Perforacion3.doc

6. FLUIDOS: DEFINICION Y FUNCIONES PRINCIPALES Según EL API, un fluido de perforación es aquel empleado en la perforación rotatoria para desempeñar funciones específicas durante la perforación. El término “fluido” incluye a líquidos, gases o mezclas de estos. Un fluido de perforación que es fundamentalmente líquido se denomina lodo de perforación y comúnmente puede estar constituido por una mezcla de agua (o petróleo o una emulsión de agua y de petróleo), alguna arcilla (viscosificante y reductor natural de filtrado) y otros aditivos químicos. Para IMCO (Applied Mud Technology. Seventh edition, Houston, Texas, 1981), las ocho funciones principales de un lodo de perforación, son: Transporte de derrumbes y recortes de las formaciones perforadas Los derrumbes y recortes son más densos que el lodo de perforación y al tiempo que son levantados por el fluido en movimiento en el anular (suponiendo circulación directa), tienden a depositarse en el fondo del hoyo debido a la fuerza de gravedad. Así la rata a la cual levanta los derrumbes y recortes de formación se calcula como la diferencia entre la velocidad de circulación del lodo en el anular y la velocidad de caída de las partículas dentro del lodo, que depende principalmente de su tamaño, forma y densidad, así como de la densidad y viscosidad del lodo. Si un lodo de perforación no transporta con eficiencia los derrumbes y recortes hacia la superficie, éstos se acumularán en el anular incrementando el torque y la presión hidrostática, pudiendo ocasionar pega de la sarta de perforación, disminución de la rata de penetración y pérdidas de circulación (pérdidas, hacia las formaciones perforadas de grandes volúmenes de lodo), este proceso de remoción es dependiente de la velocidad en el anular, el perfil, la viscosidad, la densidad del fluido, el valor del yield y el gel strenght; otros factores pueden afectar esta remoción como la inclinación del hueco, excentricidad del anular, tamaño, densidad y geometría de los cortes. Variables como el yield y el gel strenght, pueden ser controladas mediante ciertos aditivos, teniendo en cuenta para pozos verticales, valores recomendados de yield entre 3 y 15 lb/100 pies cuadrados y mantener las ratas de flujo entre 25 y 50 galones/minuto/pulgada, siendo susceptibles de ser manejados para obtenerse un flujo laminar en el anular alrededor del Drill Pipe. Estos valores sugeridos serán efectivos para limpiar el hueco usando óptimos pesos sobre la broca y velocidades de rotación. Cuando los sólidos tienden a caer es muy probable que se haya encontrado una formación de shale, donde

la práctica recomendada es circular un fluido de alta viscosidad que limpie y remueva los cortes y los residuos de las paredes, la ventaja de este procedimiento es que las propiedades del sistema de lodos activos pueden ser mantenidas en los valores deseados. Suspensión de derrumbes y recortes de formación cuando se detiene la perforación Si el lodo de perforación no está en movimiento debe tener la capacidad de adquirir una estructura gelatinosa para evitar que se depositen en el fondo del hoyo los derrumbes y recortes que transporta, característica denominada tixotropía del lodo. Control de presiones del subsuelo En el subsuelo puede encontrarse agua, gas o petróleo presiones, para evitar el movimiento violento de dichos formaciones hacia el hoyo y hacia la superficie, la columna por los fluidos de perforación servirá para contrapresionar y incontaminado.

sometidos a altas fluidos desde las de fluido generada mantener el hueco

Lubricación y enfriamiento de la broca y la sarta La depositación de las partículas del lodo en las paredes del hoyo y su deslizamiento relativo una sobre otra, disminuyen la fricción y la abrasión sufridas por la sarta y la broca durante la perforación. Así el lodo contribuye el aumento de la vida útil de los componentes de la sarta y disminuye la presión de bombeo, además el lodo absorbe y disipa el calor generado por la rotación y rozamiento de la broca contra el subsuelo y de la tubería contra las paredes del hoyo. A veces muy lubricantes porque tienen aditivos reductores de fricción, como la bentonita y varios polímeros. Soporte de las paredes del hoyo A medida que se perfora y antes de ser revestidas con tubería, las formaciones del subsuelo pierden soporte y pueden llegar a derrumbarse, el lodo compensará el soporte perdido, sobre todo en el caso de formaciones poco consolidadas, gracias a la habilidad de formar con sus partículas sobre las paredes del hoyo una capa delgada y firme llamada torta o cake que brindará el soporte necesario en amalgama con una densidad adecuada del lodo (peso del lodo). Numerosos factores pueden causar la inestabilidad del hueco, estos son numerosos y pueden ser difíciles de identificar porque el mecanismo que los produce puede generar en ciertas áreas problemas y en otras no, por lo que deben ser definidas lo más precisamente posible mediante el estudio de los records de otros pozos. El primer paso en el programa de estabilización del

wellbore es seleccionar el sistema de lodos que sea más apropiado para el problema particular que se tenga, se puede escoger diferentes tipos de lodos como los de agua fresca, los brines (salmueras), los de sistema de cloruro de potasio y los base aceite entre otros o una combinación de diferentes tipos de lodos dependiendo de los programas de casing; el siguiente paso es desarrollar pautas para las propiedades del lodo incluyendo propiedades reológicas, pérdidas de filtrado, composición del cake, densidad del lodo y contenido de sólidos; el tercero es especificar los nombres y las cantidades de los aditivos especiales y el paso final es especificar y explicar cualquier tipo de test de control para monitorear el programa de estabilización del lodo generado. Suspensión de la sarta de perforación y de tuberías de revestimiento Gracias al empuje ascendente del lodo o boyancia, la torre de perforación no tendrá que soportar todo el peso proporcionado por la sarta, cuando está introducida en él. Operaciones de registros eléctricos Muchos ingenieros de perforación o de lodos han sido criticados por maximizar la rata de penetración y la estabilidad del wellbore mientras olvidan el propósito principal de un pozo; que es permitir el análisis de la producción del reservorio, esta crítica se basa en que se usan aditivos basándose en hidrocarburos que interfieren con el análisis de la roca productora y que pueden distorsionar la información obtenida de las diferentes pruebas a las que se somete la formación. Para la efectiva evaluación de las formaciones perforadas, es de gran utilidad un fluido de perforación eléctricamente conductor diferente a los contenidos en las formaciones, que no cause erosión física ni química en las paredes y que no penetre profundamente las formaciones atravesadas. Transmisión de fuerza hidráulica La eficiencia de perforación puede ser mejorada gracias a la expulsión del lodo a alta velocidad a través de las boquillas de la broca, moviendo los conos de la broca, librando de cortes la broca, evitando el desgaste de la misma y la disminución que se presentaría en la rata de penetración debido al “re-molido” de los cortes, también, tal fuerza hidráulica es usada para accionar motores de fondo que hacen rotar la broca sin tener que rotar toda la sarta, práctica esencial en perforaciones direccionales.

6.1 TIPOS DE FLUIDOS Una forma simple en la que podemos agrupar los fluidos de perforación, puede ser la siguiente:

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FLUIDOS GAS-AIRE

Usando como fluido de perforación aire, gas natural, gases inertes o mezclas con agua, se han obtenido grandes ventajas económicas en secciones de rocas consolidadas donde difícilmente se encontrarían grandes cantidades de agua, pues un aporte adicional de líquido contribuiría a formar lodo, embotando la sarta, especialmente la broca; el aire o gas seco proveen la mayor rata de penetración

de los diferentes fluidos de perforación, los cortes son usualmente reducidos a polvo al mismo tiempo que se dirigen a la superficie, al ser bombardeados a alta velocidad contra los tool joints. El transporte de los cortes depende de la velocidad en el anular, al no poseer propiedades que garantizen por sí mismas la suspensión de los cortes o sólidos transportados; siendo no recomendable su uso ante paredes de pozo inestables, formaciones productoras de agua, formaciones con alta presión de poro y adversos factores económicos. En general el uso de este tipo de fluidos resulta en una rata de perforación más rápida, mayor footage para la broca, mayor posibilidad para tomar pruebas de las formaciones, limpieza de los corazones, mejores trabajos de cementación y mejores completamientos. Se usa mist drilling o perforación de niebla cuando una pequeña cantidad de agua entra al sistema, eventualmente agentes espumantes son inyectados en la corriente por tanto disminuyen la tensión interfacial entre el agua, dispersándola dentro del gas, lo cual incrementa la habilidad de eliminar el agua producida por la formación. Agentes anti-corrosión normalmente no son usados pero cuando ocurre o se encuentra agua, un inhibidor tipo amina sirve para proteger la sarta. 

LODOS ESPUMOSOS

Fabricados mediante la inyección de agua y agentes espumantes dentro de una corriente de aire o gas creando un espuma estable y viscosa o mediante la inyección de una base gel conteniendo un agente espumante, su capacidad de acarreo es dependiente más de la viscosidad que de la velocidad en el anular. En cuanto a los lodos aireados en una base gel, tienen el propósito de reducir la cabeza hidrostática y prevenir pérdidas de circulación en zonas de baja presión, además de incrementar la rata de penetración.

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LODOS BASE AGUA

La bentonita es usada para tratar lodos de agua fresca para satisfacer las necesidades reológicas del lodo, así como para controlar las pérdidas de fluido; obtiene su mejor desempeño en lodos que contengan menos de 10,000 ppm (partes por millón) de cloruro de sodio, al afectar grandemente sus propiedades. Rara vez un lodo formado a partir de solo bentonita es usado, gracias a su facilidad a ser contaminado. Los fosfatos (siendo el pirofosfato ácido de sodio (SAPP) el más usado) son químicos inorgánicos usados para dispersar estos lodos cuyas viscosidades aumentan mediante la contaminación con cemento o con sólidos perforados, sin embargo, no reducen la pérdida de fluido y no son estables a temperaturas superiores a los 150°F.

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LODOS NO DISPERSOS

Utilizados para perforar pozos poco profundos o los primeros metros de pozos profundos (lodos primarios), en la mayoría de casos compuesto de agua dulce, bentonita y cal apagada (hidróxido de calcio), donde primero se hidrata la bentonita y luego se agrega cal para aumentar el valor real de punto de cedencia, que le da la capacidad de transportar recortes, a bajas ratas de corte (shear rate). Las cantidades requeridas de bentonita y cal dependen del punto de cedencia deseado (en muchos pozos se puede usar entre 15 y 25 lbm/bbl de la primera y entre 0.1 y 1 lbm/bbl de la segunda ). El objetivo de este sistema es reducir la cantidad total de sólidos arcillosos, resultando en una rata de penetración alta. No son muy estables a altas temperaturas, aproximadamente 400°F. Para el control de pérdidas de filtrado en estos lodos se recomienda agregar a la mezcla, un polímero no iónico tal como el almidón o el XC que respeten el punto de cedencia logrado por la cal. Su concentración común varía entre 0.5 y 0.75 lbm/bbl. No toleran contaminaciones salinas de 10,000 ppm y superiores o contaminaciones de calcio que excedan las 100 ppm. No es recomendado el uso de CMC que actúa como adelgazante a ratas de corte bajas. Pero a altas velocidades de corte (común en la tubería de perforación y en las boquillas de la broca) aumenta la viscosidad efectiva del lodo, elevando la resistencia friccional requiriéndose mayores presiones de bombeo. No contienen adelgazantes. 

LODOS DE CALCIO

Altamente tratados con compuestos de calcio, catión divalente que inhibe el hinchamiento de las arcillas de las formaciones perforadas, muy utilizados para controlar shales fácilmente desmoronables. También aplicados en la perforación de secciones de anhidrita de considerable espesor y en estratos con flujos de agua salada. Estos lodos difieren de los otros base agua, en que las arcillas base sodio de cualquier bentonita comercial o la bentonita que aporta la formación es convertida a arcillas base calcio mediante la adición de cal o yeso, tolerando altas concentraciones de sólidos arcillosos con bajas viscosidades a comparación de los otros fluidos base agua fresca. Estos sistemas son referidos como lodos base cal o base yeso dependiendo cual de estos químicos es usado para convertir el sistema a base calcio. Normalmente se obtienen por la adición de cal apagada, de tal forma que la arcilla sódica (bentonita), se convierta en arcilla cálcica, manteniéndose usualmente concentraciones en exceso de cal: de 1 a 2 lbm/bbl (en lodos bajos en cal) o de 5 a15 lbm/bbl (en lodos altos en cal) y en los sistemas de yeso un exceso de 2 a 4 lbm/bbl, para no aceptar los que puedan aportar las formaciones, inalterándolas, previniendo formar cavernas. 

