraksjon (GVF) i området 0-99,9 % og vannsaltholdighet i området 0-1 % NaCl. Siden alle disse testpunkter har blitt innsamlet med relativt lavt saltinnhold i vannet hvor forskjellen mellom oljekontinuerlig og vannkontinuerlig er mindre sammenlignet med høyere saltinnhold, anses det å være et verst tilfelle scenario for en praktisk flerfasemåler. Ved å samle det målte bredbåndstapforhold mot en empirisk utledet terskelverdi 31, blir emulsjonen klassifisert som oljekontinuerlig hvis bredbåndtapforholdet er under terskelverdien og vannkontinuerlig hvis det målte bredbåndtapsforhold er over terskelverdien. Figur 6 og figur 7 viser andre foretrukne arrangementer for sender- og mottakerantenner, men i prinsippet kan antenner være plassert i ethvert plan rundt rørets omkrets så lenge avstand mellom antennene er i området mellom én til noen få rørdiametre.

Målingen for å utføre emulsjonsklassifikasjonsmålingen kan tilveiebringes fra en separat innretning/sensor. For enkelthets skyld er dette ikke vist i noen figurer; imidlertid betraktes dette å være innlysende for en fagkyndig. Alternativt kan det være mulig å realisere emulsjonsklassifikasjonsmålingen som en del av flerfasemåleren 2. Flerfasemåleren beskrevet i U.S. 7 624 652 er et eksempel på en innretning som er velegnet for dette formål siden den inneholder minst to antenner i røret på tilsvarende måte som figur 5-7.

Fremgangsmåten for å bestemme viskositeten av oljen kan da sammenfattes i de følgende trinn: 1) Bruk venturi utløpskoeffisienten fra tidligere beregning som startverdi og beregn hastigheten til flerfaseblandingen. 2) Beregn den målte friksjonsfaktoren til Reynolds-sensoren basert på hastigheten fra trinn 1 sammen med målt tetthet av flerfaseblandingen fra flerfasemåleren, målt trykkfall over Reynolds-sensoren og likning 4. 3) Bruk det eksperimentelt utledete forhold (kurve) mellom friksjonsfaktoren og

Reynolds-tall for Reynolds-sensoren til å beregne det målte Reynolds-tallet.

4) Bruk et eksperimentelt utledet forhold (kurve) mellom Reynolds-tall og venturi utløpskurve for å beregne en ny og forbedret verdi for venturi utløpskoeffisienten. 5) Gjenta trinn 1-4 inntil det målte Reynolds-tall (og derfor også utløpskoeffisienten) har konvergert til en stabil verdi. 6) Beregn flerfaseviskositet basert på det målte Reynolds-tall, rørdiameteren, målt tetthet for flerfaseblandingen ved bruk av likning 0. 7) Beregn viskositeten for væskefasen. En Nissan Grundberg-type modell sammen med den målte massefraksjonen av væske og gas fra flerfasemåleren kan brukes for dette formål. 8) Emulsjonstypen klassifiseres ved en separat klassifikasjonsmåling.

Klassifikasjonsmålingen kan være basert på måling av bredbånd tapsforhold som beskrevet ovenfor og sammenlikning med en empirisk bestemt terskel. Hvis bredbånd tapsforholdet er over terskelen blir emulsjonen klassifisert som vannkontinuerlig, og hvis den er under terskelen blir væskeemulsjonen klassifisert som oljekontinuerlig. 9) Viskositeten til vann og gass blir beregnet ved gjeldende temperatur og trykk. Temperaturen og trykket blir målt ved bruk av konvensjonelle sendere montert i røret. De fleste strømningsmålere, slik som en flerfasestrømningsmåler, inneholder også en integrert trykk- og temperatursender. Viskositeten blir typisk beregnet fra en trykk- og temperaturavhengig oppslagstabell som genereres i en "off-line" PVT-simulator slik som PVTSim eller Infochem. 10) Hvis væskeemulsjonen klassifiseres som vannkontinuerlig blir den foregående verdien benyttet som oljeviskositet (viskositeten kan bare beregnes for oljekontinuerlige strømningsforhold). 11) Hvis væskeemulsjonen klassifiseres som oljekontinuerlig blir oljeviskositeten beregnet basert på den målte WLR, målt væskeviskositet fra trinn 7 og viskositeten for vann. Likning for å beregne oljeviskositeten basert på den målte WLR og væskeviskositet kan finnes i " A study of the performance of Venturi meters in multiphase flow", av Hall, Reader-Harris og Millington, 2nd North American Conference on Multiphase Technology.