LODOS DISPERSOS

Muy útiles cuando se perfora a grandes profundidades o en formaciones altamente problemáticas, pues presentan como característica principal la dispersión de arcillas constitutivas, adelgazando el lodo. Compuestos por bentonita, sólidos perforados y bajas concentraciones de agentes dispersantes, tales como los

lignosulfonatos y lignitos; el PH de este lodo está entre 8.5 y 10.5 para mantener estable el NaOH que es requerido para activar el agente dispersante usado. Estos lodos pueden ser similares en aplicabilidad a los lodos con fosfato, pero pueden ser usados a mayores profundidades gracias a la estabilidad del agente dispersante, los lignitos son más estables que los lignosulfonatos a temperaturas elevadas y son más efectivos como agente de control de pérdida de circulación, aunque los lignosulfonatos son mejores agentes dispersantes, el carácter reductor de filtrado para el lignosulfonato se degrada a 350°F. Esta combinación de aditivos ha sido una de las mayores razones para perforar a altas presiones y por lo tanto a altas temperaturas mediante observaciones realizadas en una celda de alta temperatura y presión; no obstante indican que estos lodos desestabilizan shales que contienen arcillas de montmorillonita e incluso en arcillas illíticas, cloríticas y caoliníticas; esto también se ha verificado en numerosas operaciones de campo. La valiosa propiedad del lignosulfonato, para deflocular y dispersar arcillas, se convierte en responsable de daños en la formación (reducción en la permeabilidad) altamente significativos a medida que invade zonas potencialmente productoras que contengan arcillas, estas permeabilidades pueden reducirse de tal manera, que intervalos potencialmente productores pueden inicialmente pasarse por alto o incluso después de probar para mirar el potencial de productividad, dejarlos abandonados. 

LODOS BAJOS EN SOLIDOS

Son aquellos lodos en los cuales la cantidad y tipos de sólidos son estrictamente controlados. Estos no deben presentar porcentajes en volumen de sólidos totales por encima de 10% y la relación de sólidos perforados a bentonita, debe ser menor que 2 :1. En años recientes han aparecido productos nuevos que hacen práctico el uso de lodos con cloruro de potasio, cuya concentración de cloruro de potasio usada depende del tipo de formación a perforar. Los lodos con concentraciones bajas (de 5 a 7 % en peso de agua utilizada para preparar el lodo) se usan en formaciones de shales firmes o de shales inestables que contengan muy poca esmectita y en arenas potencialmente ricas en hidrocarburos que pueden sufrir daños en su permeabilidad al ponerse en contacto con agua dulce. Los lodos con concentraciones altas (de 10 a 20 % en peso de agua) se utilizan para perforar shales tipo gumbo (que se hacen pegajosos y pierden su porosidad al contacto con el agua dulce), y para perforar “shales” ricos en esmectita. La composición básica de estos lodos es: agua dulce o agua de mar, cloruro de potasio, un polímero para inhibición ( poliacrilamida generalmente), un polímero generador de viscosidad (tipo XC con frecuencia), bentonita prehidratada, almidón estabilizado o CMC, potasa cáustica o soda cáustica, y otros aditivos como lubricantes. Como factores importantes a considerar se contemplan:

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Baja tolerancia a los sólidos, por consiguiente tienden a ser altamente procesados, haciendo de este lodo uno de los más onerosos. Debido al presencia necesaria de polímeros, para controlar las pérdidas de filtrado, limita su uso a temperaturas de 250°F como máximo. Exhiben un comportamiento de plástico de Bingham, con puntos de cedencia altos y buenas viscosidades a ratas de corte bajas; su capacidad de limpieza del pozo es grande. Según visualizaciones, en laboratorio, en una celda de alta temperatura y alta presión, indican que el lodo con cloruro de potasio es el lodo base agua más efectivo para estabilizar shales problemáticos. El consumo de cloruro de potasio es muy elevado en shales con capacidad de intercambio catiónico alta (shales tipo gumbo), por lo tanto el valor de la concentración cae demasiado bajo y se reduce la efectividad para estabilizar shales.

LODOS SATURADOS CON SAL

Nombre común para un lodo de perforación en el que la fase agua está saturada (mínimo 189,000 ppm) de cloruro de sodio (inclusive 315,000 ppm @ 68°F). El contenido salino puede provenir propiamente del agua, mediante adición en la superficie o aporte de las formaciones perforadas; varias sales pueden ser usadas según el propósito específico, como las de sodio, calcio, magnesio y potasio. La base convencional de estos lodos es la atapulguita o bentonita prehidratada y los compuestos de starsh o almidón y carboximetilcelulosa ( CMC ) que son usados para el control de perdidas de fluido. Debe considerarse que: 

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Se hace casi inmanejable cuando se permite que el conjunto de sólidos de gravedad especifica baja se vuelva alto. Así, para que un lodo saturado con sal y de densidad de 11.1 lbm/gal cumpla bien sus funciones debe presentar- como máximo- 9% en volumen (aproximadamente 75 lbm/bbl), de sólidos de baja gravedad especifica. Después de los lodos base aceite y de los preparados con cloruro de potasio (excluyendo los preparados con materiales poliméricos), los lodos saturados con sal son de los mejores para perforar “shales” problemáticos. No obstante, muchas veces se opta por no usar los lodos saturados con sal por dos razones: 1) requieren cantidades mayores de materiales para controlar sus perdidas de filtrado, debido a que son sistemas inhibidos (presentan aditivos que impiden o limitan su reacción con las formaciones perforadas), con grandes cantidades de sal común. 2) dificultad para controlar sus propiedades reológicas, por su facilidad de dispersar en el lodo los recortes

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de la formación, situación debida, principalmente a la caída de la concentración de sal por debajo del punto de saturación o al aumento por encima de los niveles máximos, de sólidos de baja gravedad específica, así el agua permanezca saturada de sal. Finalmente puede decirse que a pesar de estar las concentraciones de sólidos dentro de los limites apropiados, un lodo saturado con sal alcanza fuerzas de gel muy altas, sin embargo esta situación puede ser remediada con la adición de lignosulfonatos y soda cáustica.

LODOS CON MATERIALES POLIMERICOS

Son aquellos base agua dulce o salada, que tienen incorporados compuestos químicos de cadena larga y peso molecular alto, que pueden contribuir: (1) al control de pérdidas de filtrado y de propiedades reológicas, (2) a la estabilidad térmica, (3) a la resistencia ante contaminantes, (4) a la protección de zonas potencialmente productoras, (5) a mantener la estabilidad de las formaciones atravesadas, (6) a dar lubricación a la sarta, prevenir pegas y corrosión, (7) a mejorar la perforabilidad, (8) a mantener un ambiente limpio, etc. Entre los materiales poliméricos más usados están: el almidón, la gomas de “Guar”, “Xanthan” y de algarrobo, CMC, el lignito, la celulosa polianiónica, los poliacrilatos, el copolimero de vinil amida/vinil sulfonato, la poliacrilamida parcialmente hidrolizada, los ácidos poliaminados y la metilglucosa, entre otros. La desventaja relativa más prominente de los lodos con materiales poliméricos parece ser su alto costo siendo superados en costo por lodos base aceite y base material sintético. 

ULTIMOS LODOS PROPUESTOS COMO ALTERNATIVA A LOS FLUIDOS NEUMÁTICOS

En momentos en los cuales las técnicas de perforación, de bajo balance de presión (underbalance) tienen gran aplicación en los Estados Unidos de América (más del 12% de los pozos allí perforados durante 1997 se planearon con este método), es así que se ha propuesto un nuevo sistema de lodos que han sido probados en campo con éxito y que se constituyen en una buena alternativa al uso de fluidos neumáticos, pues con ellos:   

Se puede disponer de un lodo de muy baja densidad e incompresible. Se eliminan los grandes compresores requeridos por los fluidos neumáticos. Se pueden utilizar herramientas MWD.

Como con los fluidos neumáticos, con estos nuevos lodos se pueden lograr ratas de perforación altas y disminuir los daños de formación y las pérdidas de circulación. La reducción de densidad en lodos convencionales incluso puede lograrse agregando (en concentraciones de mas del 20%, en volumen) esferas de vidrio huecas (gravedad especifica de 0.37, diámetro promedio de 50 micrómetros y 3,000 psi de resistencia al colapso) desarrolladas con el auspicio del Departamento de Energía de los Estados Unidos. De fácil remoción y reciclables. 

LODOS BASE ACEITE

Existen dos tipos principales de sistemas: a) Lodos de aceite; que contienen menos del 5% en agua y contiene mezclas de álcalis, ácidos orgánicos, agentes estabilizantes, asfaltos oxidados y diesel de alto punto de llama o aceites minerales no tóxicos. Uno de sus principales usos es eliminar el riesgo de contaminación de las zonas productoras. Los contaminantes como la sal o la anhidrita no pueden afectarlos y tiene gran aplicación en profundidad y altas temperaturas, también son especiales para las operaciones de corazonamiento. b) Emulsiones invertidas: estos sistemas contiene más del 50% en agua, que se encuentra contenida dentro del aceite mediante emulsificantes especiales; este lodo es estable a diferentes temperaturas. El uso de estos dos tipos de lodos requieren cuidados ambientales debido a su elevado poder contaminante. Pueden pesar 7.5 ppg (libras por galón) sin el uso de materiales pesantes. Estos lodos han sido empleados con éxito para muchas tareas de perforación con: pozos profundos con condiciones extremas de presión y temperatura; problemas de pega de tubería y de estabilidad de pozo; necesidad de atravesar zonas que contienen sales, yeso o anhidrita; presencia de sulfuro de hidrógeno u otras sustancias corrosivas; hallazgo de formaciones potencialmente productoras; gran necesidad de minimizar la fricción y los torques (en pozos altamente desviados). Lastimosamente su carácter contaminante ha restringido su uso. 

LODOS CUYA FASE CONTINUA ES “MATERIAL SINTETICO (producido por síntesis química)”

Esta nueva clase de lodos –denominados “lodos basados en seudo-aceite” – poseen la mayoría de propiedades de los lodos con fase continua aceitosa y con su uso se podrían disminuir los grandes problemas de contaminación causados, pero muchos de ellos presentan toxicidad acuática. Aun así, algunos autores recomiendan estos nuevos lodos como una alternativa al uso de lodos cuya fase continua es aceite. Otras desventajas son: el costo (varios cientos de dólares por barril, situación que se agravaría con la presencia de pérdidas de circulación) y su poca estabilidad a altas temperaturas. Entre los materiales sintéticos más

empleados se encuentran : Ester; Éter, Poli-alfa-olefina, Alquil-benceno-lineal y Alfa-olefina lineal.

6.2 PRUEBAS DE LABORATORIO Las principales pruebas de laboratorio que se deben aplicar a los fluidos de perforación, así como lo que se busca con tales pruebas son las siguientes: Densidad: Balanza de lodos Objetivo Método para determinar el peso de un volumen de líquido. La densidad del lodo se puede expresar en libras por galón (lbm/gal), libras por pie cúbico (lbm/pie 3), gramos por centímetro cúbico (g/cm 3) o kilogramos por metro cúbico (Kg/m 3). La necesidad de determinar el peso del fluido de perforación se explica en el capítulo Definición y Funciones Principales de los fluidos de perforación. Ejemplo Densidad fluido de perforación. = 12 lb/gal (1.44 g/cm 3 ) o (peso específico). 1.44 Equipo 1. Balanza de lodos: es el instrumento que se usa generalmente para determinar el peso del lodo; permite mediciones con una precisión de 0.1 lbm/gal y esta diseñada de tal modo que la taza de lodo, que está en un extremo del astil, se puede balancear con un contrapeso fijo en el otro extremo, y tiene un mecanismo de desplazamiento (jinete) que se mueve a lo largo de una escala graduada. El astil está provisto de un nivel tipo burbuja que permite un balance preciso. 2. Jarro de lodos graduado 1 cuarto de galón (946 cm 3) 3. Termómetro: 32 a 220°F (0 a 105°C)

Procedimiento 1. Colocar el pedestal de base o caja portadora sobre una superficie plana y a nivel. 2. Tomar una muestra de fluido. 3. Medir y registrar la temperatura de la muestra; Transferir la muestra al jarro de la balanza de lodo. 4. Golpear suavemente el costado del jarro de la balanza de lodo con la tapa del jarro para hacer salir aire o gas atrapado. Nota: Si hubiera aire o gas atrapado, usar la balanza de densidad de fluido bajo presión para determinar el peso del lodo. El procedimiento para usar la balanza de densidad de fluido bajo presión sigue a continuación de este procedimiento. 5. Colocar la tapa en la taza de la balanza de lodo con un movimiento de torsión y asegurarse de que algo de la muestra de prueba sea expulsado por el agujero de ventilación de la tapa. Nota: Sumergir la tapa en la muestra de fluido contribuye a un cierre más seguro. 6. Tapar con un dedo el agujero de ventilación y limpiar la balanza con agua, aceite base, o Solvente. Limpiar cualquier exceso de agua, aceite base, o solvente. 7. Calzar el borde agudo de la balanza en el fulcro de apoyo y equilibrar la balanza haciendo correr el cursor a lo largo del brazo.

Nota: La balanza está nivelada cuando la línea en el vidrio del visor está centrada sobre la Burbuja. 8. Registrar la densidad del costado del cursor más próximo a la taza de la balanza (la flecha del cursor apunta a este lado). Registrar la medición con precisión de 0.1 lb/gal, 1 lb/pie3 , 0.01 g/cm3 , ó 10.0 lb/pulg2 /1,000 pies. Procedimiento de calibración. Se debe calibrar el instrumento frecuentemente con agua dulce. El agua dulce debe dar una lectura de 8.3 lbm/gal o 62.3lbm/pie 3 (1000Kg/cm3) a 70°F (21°C). Si no es así, ajuste el tornillo de balanceo, o la cantidad de carga de plomo que se requiere, en el pozo ubicado en el extremo del brazo graduado (astil).

Propiedades reológicas: Embudo de Marsh Objetivo Usar un embudo de Marsh para obtener el valor de viscosidad de un fluido de perforación o de completamiento / Workover. Este sistema de medición de la viscosidad de los fluidos, sirve de guía al operador y encargado del sistema de circulación de lodo para darle una indicación de la cantidad de tiempo que se demora la muestra de fluido en pasar de un recipiente standarizado a otro brindando una base de comparativa de la facilidad de desplazamiento del fluido con respecto a otros. Unidad seg/cuarto de galón (segundos por 1/4 de galón) Ejemplo Viscosidad de embudo = 57 seg/cuarto de galón Equipo 1. Embudo de Marsh (esta calibrado para que un cuarto de galón de agua dulce, a una temperatura de 70 +/- 5°F), tenga un tiempo de salida de 26 +/0.5 segundos. 2. Jarra de lodo graduada de 1 cuarto de galón (946 cm 3 ) 3. Termómetro: 32 a 220°F (0 a 104°C) 4. Cronómetro Especificaciones El embudo Marsh deberá tener las siguientes dimensiones:

Cono del embudo   

Longitud del cono del embudo Diámetro mayor Capacidad hasta el fondo de la malla

12.3 pulgadas (305 mm) 6.0 pulgadas (152 mm) 1500 cm3

Orificio   

Longitud Diámetro interno Malla

2.0 pulgadas (50.8 mm) 3/16 pulgadas (4.7 mm) número 12

Procedimiento 1. Recoger una muestra de fluido. 2. Tapar con un dedo el orificio del embudo y verter la muestra de fluido a través del tamiz hasta que el nivel de la muestra llegue a la cara inferior del tamiz. 3. Sostener el embudo sobre la jarra de lodo graduada. 4. Retirar el dedo que tapa el orificio del embudo y simultáneamente poner a contar el cronómetro.

5. Registrar como viscosidad del embudo de Marsh el tiempo que tarda para que 1 cuarto de galón de la muestra salga por el embudo. Nota: Registrar el tiempo en segundos por cuarto de galón. El tiempo para que 1 cuarto de galón de agua dulce limpia pase por el embudo de Marsh a 70°F (21°C) es de 26 segundos (± 0.5 segundos). 6. Medir y registrar la temperatura de la muestra de fluido.

Propiedades reológicas: Viscosímetro rotatorio Objetivo Determinar las lecturas del viscosímetro para calcular los siguientes parámetros, de un fluido de perforación o de completamiento / workover: (Estas propiedades y sus unidades, son explicadas en el capítulo Introducción y Definiciones del tema Hidráulica)        

Viscosidad plástica (PV) Punto cedente (YP) Resistencia del gel Viscosidad aparente (AV) Índice de consistencia (K) Esfuerzo cedente (YS) Índice de fluidez (n) Tau0 (τ0 )

Equipo 1. Viscosímetro rotatorio de cilindro concéntrico FANN calibrado 2. Taza calentadora de viscosímetro termostáticamente controlada 3. Termómetro: 32 a 220°F (0 a 104°C) Especificaciones viscosímetro rotatorio El viscosímetro deberá tener las siguientes dimensiones: Camisa rotatoria   

Diámetro interno Longitud total Línea marcada encima del extremo inferior de la camisa

Cilindro interno

1.450 pulgadas (36.83 mm) 3.425 pulgadas (87 mm) 2.30 pulgadas (58.4mm) por

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Diámetro Longitud

1.358 pulgadas (34.49 mm) 1.496 pulgadas (38.00 mm)

Dos líneas de agujeros, de 1/8 de pulgadas. (3.18 mm) y espaciadas 120 grados (2.09 radianes), están alrededor de la camisa rotatoria, apenas por debajo de la línea marcada. El cilindro interno está cerrado con una base plana y una parte superior cónica    

La constante de torsión del resorte es de 386 dinas-cm/grado de deflexión. Velocidades del rotor (camisa rotatoria) velocidad alta 600 rpm velocidad baja 300 rpm

estos son algunos viscosímetros usados para probar lodos de perforación 

El instrumento de palanca manual tiene velocidades de 300 rpm y 600 rpm. Se usa una perilla en el eje de la palanca de cambio de velocidad para determinar la fuerza gel.

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El instrumento movido con motor de 12 volt. También tiene velocidades de 300 y 600 rpm. Un interruptor de disparo automático permite el cizallamiento antes de la medición, y se usa una volante estriada para determinar la fuerza gel. El instrumento de 115 volt. Es accionado por dos motores sincrónicos para obtener velocidades de 3, 6, 100, 200, 300 y 600 rpm. La de 3 rpm se usa para determinar la fuerza gel. El instrumento de velocidad de 115 volt. O 240 volt. Es accionado con motor para obtener todas las velocidades entre 1 y 625 rpm. La de 3 rpm se usa para determinar la fuerza gel.

Procedimiento 1. Recoger una muestra de fluido. 2. Colocar la muestra en una taza de viscosímetro termostáticamente controlada. Nota: Dejar suficiente volumen vacío para el desplazamiento del colgante y la manga. 3. Sumergir la manga del rotor del viscosímetro exactamente hasta la línea marcada. 4. Calentar la muestra a la temperatura seleccionada. Nota: Para obtener una temperatura uniforme de la muestra, revolver la muestra a una velocidad de arrastre intermitente o constante de 600 rpm mientras se calienta la muestra. 5. Hacer girar la manga del viscosímetro a 600 rpm hasta obtener una lectura estable en el dial. Registrar la lectura del dial (θ600). 6. Hacer girar la manga del viscosímetro a 300 rpm hasta obtener una lectura estable en el dial. Registrar la lectura del dial (θ300). 7. Revolver la muestra durante 10 a 15 segundos a 600 rpm, y después dejar reposar el lodo durante 10 segundos. 8. Hacer girar la manga del viscosímetro a 3 rpm hasta obtener la máxima lectura en el dial. 9. Registrar la máxima lectura del dial obtenida como resistencia del gel de 10segundos, lbf/100 pies2 10. Revolver nuevamente la muestra durante 10 a 15 segundos a 600 rpm, y después dejar reposar la muestra sin tocar durante 10 minutos.

11. Hacer girar la manga del viscosímetro a 3 rpm hasta obtener la máxima lectura del dial. 12. Registrar la máxima lectura del dial obtenida como resistencia del gel de 10minutos, lbf/100 pies2 .

Ensayo con azul de metileno (MBT) Objetivo La capacidad de azul de metileno de un lodo, es el indicador de la cantidad de arcillas reactivas (bentonita comercial y/o en sólidos perforados) presentes en él. Esta prueba provee una estimación de la capacidad total de intercambio de cationes de los sólidos (arcillas) de un lodo. Esta capacidad se suministra usualmente en términos de peso (mili equivalentes de hidrogeno por cada 100 gramos de arcilla). La capacidad de azul de metileno y la capacidad de intercambio de cationes no son totalmente iguales; normalmente la primera es un poco menor que la capacidad real de intercambio de cationes. La solución de azul de metileno se adiciona a la muestra de lodo (que ha sido acidificado y tratado con peróxido de hidrógeno) hasta que se observa saturación por la formación de un halo de tinta alrededor de una gota de la suspensión de sólidos colocada sobre papel de filtro. Con frecuencia los lodos contienen sustancias, además de las arcillas reactivas que absorben el azul de metileno. El pre-tratamiento con peróxido de hidrogeno tiene como propósito evitar el efecto de materiales orgánicos como lignosulfonatos, lignitos, polímeros celulósicos, poli acrilatos, etcétera. Unidad lb/bbl Ejemplo CEC = 5 meq/mL de fluido Concentración equivalente de bentonita = 25 lb/bbl (71 kg/m3 ) Equipo    

Frasco Erlenmeyer de 250-mL Jeringa 10-mL (sin aguja) Dos pipetas de 1-mL Cilindro graduado de 25-mL

 

Varilla agitadora Calentador eléctrico

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Agua destilada

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Solución de azul de metileno (3.74 g/L; 1 mL = 0.01 meq) Solución peróxido de hidrógeno 3% Solución ácido sulfúrico 5N Papel de filtro API

Procedimiento 1. Recoger una muestra de fluido. 2. Agregar 10 mL de agua destilada en el frasco Erlenmeyer. 3. Transferir 1 mL de la muestra de fluido al frasco Erlenmeyer; mover en redondo el frasco para dispersar la muestra. 4. Agregar a la mezcla 15 mL de la solución de peróxido de hidrógeno.

5. Agregar a la mezcla 0.5 mL de la solución de ácido sulfúrico. 6. Colocar el frasco sobre el calentador hasta que hierva la mezcla, y hervir la mezcla a fuego lento durante 10 minutos. 7. Retirar el frasco del calentador y diluir la mezcla a 50 mL con agua destilada. Dejar enfriar la mezcla. 8. Agregar a la mezcla 0.5 mL de solución de azul de metileno. 9. Agitar el contenido del frasco Erlenmeyer durante unos 20 segundos. 10. Transferir con la varilla agitadora una gota de la mezcla al papel de filtro.

11. Agitar la mezcla durante 2 minutos. 12. Transferir con la varilla agitadora una gota de la mezcla al papel de filtro.

13. Registrar el volumen de solución de azul de metileno usada para llegar al punto final. 14. Calcular el CEC del azul de metileno. CEC, meq/mL del fluido = mL de solución de azul de metileno ÷ mL de muestra del fluido 15. Calcular el contenido equivalente de bentonita. Contenido equivalente de bentonita, lb/bbl = 5 × (CEC) kg/m 3 = 14 × (CEC) Contenido de Arena

Objetivo Determinar el contenido de arena de un fluido de perforación base agua, base aceite o base sintético. El contenido de arena del lodo es el porcentaje en volumen, de partículas más grandes que 74 micras. Unidad % en volumen Ejemplo Arena = 0.25 % en volumen Equipo   

Tubo de contenido de arena Embudo que corresponde al tamiz Tamiz malla 200

Procedimiento 1. Recoger una muestra de fluido. 2. Echar fluido en el tubo de contenido de arena hasta la marca del lodo. 3. Agregar fluido base hasta la marca del agua. 4. Tapar con un dedo la abertura del tubo de contenido de arena y sacudir fuertemente el tubo. 5. Volcar el contenido del tubo de contenido de arena sobre el tamiz malla 200. Desechar el fluido que pasa a través del tamiz. Nota: Si fuera necesario, repetir los pasos 3 al 5 hasta que el tubo de contenido de arena esté limpio. 6. Lavar cuidadosamente la arena del tamiz con fluido base para quitar todo lodo remanente. 7. Colocar la parte ancha del embudo por encima del tamiz e invertir lentamente el tamiz y el embudo, poniendo la punta del embudo dentro de la boca del tubo de contenido de arena. 8. Rociar el tamiz con fluido base de modo que la arena del tamiz caiga dentro del tubo.

9. Colocar el tubo en posición completamente vertical y dejar que se asiente la arena. 10. Leer el porcentaje de arena en el tubo de contenido de arena y registrar el contenido de arena como porcentaje en volumen. Alcalinidad (definición): Sean: Mf = Alcalinidad, al anaranjado de metilo, del filtrado Pf = Alcalinidad, a la fenolftaleína, del filtrado Pm = Alcalinidad, a la fenolftaleína, del lodo La alcalinidad se considera como el poder ácido-neutralizante de una sustancia. En un lodo, la prueba puede realizarse directamente en él (P m) o en el filtrado (Mf y Pf ). Los resultados obtenidos pueden usarse para estimar la concentración de los iones hidroxilo (OH-), carbonato (CO3 -2), y bicarbonato (HCO3- ) en el lodo, y que son responsables directos de las alcalinidades del filtrado y del lodo. La alcalinidad es tan importante como saber su origen. Así, aquella que provenga de los iones hidroxilo se considera benéfica (pues proporciona, sin otros efectos negativos, un ambiente alcalino, no corrosivo y propicio para el buen desempeño de algunos aditivos del lodo); por el contrario, la alcalinidad aportada por los iones carbonato y bicarbonato se considera dañina, pues dichos iones afectan negativamente la fuerza gel y el filtrado de lodo sin permitir acciones correctivas mientras sigan presentes. Los iones carbonato y bicarbonato se pueden remover del lodo mediante la adición de hidróxido de calcio, que convierte los iones bicarbonato en iones carbonato, precipitándolos como carbonato de calcio insoluble, su presencia en el lodo se debe comúnmente a la contaminación del agua del lodo con CO2, contenido en muchas de las formaciones perforadas. Interpretar los valores de Mf y Pf , y utilizarlos para diferenciar el origen de la alcalinidad, requiere calcular las diferencias entre los valores de titulación obtenidos. Por ello es crucial tener cuidado en seguir exactamente los pasos del procedimiento y así obtener medidas precisas de los reactivos. Es importante aclarar que con los cálculos solo se logra un estimativo se las concentraciones de las especies iónicas presentes, basados en un equilibrio químico teórico de las reacciones. En ocasiones, la composición del filtrado es tan compleja que interpretar las alcalinidades en función de los componentes iónicos estimados puede conducir a errores, pues otros iones, tales como los boratos, silicatos, sulfuros y fosfatos, pueden también contribuir a la alcalinidad.