Claims

1. Fremgangsmåte for å bestemme strømningsratene til en flerkomponent blanding i et rør inneholdende minst en væskefase, hvor fremgangsmåten omfatter de følgende trinn: a. måling av strømningsratene til de individuelle komponentene i flerkomponentblandingen, b. måling av Reynolds tall for flerkomponentblandingen, og c. beregning av en mer nøyaktig strømningsrate for de individuelle komponentene i flerkomponentblandingen basert på resultatene fra trinn a og b.

2. Fremgangsmåte ifølge krav 1, hvor nevnte strømningsrater til de individuelle komponentene i flerkomponentblandingen måles ved bruk av en flerfase strømningsmåler.

3. Fremgangsmåte ifølge krav 2, hvor nevnte flerfase strømningsmåler inneholder en av en venturi, V-kon og Dall-rør.

4. Fremgangsmåte ifølge krav 1, hvor nevnte Reynolds tall måles basert på en måling av trykkfallet over en rørseksjon med stor veggruhet.

5. Fremgangsmåte ifølge krav 4, hvor nevnte rørsesksjon med stor veggruhet har den samme indre diameter som nevnte flerfase strømningsmåler.

6. Fremgangsmåte ifølge krav 4, hvor en aksial seksjon gjennom nevnte veggruhet har et av et sagtann-mønster, firkantbølge-mønster og sinusoidal-mønster.

7. Fremgangsmåte ifølge krav 1, hvor nevnte Reynolds tall måles basert på et forhold og/eller forskjell mellom en måling av trykkfallet over en rørseksjon med stor veggruhet og trykkfallet over en rørseksjon med liten veggruhet.

8. Apparat for å bestemme strømningsratene til en flerkomponent blanding i et rør, idet apparatet omfatter de følgende elementer: a. en strømningsmåler for måling av de individuelle komponenter i flerkomponentblandingen b. midler for måling av Reynolds tall for flerkomponentblandingen c. en datamaskin og et matematisk program for å beregne Reynolds tall for nevnte flerkomponentblanding og et matematisk program for å beregne strømningsratene til de individuelle komponentene i nevnte flerkomponentblanding.

9. Apparat ifølge krav 8, hvor nevnte strømningsmåler er en flerfase strømningsmåler.

10. Apparat ifølge krav 9, hvor nevnte flerfase strømningsmåler inneholder en av en venturi, V-kon og Dall-rør.

11. Apparat ifølge krav 8, hvor nevnte midler for måling av Reynolds tall inneholder en rørseksjon med stor veggruhet og et middel for måling av trykkfallet over rørseksjonen med stor veggruhet.

12. Apparat i følge krav 11, hvor nevnte rørseksjon med stor veggruhet har samme indre diameter som nevnte flerfase strømningsmåler.

13. Apparat ifølge krav 11, hvor en aksial seksjon gjennom nevnte vegg-ruhet har et av et sagtakk-mønster, firkantbølge-mønster og sinusoidal-mønster.

14. Apparat ifølge krav 8, hvor nevnte midler for måling av Reynolds tall inneholder en rørseksjon med stor veggruhet og et middel for måling av trykkfallet over rørseksjonen med stor veggruhet og en rørseksjon med liten veggruhet og et middel for å måle trykkfallet over rørseksjonen med liten veggruhet.