Tal vez algo más preocupante en la determinación de alcalinidades en lodos de perforación es la presencia de los adelgazantes orgánicos aniónicos, productores de filtrado con sus productos de degradación, pues pueden contribuir grandemente al valor final de la alcalinidad y también en cubrir el punto final del cambio de color en las titulaciones. Esta contribución es especialmente importante en la determinación de la alcalinidad del filtrado al anaranjado de metilo, haciendo la prueba muy imprecisa. Sin embargo para un sistema de lodo base agua y bentonita que no posee adelgazantes orgánicos, las alcalinidades M f y Pf , pueden ser usadas para determinar la presencia de iones carbonato y bicarbonato Alcalinidad: Lodo base agua Objetivo Determinar la alcalinidad (Pm ) de un lodo base agua . Unidad mL Ejemplo Pm = 1.2 mL de 0.02N (N/50) solución de ácido sulfúrico Equipo        

Plato de titulación Jeringa 3-mL (sin aguja) Pipeta 5-mL Varilla agitadora Cilindro graduado 50-mL (250-mL para lodos de cal) 0.02N (N/50) solución de ácido sulfúrico Solución indicadora de fenolftaleína Agua destilada

Procedimiento 1. Recoger una muestra del fluido. 2. Pasar 1 mL de la muestra al plato de titulación usando la jeringa. 3. Agregar 50 mL de agua destilada en el plato de titulación y agitar. Observar el color de la mezcla para el Paso 5. Nota: Para lodos de cal, usar 200 mL de agua destilada. 4. Agregar 10 a 15 gotas de solución indicadora de fenolftaleína en el plato de titulación y revolver.

5. Agregar la solución de ácido sulfúrico en el plato de titulación de a una gota por vez hasta que el color cambie de rosado o rojo al color original.

6. Registrar la cantidad de solución de ácido sulfúrico usada (en mL) como P m . Objetivo Determinar la alcalinidad de la totalidad del lodo y el contenido de cal de un lodo base aceite, o sintéticos. Unidad mL Ejemplo Alcalinidad = 1.8 mL de 0.1N (N/10) solución de ácido sulfúrico Equipo        

Frasco Erlenmeyer de 500-mL con tapón de goma, o un bote de la misma capacidad con tapa Jeringa desechable de 3-mL Cilindro graduado de 50-mL Cilindro graduado de 250-mL Dos pipetas de 1-mL Dos pipetas de 5-mL Solvente Arcosol PNP ® Agua destilada

Nota: Si no hay solvente disponible, se puede usar el fluido base. Nota: Si no hay disponible agua destilada, se puede usar agua no destilada. El pH del agua debe ser de 7 aproximadamente.   

Solución indicadora de fenolftaleína 0.1N (N/10) solución ácido sulfúrico 0.1N (N/10) hidróxido de sodio

Alcalinidad: Lodo base Aceite / Sintéticos Procedimiento 1. Recoger una muestra del fluido de perforación. 2. Medir 100 mL de solvente Arcosol PNP y echarlo en el frasco Erlenmeyer. 3. Agregar 1.0 mL de la muestra de fluido en el frasco Erlenmeyer usando la jeringa.

4. Tapar el frasco y sacudirlo fuertemente. 5. Agregar en el frasco 200 mL de agua destilada y 10 a 15 gotas de solución indicadora de fenolftaleína. 6. Tapar el frasco y sacudirlo fuertemente durante un mínimo de dos minutos. 7. Dejar que las fases se separen.

8. Agregar 3 mL de solución de ácido sulfúrico en el frasco usando la pipeta de 5mL. 9. Tapar el frasco y sacudirlo fuertemente. 10. Dejar que las fases se separen.

11. Continuar agregando solución de ácido sulfúrico en incrementos de 3-mL hasta que desaparezca el color rosado. Nota: Agitar la solución después de cada adición de ácido sulfúrico. 12. Registrar el volumen de ácido sulfúrico usado en mL. 13. Dosificar con hidróxido de sodio usando la pipeta de 1-mL hasta que por primera vez reaparezca y se mantenga el color rosado. Nota: Agitar la solución después de cada adición de hidróxido de sodio. Agregar hidróxido de sodio solamente hasta que reaparezca el color rosado. 14. Registrar el volumen en mL del hidróxido de sodio usado. 15. Calcular la alcalinidad.

Alcalinidad = mL N/10 ácido sulfúrico – mL N/10 hidróxido de sodio 16. Calcular el exceso de cal en libras por barril de lodo. Exceso de cal, lb/bbl = 1.3 × alcalinidad Alcalinidad: Filtrado (P f /Mf ) Objetivo Determinar las cantidades de iones solubles que contribuyen a la alcalinidad en un fluido de perforación base agua. Nota: Si el lodo contiene altas concentraciones de diluyentes orgánicos (p.ej., CARBONOX), use el método alternativo de alcalinidad de filtrado (P 1 /P2 ). Procedimiento 1. Recoger una muestra de filtrado usando el método de filtrado API. 2. Pasar 1 mL del filtrado al plato de titulación usando la pipeta de 1-mL. 3. Agregar 10 a 15 gotas de solución indicadora de fenolftaleína en el plato de titulación.

4. Agregar lentamente la solución de ácido sulfúrico en el plato de titulación (usando la pipeta de 2- ó de 5-mL) hasta que el color cambie de rosado o rojo al color del filtrado original. 5. Registrar como Pf la cantidad en mL de solución de ácido sulfúrico usada. 6. Agregar 10 a 15 gotas de solución de indicador metil naranja en la mezcla de filtrado. 7. Continuar dosificando con la solución de ácido sulfúrico hasta que el color cambie de naranja a rosado salmón. 8. Registrar la cantidad total de solución de ácido sulfúrico usada, incluyendo la cantidad del ensayo Pf , como valor Mf.

9. Calcular la concentración de iones de hidroxilo(OH - ), carbonato (CO3 -2), y bicarbonato (HCO3- ) usando la tabla siguiente.

Cálculos de concentración. Usar estos cálculos para los iones de hidróxido (OH- ), carbonato (CO3 -2), y bicarbonato (HCO 3- ) en fluidos de perforación base agua. Exceso de cal, lb/bbl = 0.26 x [Pm - ( Pf x Fw )] Exceso de cal, kg/m3 = 0.74 x [Pm - ( Pf x Fw )]

6.3 QUIMICOS Y ADITIVOS DE LOS FLUIDOS DE PERFORACION

Los fluidos de perforación incluyen gases, líquidos o mezclas de los mismos. Comúnmente presentan como líquido base el agua, el aceite (petróleo crudo o uno de sus derivados) o una mezcla estable de ellos. Para complementar las propiedades se utilizan materiales diversos llamados aditivos, estos son: a)

Reductores de viscosidad

Se tienen cuatro fosfatos complejos:

El pirofosfato ácido de sodio SAPP (Na 2H2P2O7); el pirofosfato tetrasódico OTSPP (Na4P2O7); El tetrafosfato de sodio OSTP (Na 6P4O13); El exametafosfato de sodio OSHMP (Na6(PO3)6). Su límite de temperatura está en los 150°F, el efecto dispersivo es atribuido a que las arcillas absorben las largas cadenas de los fosfatos complejos sometiendo la atracción entre partículas reduciendo la viscosidad. Otro reductor conocido son los tanatos: El más usado es el quebracho, extraído del árbol que lleva su mismo nombre, de formula química (C1 4H10O9) siendo poco soluble en agua, pero sí en ácidos; requiere adición de hidróxido de sodio para ser un tanato soluble en sodio, así es un efectivo visco-reductor natural trabajando a temperaturas superiores a los 250°F, si las concentraciones de sal o contaminaciones de calcio no exceden las 10,000 ppm y las 240 ppm respectivamente. Usado con hidróxido de sodio en una proporción de 5:1 sirve para reducir la viscosidad, emulsificar el aceite y reducir la probabilidad de pérdidas de circulación b)

Controladores de pérdida de filtrado Parte del lodo que se filtra hacia las formaciones perforadas, a través de la torta, puede ser controlado mediante el uso de bentonita, polímeros y adelgazantes (excepto los fosfatos y los tanatos) como: 

Lignitos: Muy solubles al agua y no requieren hidróxido de sodio, los lignitos complejos son usados con lignosulfonatos modificados para aumentar el control de pérdidas de circulación a temperaturas elevadas. Los lignitos son usados en lodos base agua a temperaturas superiores a los 400°F.



Lignosulfonatos de calcio: Son usados para convertir un lodo base sodio a uno base calcio usando cal, aunque no es particularmente efectivo para controlar la viscosidad de lodos base agua fresca si se permite el uso del lodo en un ambiente de calcio. Están clasificados como los segundos en control de pérdida de fluido; de manera extremadamente efectiva en el control de pérdidas de fluido cuando se usan en conjunto con los lignitos asimismo en sistemas de lodos dispersos. c)

Emulsificantes

Facilitan la dispersión mecánica de dos líquidos inmiscibles, y estabilizan químicamente la emulsión (una emulsión en este caso es un sistema de dos fases, que consiste en la mezcla de finas gotas de aceite en agua o viceversa, el líquido que circunda las gotas se denomina la fase continua y las gotas como la fase dispersa, si el aceite y el agua son los únicos agentes presentes) cuando se adiciona un tercer agente denominado emulsificante, que, acompañado de agitación, se dirige a la interfase de los fluidos impidiendo que las gotas (fase

dispersa) coalescan, generando repelencia entre las mismas o estabilizando la dispersión. d)

Materiales de pérdida de circulación o taponantes Se encuentran disponibles en varios tamaños y formas, usados como píldoras o baches que sellan la zona fracturada o cavernosa evitando eventuales pérdidas de fluido y sólidos, estos materiales pueden ser granulares, en forma de hojuelas o fibrosos; según su forma pueden ser clasificados como comunes (materiales granulados: nuez, cascarilla de arroz) medianos (en hojuelas: celofán, polietileno de 1/8 de pulgada hasta 1 de pulgada en longitud y superiores a los 10mm en diámetro ) o finos ( fibrosos: fibras de madera, fibras sintéticas), en sí, todos estos materiales son usados para sellar pequeñas fracturas o poros en zonas de altas permeabilidades y extremadas pérdidas de circulación.

e)

Aditivos especiales

Entre estos encontramos los floculantes (polímeros para remoción de los sólidos perforados), agentes para el control de corrosión (inhibidores, aminas, secuestrantes de oxígeno como sulfuro de sodio y secuestradores de sulfuro de hidrógeno como compuestos de zinc o derivados del hierro ), antiespumantes (agentes de superficie activa como estereato de aluminio, siliconas orgánicas etc.), aditivos para el control de PH (como soda cáustica, potasio sódico ), lubricantes (como grafito, plásticos sintéticos ), químicos anti-pega diferencial. f)

Densificantes o pesantes Algunos aditivos actúan principalmente sobre la densidad del lodo aumentándola, en ellos es muy importante su gravedad específica (cuanto mayor sea menos masa densificante requerida), su dureza y su disponibilidad en la naturaleza. Algunos son: 

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Barita (sulfato de Sr, Pb o Ba) el sulfato de bario BaSO4 es el más utilizado en lodos de perforación, su gravedad específica está entre 4.3 – 4.5 y su dureza entre 3 – 3.5., muy usado para incrementar las densidades de todos los tipos de lodos, lodos de 20 ppg pueden obtenerse con este material. Galena (sulfuro de plomo) de gravedad específica entre 7.4 – 7.6 y dureza entre 2 – 3, actualmente es raramente usado debido a su alta toxicidad, excepto en situaciones de emergencia cuando se requieren pesos de lodo que superen los 32 ppg. Carbonato de calcio Se puede presentar en dos formas: como Aragonito o Calcita según como cristalicen en la naturaleza. Para el Aragonito la gravedad específica y dureza varían respectivamente entre 2.9 – 3.0 y entre 3.5 – 4. La calcita presenta gravedad específica, entre 2.6 – 2.8 y una dureza de 3, Usado primordialmente para obtener lodos con un peso aproximado de 10.8 ppg. En lodos base aceite y fluidos de Workover puede

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

ser usado como material de control de pérdida de circulación cuando se completa un pozo en zonas donde se puede producir daño en la productividad. Hematita (oxido de hierro) puede encontrarse en la naturaleza asociada en gran cantidad a la Barita, su gravedad específica y dureza varían respectivamente, entre 5 – 5.2 y 5.5 – 6. Tienden a incrementar las pérdidas de filtrado y el grosor de la torta o cake reduciendo grandemente su uso, además considerado como posible elemento abrasivo en la broca y en la sarta, inclusive en las bombas comparado con la barita. Limenita (FeTiO3). De gravedad especifica 4.72, y dureza entre 5 – 6, de uso restringido a casos en los cuales la velocidad de flujo, dentro de las tuberías y demás conductos de perforación es baja, mitigando su poder abrasivo. Sales disueltas. Tales como el cloruro de sodio NaCl, Fluoruro de calcio CaCl2 y cloruro de calcio con mezcla de bromuro de calcio CaBr usados para generar fluidos de Workover libres de sólidos. Con rangos de peso mayores a las 10 ppg a partir de NaCl, superiores a las 11.8 ppg con cloruro de calcio y entre 11.8 – 15.1 ppg en mezclas de NaCl y CaBr. Usados especialmente en perforación de estratos de sal y de acción corrosiva considerable. g) Viscosificantes.

Incrementan la viscosidad eliminando o disminuyendo la pérdida de filtrado en lodos base agua fresca en su estado natural, aunque, mediante modificaciones ejecutan la misma función en lodos base aceite y salinos. Las arcillas han sido tradicionalmente los viscosificantes más utilizados en lodos de perforación. Entre ellos sobresalen la bentonita –rica en montmorillonita, de gran capacidad de intercambio catiónico (80 – 150 meq). / 100 g, capacidad áltamente responsable de la enorme capacidad de hidratación de la bentonita en agua dulce- y la atapulguita (silicato hidro–magnésico – alumínico) usada para dar viscosidad a lodos de agua salada, donde no es efectiva la bentonita a menos que se halla prehidratado en agua dulce, entre otros se tienen: 



Atapulguita: en cualquier tipo de agua desarrollará viscosidad, pero su uso primario es preparar y mantener lodos base sal, la viscosidad generada es púramente mecánica; por su estructura cristalina única que se desintegra en numerosas agujas de diferentes tamaños, tienden a amontonarse generando un efecto de cepillo proveyendo viscosidad para limpiar el hueco de cortes. No necesariamente dicha forma de aguja provee control de pérdida de circulación, para lo cual el uso de reductores, tales como starsh o celulosas polianónicas es necesario. Asbestos: efectivos en agua fresca o salada, producen viscosidad mecánicamente gracias a que las delgadas fibras que lo componen crean un efecto de amontonamiento, tiene como desventaja el ser altamente perjudicial para la salud ya que puede entrar fácilmente a los pulmones.

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Polímeros: Pueden ser naturales o sintéticos, usualmente de alto peso molecular. Polisacárido usado para generar viscosidad en agua fresca o salada, provee viscosidad, yield (rendimiento) y gel strenght en aguas salinas sin necesidad de usar otros materiales coloidales tales como la bentonita; su limitación de temperatura está cerca de los 250°F, debiéndose utilizar un preservante para evitar la degradación bacteriana. Celulosa polianónica: Es usada primordialmente como un controlador de pérdidas de fluido en agua fresca y salada, actuando también como un viscosificante en estos sistemas; puede ser usado a temperaturas superiores a los 300°F y no está sujeto a degradación bacteriana. CMC carboximetil celulosa: Es primariamente un fluido de control de pérdida de fluido pero también produce viscosidad en agua fresca o salada donde el contenido de sal no exceda los 50,000 mg/litro. El CMC es una larga cadena molecular que puede ser polimerizada para producir diferentes pesos moleculares y en efecto diferentes grados de viscosidad, generalmente provee gran control de pérdida de fluido; su límite de temperatura son los 250°F y no está sujeto a degradación bacteriana. hidroxietil celulosa: Es utilizado como viscosificante para trabajos de Workover, áltamente soluble en ácidos y efectivo como aditivo para fluidos de Workover, al no suspender barita necesita de otros tipos de polímeros para proveer viscosidad y gel strenght. 250°F de temperatura límite. Hidroxipropil guar gum y xanthan: Es una mezcla en la cual existe una proporción de cada compuesto, con temperatura limite de 250°F y requiere el uso de preservantes para prevenir la degradación bacteriana. Polímeros selectivos: Usados primordialmente en sistemas de lodos no dispersos, donde el mayor objetivo es la floculación y remoción de los sólidos perforados, por ser floculantes efectivos en perforaciones donde se aplica agua clara, lodos no dispersos y lodos salinos de cualquier concentración.

7. HIDRAULICA DE FLUIDOS DE PERFORACION INTRODUCCION Y DEFINICIONES

Presión hidrostática y columna de lodo Todos los fluidos ejercen presión debido a dos cosas: su densidad, expresada como la relación peso/volumen, dada principalmente en kilogramos/metro cúbico o (para nuestro caso) libras/galón (ppg) y la altura de la columna de fluido. Así la presión es la fuerza ejercida sobre una unidad de área, expresada para nuestros efectos de cálculo como libras por cada pulgada cuadrada o psi (pounds per square inch) pudiendo ser también expresada como un gradiente: psi/pie. Es así que una densidad puede ser expresada como un gradiente de presión y viceversa, aquí aparece el factor 0.052 (en el sistema inglés). Este valor resulta de la siguiente concepción: Tomando un cubo con longitud de 1 pie, lleno de fluido, poseería 7.48 galones y si este fluido tuviera una densidad de 1 ppg, concluiríamos que el peso total del fluido es 7.48 libras o 7.48 libras/pie 2, que sería obviamente el área en la que se apoya el cubo; y si un pie cuadrado es igual a tener 144 pulgadas cuadradas, este peso expresado en libras/pulg2 sería:

7.48 libras/pie2 ÷ 144 pulgadas2/pie2 = 0.05194 ≈ 0.052 libras/pulgada 2

Es decir: 0.052 libras/pulgada 2 por cada pie de altura que tenga la columna de fluido, de modo que la fórmula para calcular el gradiente de presión de un fluido sería: Gradiente de Presión = 0.052 × densidad del fluido Así el gradiente de presión de un fluido con una densidad de 10,5 ppg, será: Gradiente de Presión = 0.052 × 10.5 = 0.546 psi/pie La presión hidrostática de un fluido es la presión total generada por una columna de fluido cuando se encuentra quieto, actuando a cierta profundidad (vertical) del wellbore y se calcula: Phidrostática = gradiente × profundidadTVD O lo mismo que: Phidrostática = 0.052 × densidad × profundidadTVD Vale la pena aclarar que la profundidad a considerar para calcular presiones hidrostáticas es la longitud vertical del pozo, conocida como la TVD (True Vertical Depth) que no debe ser confundida con la MD (Measured Depth) que es la

longitud axial del pozo y que es tanto mayor que la longitud vertical cuanto más desviado se encuentre el pozo. Si requerimos saber la presión que ejerce un fluido de densidad 10.5 ppg en el fondo de un pozo que tiene una MD de 6,750 pies y una TVD de 6,500 pies el calculo sería entonces: Phidrostática = 0.052 × 10.5 × 6,500 Phidrostática = 3,549 psi

TIPOS DE FLUIDOS La mayoría de fluidos no newtonianos son todos aquellos fluidos que presentan una proporcionalidad lineal directa entre el esfuerzo de corte y la velocidad de corte “τ y γ” , respectivamente, a presión y temperaturas constantes. Como ejemplo están los lodos de perforación, lechadas de cemento, geles de fracturamiento, que tienen una característica tixotrópica ideal para la industria petrolera, tal característica provee una estructura interna que aumenta la resistencia o solidez mientras se para el movimiento del fluido o mientras una rata de corte baja es mantenida; es decir que sirve para mantener los cortes suspendidos en el lodo mientras se paran las bombas en superficie. El valor del yield o yield point para un fluido tixotrópico es la extrapolación de la sección recta en el eje del esfuerzo de corte expresado en libras de fuerza por 100 pies cuadrados y es el esfuerzo mínimo necesario para lograr que el fluido empiece a moverse; la viscosidad plástica se expresa en centipoises y es una medida de la resistencia interna del fluido a fluir resultante de la interacción de los sólidos contenidos en el fluido, entendiéndose como un efecto mecánico, indicativo del número, tipo y tamaño de las partículas sólidas en la fase fluida, es así que cuando la cantidad de sólidos incrementa, la fricción entre partículas aumenta y el valor del esfuerzo de corte necesario para superar el yield point aumenta, si el sólido adicionado es menor de una micra (1μ) el esfuerzo de corte requerido será mayor que si la partícula tuviera un tamaño mayor a 1μ , incluso sí los sólidos son reducidos por acción química o desgaste se tendrá un incremento en esfuerzo de corte y en viscosidad plástica. Según su naturaleza cada fluido tiende a oponer una mayor o menor resistencia al flujo. Para vencer esta oposición el fluido requiere de energía mecánica que se disipa como calor, por la acción viscosa. Esencialmente la viscosidad es la propiedad del fluido responsable de la necesidad de la fuerza de corte para deslizar una capa del fluido sobre otra,

Para el caso de dos capas paralelas la fuerza de corte F, actuante sobre el área A, produce un esfuerzo de corte (shear stress) τ = F/A. La rata de corte o velocidad de corte (shear rate) γ, correspondiente a τ, es entonces equivalente al gradiente de velocidad dv/dy. Por lo tanto la viscosidad absoluta (μ N) estará definida por la relación entre τ y γ como sigue:

Para entender mejor lo que estos y otros términos significan, sirve observarlos a manera de tabla como se muestra a continuación, generada por Baroid, además de ser un estupendo preámbulo para entender: los diferentes tipos de fluidos, el por que se diferencian y como se diferencian.

7.1 MODELOS REOLOGICOS

Los modelos reológicos permiten predecir el comportamiento de los fluidos sobre una amplia escala de velocidades de corte. La mayoría de los fluidos de perforación son fluidos seudo-plásticos no newtonianos. Los más importantes modelos reológicos aplicables a ellos son:   

Modelo de Bingham Modelo de la ley de la potencia Modelo de Herschel-Bulkley (punto cedente-ley de la potencia [MHB])

Estos modelos de Bingham, ley de la potencia, MBH y newtoniano no predicen el mismo comportamiento que un fluido de perforación típico, como se puede ver en la figura, cuando comparamos el esfuerzo de corte con la velocidad de corte que produce cada uno. En la industria petrolera el cálculo de la hidráulica (específicamente las pérdidas de presión que sufre el caudal de lodo en su transitar a través de los componentes

de la sarta tanto en su exterior como en su interior) utiliza las aplicaciones matemáticas generadas por estos modelos, si bien se observa en la figura, que el comportamiento de un lodo de perforación típico no es representable de manera exacta por dichos modelos, no obstante el modelo que mejor lo describe es el Modelo de Herschel-Bulkley (punto cedente-ley de la potencia [MHB] o de la Potencia Modificada). Pero debido a la complejidad del tratamiento matemático de este modelo no se mostrará su método de cálculo de las caídas de presión, en cambio para no dejar abandonado este tópico se optó por presentar el método asumido por Baroid para Ley de Potencia



Modelo de Bingham

El modelo de Bingham describe el flujo laminar por medio de la ecuación siguiente: τ = PC + (VP × γ) Donde:    

τ PC VP γ

es el esfuerzo de corte medido en lb/100 pies 2 es el punto cedente en lb/100 pies2 (equivale al yield point) es la viscosidad plástica en cP es la velocidad de corte en seg.-1

Las normas del API requieren que el cálculo de PC y VP se haga usando las ecuaciones siguientes: VP = θ 600 – θ 300

PC = θ 300 – VP, o PC = (2 × θ300) – θ600 Debido a que el modelo asume comportamiento verdaderamente plástico, el índice de flujo de un fluido que concuerde con este modelo debe tener n = 1. Lamentablemente, no es frecuente que esto ocurra y el modelo por lo común predice en exceso los esfuerzos de punto cedente (esfuerzo de corte a una velocidad de corte cero) en un 40 a 90%. Un método rápido y fácil para calcular esfuerzos de punto cedente más realistas consiste en suponer que el fluido muestra comportamiento verdaderamente plástico, únicamente en una escala con bajo índice de corte. Se puede calcular un punto cedente de baja velocidad de corte (LSR PC) usando la siguiente ecuación: LSR PC = (2 × θ3) - θ6 Este cálculo produce un valor del esfuerzo de punto cedente próximo al que producen otros modelos más complicados y se puede usar cuando el requerido algoritmo de computadora no esté disponible. 

Modelo de la ley de potencia

El modelo de la ley de potencia describe el comportamiento reológico del fluido usando la siguiente ecuación: τ = K × γn Este modelo describe el comportamiento reológico de fluidos de perforación base polímero que no presentan esfuerzo de punto cedente (p.ej., salmueras claras viscosificadas). Algunos fluidos viscosificados con biopolímeros se pueden describir también por este modelo. Las ecuaciones generales para calcular el índice de flujo y el índice de consistencia de un fluido, para calcular el esfuerzo de corte, son:

Donde:  

τ es el esfuerzo de corte calculado en lb/100 pies 2 τ2 es el esfuerzo de corte a una velocidad de corte más alta 2

     

τ1 baja 1 n γ γ2 γ1 K

es el esfuerzo de corte a una velocidad de corte más es el índice de flujo es la velocidad de corte en seg.-1 es la velocidad de corte más alta 2 es la velocidad de corte más baja 1 es el índice de consistencia

Nota: El modelo de la ley de potencia puede producir valores de n y K que difieren mucho. Los resultados dependen de los pares de datos para esfuerzo y velocidad de corte usados en los cálculos. 

Modelo de Herschel-Bulkley (punto cedente-ley de la potencia modificada [MHB])

Debido a que la mayoría de los fluidos de perforación presentan esfuerzo cortante, el modelo de Herschel-Bulkley (punto cedente-ley de la potencia modificada[MHB]) describe el comportamiento reológico de lodos de perforación con mayor exactitud que ningún otro modelo. El modelo MHB usa la siguiente ecuación para describir el comportamiento de un fluido: τ = PC + (K × γ n ) Donde:     

τ es el esfuerzo de corte medido en lb/100 pies 2 PC es el esfuerzo de punto cedente del fluido (esfuerzo de corte a velocidad de corte cero 0 ) en lb/100 pies2 K es el índice de consistencia del fluido en cP ó lb/100 pies 2 seg.n n es el índice de flujo del fluido γ es la velocidad de corte en seg.-1

Los valores de K y n en el modelo MHB son calculados de manera diferente que sus contrapartes en el modelo de la ley de la potencia. El modelo MHB se reduce al modelo de Bingham cuando n = 1 y se reduce al modelo de la ley de la potencia cuando τ0 = 0. Una ventaja evidente que tiene el modelo MHB sobre el modelo de la ley de la potencia es que, a partir de un conjunto de datos medidos, se calcula un solo valor para n y un solo valor para K. Nota: El modelo MHB requiere:  

Un algoritmo de computadora para obtener soluciones. Un mínimo de tres mediciones de esfuerzo cortante e índice de cizallamiento para la solución. La precisión del modelo es mayor cuando se introducen más datos adicionales.

7.2 PRESION DE SURGENCIA Y SUAVEO DEBIDO AL MOVIMIENTO DE LA TUBERIA Causadas por el transitar de la tubería en el hueco, lleno de líquido, el suaveo es asociado con el flujo de fluido causado por halar el equipo fuera del hueco, es estimado mediante el cálculo de la presión de surgencia asumiendo que son iguales estando a la misma rata de movimiento de la sarta, esto significa que al desplazar la tubería dentro del hueco a cierta velocidad producirá una variación de presión en igual magnitud pero de signo contrario, que si se sacara la sarta del hoyo a esa misma velocidad. La magnitud de las presiones de surgencia y suaveo son importantes para el operador por las siguientes razones: 

 



Mas del 25% de los blowouts y well kicks son el resultado de reducciones de la presión en el hueco debido principalmente al hecho de sacar la tubería del hueco. Excesivas presiones de surgencia han producido enormes pérdidas de circulación durante las operaciones de perforación y corridas de Casing. Los cambios de presión causados por la alternancia entre la presión de surgencia y la presión de suaveo, debido a los movimientos de la sarta producen inestabilidad del hueco. La presión de suaveo puede resultar en una contaminación de lodo debido a la entrada de fluidos desde las formaciones al hueco, lo que desemboca en aumento de los costos de tratamiento del lodo, entre otros problemas.

Estos efectos de surgencia y suaveo han sido reconocidos aproximadamente desde los 30´s. En 1960 burkhardt presentó un resumen del comportamiento de

estas presiones donde incluía pruebas y predicciones de las mismas. En las figuras anteriores se muestran los cambios en la presión del hueco, mientras se corre una junta de tubería hasta una profundidad cercana a los 1,850 pies, mientras la figura de la derecha, muestra la velocidad y aceleración de la misma junta de tubería al bajarse en el hueco; trabajando ambas figuras el mismo periodo de tiempo. En el punto “A” la tubería es levantada de los “slips” que la sostienen, la reducción de la presión alcanza casi los 200 psi mientras la velocidad del fluido es negativa. En el punto “B”, la presión de surgencia superó los 400 psi, coincidiendo con el punto de mayor velocidad de desplazamiento de la tubería, obsérvese que en el punto “C” se produce una presión de suaveo de casi 200 psi, que corresponde al punto de mayor desaceleración de la tubería, lo cual indica que un pozo también puede ser suaveado inclusive corriendo tubería hacia dentro del hoyo. Como conclusiones adicionales, estas figuras muestran que: a)

La presión puede cambiar drásticamente cuando se corre tubería

b)

La velocidad de corrida de tubería puede cambiar drásticamente

c)

Las presiones de surgencia pueden ser demasiado altas a poca profundidad

Entonces las presiones de surgencia y suaveo pueden ser causadas por el rompimiento de la fuerza gel del lodo, desplazamiento de lodo en flujo turbulento y mediante aceleración-desaceleración del desplazamiento de la tubería, no obstante estos efectos pueden ser considerados separadamente: FACTORES GEL DE LA SURGENCIA La presión de surgencia requerida para romper la fuerza gel del lodo puede ser estimada usando la presión en función del esfuerzo de corte (shear stress) con la ecuación:

La presión de surgencia cuando se rompe la estructura gelatinosa generalmente es menor que la experimentada a la máxima velocidad de la tubería, como se observó en las figuras anteriores; por lo demás, la velocidad de desplazamiento del fluido depende de si la tubería introducida está abierta o cerrada, por lo cual se consideran separadamente. Además el operador debe considerar si el flujo que se

presenta es laminar o turbulento. Probablemente la mejor manera de calcular la presión de surgencia es asumir los dos regímenes y tomar como respuesta el mayor valor de presión.

Tubería cerrada La tubería puede encontrarse cerrada mediante el uso de collares flotadores, que por lo general permiten el llenado continuo de la tubería, en el caso de correr tubería de revestimiento, el llenado comúnmente ocurre después de haberse bajado la tubería, de tal manera que se puede considerar cerrada al calcular la presión de surgencia. La siguiente ecuación sirve como estimativo de la velocidad en el anular del fluido en tubería cerrada (Mediante la siguiente figura se determina el valor de K según Burkhardt,):

Como la velocidad Vp de la tubería cambia cuando la tubería se introduce en el hueco. La máxima presión de surgencia ocurrirá a la máxima velocidad de la tubería, así, la máxima velocidad del fluido puede estimarse como: Vm = 1.5 × V Donde el valor de 1.5 es un factor de experiencia. Cuando se baja una junta o toda una parada, es práctica común el acelerar hasta cierto punto y entonces desacelerar para asentar los slips. En general, la máxima velocidad de la tubería podría ser 1.5 veces la velocidad promedio, que es determinada mediante la división de la longitud de tubería que es introducida en el hueco entre el tiempo total requerido en minutos.

Tubería abierta La presión de surgencia con tubería abierta es difícil de definir. El flujo relativo en el anular y dentro de la sarta puede ser dependiente de las fuerzas de presión y las áreas cross-seccionales. En el anular la presión será principalmente dependiente, muchas veces de la propiedades del lodo, mientras a través de la broca y dentro de la sarta puede ser independiente, debido a que es muy probable que el flujo sea turbulento, así la velocidad de desplazamiento en tubería abierta puede calcularse como:

Bajo esta base se podrá asumir que la velocidad del fluido dentro y fuera de la tubería será igual cuando las presiones dentro y fuera de la misma sean iguales. Después de determinar la velocidad del fluido, el cálculo de la presión de surgencia para flujo laminar, se logra:

Nota: La ecuación 5 puede ser usada solo cuando se tiene disponible un viscosímetro de velocidad variable que determine PV y γ a velocidades de 30 y 60 rpm. Si solo se tiene un viscosímetro de dos velocidades, la ecuación 6 será siempre usada. Después de determinar la velocidad del fluido, el cálculo de la presión de surgencia para flujo turbulento es:

Ps =

7.7 × (10-5) × ρ.8 × Q1.8 × (PV).2 × l (Dh - Dp)3(Dh + Dp)1.8



EJEMPLO 1:

Profundidad del pozo

= 15,000 pies

Tamaño hueco

= 7 7/8 in.

Drill Pipe

= 4 1/2 in. O.D. = 3 4/5 in. I.D.

Longitud de Drill Collars

= 700 pies

Tamaño Drill Collars

= 6 1/4 in. O.D. 2 3/4 in. I.D.

Propiedades del lodo: Peso del lodo

=

Lecturas de viscosímetro θ600 θ300 Velocidad promedio de bajada de la tubería, V p Tamaño de boquilla de la Broca

15 ppg

= 140 =

80 = 270 ppm = 3 11/32 in.

Determinar: la presión de surgencia a 15,000 pies asumiendo tubería cerrada. Solución: np = 3.32 log(θ600/ θ300) np = 3.32 log(140/80) = (3.32)(.243) = 0.805

Tubería de perforación Para la tubería de perforación las velocidades en su anular son:

Vm = (1.5)(250) = 375 ppm (velocidad máxima del fluido) Alrededor del Drill Pipe (14,300 pies) Asumiendo flujo laminar:

Ps = (95)(7.44) = 707 psi Alrededor del Drill Pipe (14,300 pies) Asumiendo flujo turbulento, los cálculos arrojan : Q = 642 gpm (equivalente) Ps = 704 psi Drill Collars Alrededor de los Drill Collars (700 pies) las velocidades son las siguientes:

Vm = (1.5)(580) = 870 ppm A alta velocidad, el flujo alrededor de los Drill Collars puede ser asumido como turbulento.

Ps = (7.7×10-5) × (15).8 × (816)1.8 × (60).2 × (700) (1.625)3 × (14.125)1.8 La presión total de surgencia a 15,000 pies, tomando el valor de presión más alto de los obtenidos para la tubería de perforación es : 707 + 375 = 1,082 psi 

EJEMPLO 2: Mismas condiciones mostradas en el ejemplo uno. Determinar: la presión de surgencia a 15,000 pies asumiendo tubería

abierta. Solución: Drill Pipe Para la tubería de perforación las velocidades en su anular son:

Vm = (1.5)(150) = 225 ppm Alrededor del Drill Pipe (14,300 pies) Asumiendo flujo laminar:

Ps = (64)(7.44) = 476 psi

Drill Collars: Alrededor de los Drill Collars (700 pies) las velocidades son las siguientes: Vm = (225)(42)/23 = 410

Asumiendo flujo turbulento: Ps = 140 × .7 = 98.0 psi La surgencia total en el anular es: 476 + 98 = 574 psi Asumiendo flujo laminar la surgencia dentro de la sarta a través del Drill Pipe se calcula:

Ps = (41.5)(6.7) = 278 psi La surgencia dentro de la sarta a través de los Drill Collars, asumiendo flujo turbulento será:

Ps = (76)(.7) = 53.2 psi A través de la broca: Ps = 288 psi Surgencia total dentro de la sarta = 278 + 53 + 288 = 619 psi. Estos cálculos muestran que la surgencia en el anular puede estar entre 574 psi para tubería completamente abierta y 619 psi que representa la presión requerida para fluir el fluido dentro de la tubería a la rata indicada. En el ejemplo 2 se ve un estimativo de la surgencia en el anular que es cerca del 55% de la surgencia con la tubería taponada, e indica una reducción potencial en la surgencia del anular mediante la omisión de collares flotadores al igual que boquillas pequeñas o “jets” de la Broca. En adición de la presión de surgencia o de suaveo asociadas directamente con la velocidad de la tubería e incluso con la desaceleración de la misma que crean un efecto considerable. De interés particular es el hecho de la reducción en la presión de suaveo cuando se para de repente el movimiento de la tubería; ver “C” en la Figura

La ecuación de la izquierda puede ser usada para estimar las presiones de aceleración o desaceleración asociadas al movimiento de la tubería taponada y la de la derecha puede ser usada para el mismo propósito pero en tubería abierta:



EJEMPLO 3

Mismas condiciones del ejemplo 1 Se asume ap = - 4.5 pps2, que es comparable a parar la tubería en un segundo mientras la tubería está dentro del hueco a una velocidad de 4.5 pps. Determinar la presión de surgencia asumiendo tubería cerrada y tubería abierta.

Surgencia total negativa = -168 + (-79) = - 247 psi Las perdidas de presión por desaceleración del ejemplo 3 son un estimativo de por que las presiones de surgencia negativa al ocurrir proveen una señal de

alerta. Esta alerta se vuelve mas importante cuando el peso del lodo se reduce por este efecto a niveles cercanos a la presión de poro de la formación incitando a los fluidos de la formación a fluir hacia el pozo.

CONSIDERACIONES ESPECIALES 





En pozos profundos con altas temperaturas, el lodo puede gelatinizarse considerablemente en el fondo creando un efecto de atrapamiento de la presión de surgencia generando perdidas de presión adicionales al comenzar la circulación. Por esta razón , es siempre importante elevar la sarta suavemente cuando comienza el bombeo de lodo . Se debe recordar siempre que el momento en el cual se debe manejar una menor velocidad de la sarta es el punto crucial en el cual la broca se desplaza frente a las zonas fácilmente fracturables, debido a que en ese momento la sección de Drill Collars que estaría por encima de la zona fracturable, presenta siempre un espacio anular menor (con una mayor velocidad del fluido en dicho intervalo) que el presente en las demás tuberías de la sarta. Estas fluctuaciones de presión ejercidas por la manipulación de la tubería pueden ser altas y deben ser consideradas en la áreas donde la estabilidad de las paredes del pozo es un problema.

NOMENCLATURA:                  

τ l P Dh Dp V Vp Di PV Vm γ Q ρ ap ppm pps ppg n

Fuerza Gel del lodo, lbf / 100 pies2 Profundidad del pozo, pies. Presión de surgencia, psi. Diámetro del hueco, pulgadas. Diámetro externo de la tubería, pulgadas. Velocidad del fluido. Pies / minuto. Velocidad de la tubería, Pies / minuto. Diámetro interno de la tubería, pulgadas. Viscosidad plástica, centipoises. Velocidad máxima del fluido, pies / minuto. Valor de Yield, lbf / 100 pies2 Rata de circulación, galones / minuto. Peso del lodo, libras / galón. Aceleración de la tubería, pies / seg. 2 Pies por minuto. Pies por segundo. Libras por galón Índice de flujo

8. TIPOS Y FUNCIONES DE LOS REVESTIMIENTOS

Las dos principales funciones de un revestimiento o casing son:  Mantener segura la perforación, resistiendo las fuerzas que se producen o imponen por parte de las formaciones revestidas y los equipos que son introducidos en estos, con un daño mínimo en su estructura.  La segunda es mantener la vida útil del pozo cumpliendo todos los objetivos a lo largo de todo su funcionamiento sin requerir un Workover (o reacondiconamiento de pozo después de ser perforado). Junto a lo anterior el aspecto económico se hace el complemento ideal de eficiencia buscado por la industria del petróleo y gas; así existen programas computarizados de diseño detallado que incluyen el análisis triaxial (procedimiento complejo de análisis necesariamente hecho por computadora que mide el efecto combinado de todas las fuerzas actuando sobre el casing y comparando este resultado con el minimum yield strenght del material a usarse) Tendiendo a revestimientos de bajo costo, no obstante se recomienda usar estos programas se recomienda confirmar los resultados con cálculos sobre el papel, para convalidar criterios y obtener el diseño más aplicable a la realidad. Durante la vida del pozo esta tubería puede verse afectada por dos presiones, burst o de estallido y la de collapse o de colapso producidas por los influjos desde las formaciones que pueden filtrarse a través de malas cementaciones; Un pozo comúnmente se compone de los siguientes revestimientos:  Stove pipe. (no indicado) Usado en perforaciones continentales para proteger el primer segmento del hueco y mantener el retorno de fluidos mientras se perfora hasta donde llegará el conductor pipe, colocado hasta unos cuantos pies bajo el cellar o contrapozo, sin estar conectado al diverter o a las blowout preventers (BOP´s), la única consideración técnica que se necesita es que sea del tamaño suficiente para correr el conductor dentro.  Conductor pipe. En una torre en tierra o en una torre costa-afuera el conductor debe ser perforado y cementado o asegurado. El conductor está conectado a un diverter en superficie mientras se perfora la siguiente sección donde se colocará el surface casing. El conductor debe estar siempre cementado hasta la superficie o hasta el mud line y deberá soportar las cargas compresivas impuestas por: las sartas de

revestimiento y completamiento posteriores; el “wellhead” (cabezal de pozo) y a veces, el peso de las BOP´s. Su resistencia a doblarse debe ser considerada si se encuentra elevado de la superficie sin el soporte suficiente y en mayor manera si está expuesto al movimiento de las holas y corrientes marinas que también propician condiciones de severa corrosión.  Surface casing. Normalmente es el primero en estar conectado a las BOP ´s. El zapato debe ser colocado a la profundidad que brinde un gradiente de fractura alto que soporte los influjos sorpresivos de las formaciones, mientras se perfora la siguiente fase. Es asentado tan profundo como para permitir la colocación del revestimiento de producción o el intermedio. Este revestimiento protege el wellbore de gas de poca profundidad (se considera gas somero el encontrado antes de ser colocadas las BOP), arenas inconsolidadas, shales empantanantes, zonas de pérdida de circulación y aislar las fuentes de agua dulce. 

Intermediate casing. Corrido en pozos profundos con presencia de formaciones problemáticas, que hacen poco seguras las operaciones de perforación después de asentar el casing de superficie, hasta la profundidad de asentamiento del revestimiento de producción. Se cementa generalmente hasta por debajo del zapato del revestimiento anterior, lo que favorece la opción de cortar y retirar la tubería al abandonar el pozo o en el caso de realizar operaciones de sidetracking.

 Production casing. Puede estar a lo largo de la totalidad del hueco o por encima del reservorio, sin colocar algún otro revestimiento gfdfposterior, en tal caso, el pozo puede producir así o eventualmente correrle uno o más liners, incluso también a través de un gggcompletamiento de grava, para el control de arena. En el caso de estar asentado a través de la formación, debe ser bien escogido para gggcontrarrestar las presiones colapsantes.



Drilling liner. Este se corre dentro del revestimiento de producción pero es asentado por encima del reservorio. Para permitir perforaciones más profundas posteriormente, eliminando la necesidad de correr otra sarta de revestimiento.



Production liner. Asentado dentro del revestimiento de producción o dentro del drilling liner una vez corrido este último, hasta la zona productora brindando aislamiento, y si es necesario, incorporando empaquetamiento de grava interno o externo.

El tope del colgador del liner generalmente incorpora un PBR, usado en caso de tener varios liners paralelos, o para asentar completamientos removibles sin el uso de un packer en el revestimiento.

8.1.

CRITERIOS DE DISEÑO DEL REVESTIMIENTO

Divididos en: Criterios Mecánicos 1. Propiedades mecánicas del acero factores que afectan el yield strenght, colapso y estallido. 2.

Grados de tuberías.

3.

Factores de seguridad.

Criterios Hidráulicos 4.

Métodos de aplicación del efecto de boyancia.

1. Propiedades mecánicas del acero y factores que afectan el yield strenght, colapso y estallido. Para entender el comportamiento elástico del acero es necesario comprender los términos:  

 

“Stress” Que se define como la carga (load) dividida entre el área cross-seccional, en lbs/pulg.2 “Strain” Relación Definida como la cantidad de estiramiento o alargamiento dividido entre la longitud original, sin unidades, representado por la letra “ε”, producido por “stress” o por expansión termal. “Stretch” Longitud adicional producida por estiramiento. Ley de Hooke Define que por encima del límite elástico el “stress” es proporcional al “strain” y su relación es una constante llamada módulo de elasticidad de Young E = 30,000,000 (para el acero).

Cuando se está dentro del límite elástico se producirá elongación del acero, una vez retirada la carga que la produce se restaurará la longitud original de la tubería, al excederse este límite (ambiente plástico), y al remover la carga no se restaurarán las dimensiones originales y si se aplica cada vez más carga se deformará hasta que fortuitamente falle. También existe otro particular que puede producir falla, pero dentro del límite elástico, debido a la fatiga producida por el mecanismo cíclico de cargadescarga sucesivo y de mayor manera la alternancia entre tensión y compresión, induciendo cambios en la estructura cristalina del acero solidificándolo y endureciéndolo hasta que este por fin se quiebra, aún lo anterior, existe un límite de esfuerzo o stress que al aplicarse un infinito número de ciclos no ocasionará falla. La deformación o strain termal producido en un cuerpo uniforme sujeto a calentamiento está dado por:

ε = 6.9 × 10-6/°F (1.24 × 10-5/°C)

2.

Grados de tuberías y especificaciones API de los Revestimientos.

El API define las características de diferentes aceros y les asigna letras para clasificar sus grados (API specification 5CT) los aceros varían por su composición química y tratamiento térmico, y define el “minimum yield stress” como el stress requerido para elongar la longitud original en un 0.5%, La clasificación que brinda el API es:

API H40

Acero al carbón, (calentado a 1,650 °F y aire colado), conveniente para trabajar en presencia de H 2S a altas temperaturas en tuberías por encima de las 80,000 lbs de “minimum yield strenght” o para todas las tuberías por encima de los 175°F .

API J55

Acero al carbón, (calentado a 1,650 °F y aire colado), conveniente para trabajar en presencia de H 2S a todas las temperaturas.

API K55

Acero al carbón, (calentado a 1,650 °F y aire colado), conveniente para trabajar en presencia de H 2S a todas las temperaturas.

JyK

Con el mismo “minimum yield strenght” de 55,000 psi, pero J tiene una “ultimate tensile strenght” UTS de 75,000 psi y K tiene una “ultimate tensile strenght” UTS de 95,000 psi. El UTS es lo que dictamina la resistencia de la conexión. Nótese que para otros grados de acero, la relación “minimum yield strenght”/UTS es 1.36, pero para un K55 esta es 1.727

API L80

Acero al carbón, conveniente para trabajar en presencia de H 2S a todas las temperaturas.

API 13Cr

Acero de aleación con un 13% de cromo. Conveniente para trabajar en presencia de CO2. susceptible de dañarse al manipularse, y de producir “galling” o endurecimiento por trabajo .

L80

API N80

Acero al carbón, templado y revenido (tratamiento térmico para disminuir dureza y aumentar resistencia)para producir un material completamente de estructura cristalina martensítica, de alta resistencia, carbón reducido, y mínima estructura austenítica, para reducir la susceptibilidad al rompimiento por corrosión producido por sulfuro siendo conveniente para trabajar en presencia de H2S a temperaturas superiores a los 150°F

LyN

Tienen el mismo “minimum yield strenght”, 80,000 psi, pero L tiene una “ultimate tensile strenght” UTS de 95,000 psi y N tiene una UTS de 110,000 psi.

API C75/90/95

Acero al carbón, templado y revenido (tratamiento térmico para disminuir dureza y aumentar resistencia)para producir un material completamente de estructura cristalina martensítica, de alta resistencia, carbon reducido, y mínima estructura austenítica, para reducir la susceptibilidad al rompimiento por corrosion por ataque de sulfuro. C75 puede ser usado en presencia de H 2S a todas las temperaturas y C95 a temperaturas superiores a los 150°F

API P105/110

Acero altamente resistente. Conveniente para trabajar en presencia de H2S solo a temperaturas superiores a los 175°F

API V150

Acero altamente resistente, “minimum yield strenght” de 150,000 psi, No es conveniente para trabajar en presencia de H 2S.

Estas tuberías se encuentran constantemente expuestas a sufrir daños a veces severos, ya que el personal puede no estar capacitado o desconoce los procedimientos adecuados para su buen manejo; el hecho de tenerse una sola junta en el hueco que presente variaciones en su estructura debido a un mal almacenamiento o transporte, representando un eslabón débil por el cual pueden producirse averías durante las diferentes operaciones que se realizan dentro del hueco, es así que respecto del cuidado que se tenga con estas tuberías depende la cantidad de juntas a reparar influyendo directamente en los costos generados, no solo por concepto de mantenimiento sino en el desarrollo y vida útil del pozo. Por lo que para el almacenaje y desplazamiento de estas tuberías es importante tener en cuenta que:     



   

 

    

La tubería no debe ser almacenada sobre el suelo y desordenadamente, ni expuesta a largos periodos de intemperie. Si se almacena indeterminadamente debe fumigarse y recubrirse con material anticorrosivo. Se deben examinar visualmente periódicamente todas las juntas que permanezcan almacenadas por mucho tiempo. Debe descansar sobre soportes indicados, espaciados de manera que no se doblen los tubos y se dañen las roscas. Las capas de tubería deben ser separadas por listones de madera firme, de manera que no caiga el peso sobre los acoples, en ángulo recto con respecto al tubo, directamente encima de los listones de capas anteriores, con cuñas que bloqueen los tubos para evitar rotación y deslizamiento. En lugares demasiado húmedos las cuñas deben ser cambiadas periódicamente para prevenir picaduras en los tubos y colapsos de la estructura. No colocar peso excesivos sobre los soportes. Si se detectan juntas dobladas deben ser reparadas de inmediato. Debe, en la medida de lo posible, disponerse de la tubería que lleve más tiempo en almacenamiento. Cuando se manipulan paquetes de tuberías, deben ser levantadas por sus extremos para colocar un separador de madera que permita el levantamiento de la tubería. No levantar tubos por un solo extremo. Deben movilizarse, siendo levantadas mediante dos colgadores, ya sea que se trabaje con grúas que dispongan de uno o dos ganchos, manteniéndolas horizontales. Tener en cuenta que durante la trayectoria del movimiento la tubería no golpee contra ningún obstáculo. En el descargue los tubos no deben golpearse. Se debe estar seguro de que los protectores estén bien apretados y con suficiente grasa. Los acoples deben ir todos en la misma dirección. De ninguna manera se deben sobrecargar los camiones o remolques por economizar costos de transporte.

4. Factores de seguridad Estas figuras son producto de la experiencia de los perforadores, debido que existen variables que son difíciles de cuantificar en cuanto al daño que producen en la capacidad resistiva de la tubería, (erosión, desgaste, corrosión, reacción con fluidos producidos entre otros), estos factores están dados por el API Bulletin 5C2 , o por el “halliburton Book” o mediante datos de los manufacturantes; se reseñarán los factores de seguridad frecuentemente aceptados para:  Estallido Con el tiempo la capacidad de resistir las paredes al estallido se ve comprometida y se recomienda un factor de 1.1 aplicado a la mínima presión de cedencia interna “minimum internal yield pressure”.  Colapso Un factor de seguridad de 1.1 será suficiente para ser aplicado a la mínima presión de colapso “minimum collapse pressure”.  Tensión El factor de seguridad asumido por diferentes autores y compañías operadoras varia entre 1.3 y 1.8; algunos tienen en cuenta el peso boyante y otros no, y se deberá observar que el uso de factores de seguridad elevados pueden generar sobre-diseños que implican costos innecesarios. Aparte de los cálculos de tensión uni-axiales, que asumen principalmente las cargas por el peso mismo de la tubería y la presión de prueba, existiendo factores desatendidos que generan tensión, como la flexión producida por los dog-legs, jalonamiento por arrastre u overpull, cargas por choque, etc. Se le debe aplicar el factor de seguridad a el valor de cedencia mínima o a la resistencia a la tensión de la conexión (el que ofrezca menor capacidad en tensión) antes de compararle con el valor de tensión uni-axial. Puede usarse un factor de 1.75 si es el caso. Si se toman en consideración las fuerzas de torsión “bending” en pozos desviados el factor puede ser de 1.5 y de 1.25 para el caso de practicarse un análisis tri-axial, para estos casos se debe especificar una disponibilidad de sobre-tensión con un factor de 1.1 o un valor de 100,000 lbs. En conclusión se aconseja asumir factores de seguridad para pozos verticales de 1.50 y para desviados de 1.75.  Compresión En la mayoría de casos el cálculo compresivo se lleva a cabo solamente en el revestimiento conductor que es el que finalmente soportará el completamiento, las BOP , y otras cargas como el cabezal de pozo. Y este se puede realizar mediante las figuras del API 5CT para “minimum yield” en tensión debido a que la cantidad de longitud adicional “strain” que se produce en tensión es la misma que se sustraería a la longitud original por compresión bajo la misma carga.  Factores de corrección por temperatura para el acero El “yield strength” del acero se afecta negativamente cuando la temperatura aumenta, entonces, un factor de seguridad (dado por los manufacturantes) debe ser aplicado al “minimum yield strength” de la tubería, para el caso de revestimiento

mixtos debe aplicase este factor al tope de cada sección; la siguiente tabla ofrecida por Nipón steel muestra los factores que se deben aplicar a sus tuberías. Temperatura °C

Temperatura °F

Factor de corrección de “Yield Strenght”

20

68

1.0

50

122

0.95

100

212

0.88

150

302

0.84

200

392

0.81

5. Métodos de aplicación del efecto de boyancia Es la fuerza de empuje que los fluidos ejercen contra los objetos que se encuentren inmersos en ellos, mediante la presión hidrostática del lodo, generando una fuerza ascendente neta que es la diferencia de presión entre la superficie y el fondo y puede ser calculada de diferentes maneras. 1.

Aplicación del factor de boyancia:

Si un determinado objeto se sumerge en un fluido y este puede llenar el espacio interior del objeto o si el objeto es macizo (en este caso sartas de casing y de perforación rodeadas y llenas del mismo lodo). El peso del objeto en el aire puede ser multiplicado por un factor de boyancia, que depende de la relación de pesos específicos del objeto y del fluido:

Para el acero SG = 7.87, el factor de boyancia cuando se encuentra inmerso en un fluido

BF = 1 – (0.2936 × r) = 1 – (0.0153 × ppg) Donde:  

2.

r ppg

es la gradiente de presión del lodo en psi/pie “pounds per gallon” o peso del lodo en lbs/gal

Sustracción del peso del fluido desplazado al peso total del objeto y su contenido.

En el supuesto caso de tener diferentes fluidos dentro y fuera del revestimiento como en la figura anterior (o antes de un trabajo de cementación por ejemplo) donde por lo general dentro del casing se tiene cemento en el shoetrack y cemento arriba del collar flotador, y por fuera, desde el fondo hasta el tope: lechada de cola, lechada de frente, espaciador y lodo. Ejemplo: si la lechada de cola de 15.8 ppg tiene 500 pies, fuera de un casing de 9 5/8 pulgadas O.D. con una capacidad de desplazamiento de fluido de 3.78 galones/pie, la fuerza boyante proporcionada es: 500 × 15.8 × 3.78 = 29,862 libras En un pozo vertical, dicha fuerza boyante es ejercida en el fondo del revestimiento hacia arriba desde la base del mismo. Para pozos desviados esta fuerza es perpendicular a la superficie de la tubería inmersa igual que en el extremo inferior de la sarta.

3. Cálculo de las presiones hidrostáticas y multiplicación por las áreas coss-seccionales. La fuerza axial a una profundidad establecida en una sarta que tenga diferentes áreas cross-seccionales, como en la figura mostrada abajo, será la suma de las fuerzas hacia arriba (boyancia) menos la suma de las fuerzas hacia abajo (peso) por debajo de la profundidad a la que se requiere encontrar esta Fa (fuerza axial) multiplicadas por las áreas cross-seccionales expuestas sobre las cuales pueden actuar (diferentes diámetros de revestimiento) y que determinarán si a tal profundidad se encuentra en tensión o compresión el revestimiento. Para efectos de convención, la fuerza axial compresiva será positiva y negativa la fuerza axial por tensión. Ejemplo: considérese un casing mixto de 9 5/8 pulgadas, 40 lbs/pie desde superficie hasta 4,000 pies, de 53.5 lbs/pie desde 4,000 pies hasta 5,000 pies , y 40 lbs/pie desde 5,000 pies hasta 10,000 pies. Las áreas cross-seccionales respectivamente son 15.55 pulg.2 y 11.45 pulg.2; el gradiente de presión del lodo es de 0.6 psi/pie. Se requiere calcular la fuerza axial a las profundidades de 9,000 pies y 3,000 pies. Fuerza boyante actuante en el zapato 6,000 psi × 11.45 pulg.2 = 68,700 lbs La fuerza boyante ascendente al cambio de área cross-seccional a 5,000 pies 3,000 psi × (15.55 – 11.45) pulg.2 = 12,300 lbs

La fuerza hidrostática descendente al cambio de área cross-seccional a 4,000 pies 2,400 psi × (15.55 – 11.45) pulg.2 = 9,840 lbs Fa será la resta de las fuerzas hacia arriba menos las fuerzas hacia abajo a 9,000 pies Fa = 68,700 – (1,000×40) = 28,700 lbs Al ser el valor positivo, indica que está en compresión a esa profundidad Fa será la resta de las fuerzas hacia arriba menos las fuerzas hacia abajo a 3,000 pies Fa = (68,700+12,300)-(5,000×40)-(1,000×53.5)-(1,000×40)-9,840 = -222,340 lbs Al ser el valor negativo, indica que está en tensión a esa profundidad 4. Calculando la fuerza hidráulica actuando de lado únicamente Al estar lateralmente recostado un revestimiento, debe calcularse la fuerza que actúa perpendicularmente sobre él, ofrecida por las paredes del hueco y el efecto de la presión hidrostática sobre sus áreas cross-seccionales expuestas. Ejemplo: Si se considera una sección de revestimiento de 9 5/8 pulgadas, 40 lbs/pie, 100 pies de longitud, inmerso en un lodo de 9.62 ppg con gradiente de

0.5 psi/pie, factor de boyancia = 0.85, con una inclinación de 40°, el extremo inferior se encuentra a 5,000 pies TVD, calcular la fuerzas lateral y axial neta. Se calcula el peso suspendido en el lodo, mediante la aplicación del factor de boyancia: 40 lbs/pie × 100 pies × 0.85 = 3,400 lbs Fuerza ascendente neta: 40 lbs/pie × 100 pies × (1 - 0.85) = 600 lbs Se calcula posteriormente las fuerzas axiales actuando en el fondo de la sección libremente suspendida. Si el área cross-seccional de la tubería en el fondo es 11.454 pulg.2 y la presión hidrostática @ 5,000 pies es 2,500 psi, el empuje boyante es: 2,500 psi × 11.454 pulg.2 = 28,635 lbs El tope de la sección está a: 5,000 pies – (100 Cos 40) = 4,923.4 pies a esta profundidad la presión hidrostática es 2,462 psi con una carga axial descendente de 28,196 lbs y la fuerza axial neta es: (28,635 – 28,196) lbs = 439 lbs

Al calcular la fuerza lateral neta (Por Pitágoras) o la resultante de aplicar a la sección de tubería las fuerzas que le dan empuje hacia arriba, resulta ser: √(6002 - 4392) lbs = 409 lbs

o en forma de gráfico:

8.2 DISEÑO DEL REVESTIMIENTO

Una vez determinado el plan direccional; el tamaño del hueco y de los revestimientos; las profundidades de asentamiento de los zapatos de cada fase del revestimiento. El siguiente paso es calcular las fuerzas a las cuales estarán sometidos. Antes se debe aclarar el concepto de efecto biaxial, que afecta los valores de resistencia al estallido o burst y al colapso o collapse del revestimiento. Una tubería bajo tensión incrementa la resistencia al estallido y reduce la de colapso; y viceversa, una tubería en compresión incrementa su resistencia al colapso y disminuye la de estallido. Este efecto sirve para reducir los requerimientos de peso y/o grado de la sarta de revestimiento, siendo la tensión generalmente más alta en la superficie incrementando la resistencia al estallido de la tubería. Una vez los requerimientos de estallido y colapso se conocen, el peso y grado del revestimiento necesitan ser estimados antes de ser calculadas la tensión y la compresión (se debe escoger los revestimientos disponibles lo suficientemente fuertes, con el menor peso y grado, para soportar los peores casos de estallido y colapso posibles) y se deben aplicar los factores de seguridad y aplicar el factor de corrección por temperatura para la mínima presión de estallido antes de compararla con las máximas presiones calculadas. 1.

Cálculo de cargas axiales  Tensión debida al peso  Tensión debida al overpull en pegas  Tensión debido al peso boyante de la sarta y a la presión de prueba  Cargas axiales debidas a fuerzas de flexión en pozos desviados  Fuerzas axiales debidas a fricción en pozos desviados

2.

Doblamiento de tubería “Buckling”  

La fuerza que induce el doblamiento (Corrección por expansión termal) La fuerza que lo resiste

3.

Cálculo de las cargas torsionales

1.



Cálculo de Cargas Axiales

Tensión debido al peso

Este calculo del efecto tensional puede entenderse mejor con el siguiente ejemplo. En una sección de tuberías en acero de 100 pies con un peso en el aire de 40 lbs/pie sumergidas en un lodo de 9.62 ppg; 0.5 psi/pie; factor de boyancia de 0.85 (el nivel de lodo está justamente al tope de la sección de tubería). Si es el caso de un pozo vertical, esta tubería, al no estar soportada por el wellbore ejercerá una tensión al tope de 4,000 lbs en el aire y 3,400 lbs en el lodo. Si fuera el caso de un pozo horizontal la fuerza tensional al tope sería de 0 lbs al estar soportada totalmente por el wellbore. En un hueco a 40º de inclinación, la fuerza ejercida por el peso de la tubería estará definida por dos vectores: Si el área cross-seccional de la tubería es 11.45 pulg. 2 el esfuerzo boyante axial ejercido por el lodo será: 76.6 pies × 0.5 psi/pie × 11.45 pulg.2 = 439 lbs entonces la tensión será: 3,064 lbs peso – 439 lbs boyancia = 2,625 lbs

El primero, perpendicular al “wellbore” 4,000 sen 40 = 2,571 lbs Y el segundo paralelo al eje de la tubería, pudiéndose calcular de dos formas: 4,000 Cos 40 = 3,064 lbs 100 Cos 40 = 76.6 pies ; 76.6 × 40 lbs/pie = 3064 lbs 

Tensión debida al “overpull” en pegas

Para el caso de tener dos o más secciones diferentes de revestimiento en una sola sarta deberá calcularse la tensión al tope de cada una de ellas usando el peso en el aire, bastando para el caso de pozos desviados con multiplicar el peso/ pie de tubería por la TVD. La mínima resistencia a la cedencia o minimum yield strength dividida por un factor de seguridad de 1.1 deberá ser superior a la tensión de la sarta de revestimiento (por peso en el aire), más 100,000 lbs como mínimo de overpull (tensión adicional ejercida para halar la tubería cuando esta se encuentra atascada), si la sarta es mixta con diferentes pesos y grados de tubería, el cálculo será igual para la junta tope de cada sección. También conocido como margen de overpull en el capítulo Diseño de Sarta de Perforación 

Tensión debida al peso boyante de la sarta y a la presión de prueba

Calcúlese la tensión a la junta tope de cada sección de la sarta inmersa en lodo y en cemento adicionándole la fuerza ejercida por la presión anticipada de prueba del tapón de cemento, multiplicada por el área cross-seccional interna del revestimiento donde este sea colocado así: Load(carga) = .7865 × d2 × presión de prueba Ejemplo: Inicialmente se tiene una sarta de revestimiento intermedio de 9 5/8”, 47 lbs/pie N80 “buttress connection”, con capacidad interna de 3.073 gal/pie; I.D. = 8.681 pulg. Y desplazamiento de 3.778 gal/pie; desde 15,000 pies Measure Depth con 80 pies de shoetrack, la presión de prueba será 3,000 psi. Por fuera, el cemento está a 500 pies con 0.82 psi/pie (15.8 ppg) desde el zapato y encima de él 3,500 pies de cemento con 0.70 psi/pie (13.2 ppg), usando lodo de 0.65 psi/pie (12.5 ppg). El peso en el aire del casing es 705,000 lbs mas 100,000 lbs de overpull, que suman 805,000 lbs. El minimum yield strength dividido entre el factor de seguridad por overpull es:

1,086 000/1.1(factor de overpull) = 987,000 lbs Según lo anterior la tensión calculada está dentro del límite permisible (Ejercida = 805,000 lbs < Permitida = 987,000 lbs) es de notar que la conexión tiene un minimum yield strength superior a la de la la tubería por lo tanto, el que determinará la mínima resistencia será el cuerpo de la junta. El peso ejercido por los fluidos contenidos en el casing será: 14,920 pies × 3.073 gal/pie × 12.5 ppg = 573,100 lbs peso del cemento en el shoetrack 80 pies × 3.073 gal/pie × 15.8 ppg = 3,900 lbs peso del revestimiento = 705,000 lbs para una fuerza total descendente de : 573,100 lbs + 3,900 lbs + 705,000 lbs = 1,282,000 lbs Fuerza ejercida por la presión de prueba : 0.7865 × (8.681 pulg.) 2 × 3,000 psi = 178,000 lbs Peso de los fluidos desplazados (fuerza boyante ascendente total): (500×3.778×15.8) + (3,500×3.778×13.2) + (11,000×3.778×12.5) = 724,000 lbs Así después de cementar y bombear el tapón la tensión al tope será: 1,282,000 lbs + 178,000 lbs - 724,000 lbs = 736,000 lbs Aplicando el factor de seguridad para pozos verticales de 1.50 (desviados 1.75) al “minimum yield strength” la máxima tensión permitida será: 1,086 000 lbs / 1.50 = 724,000 lbs Comparando con la tensión después de cementar y bombear el tapón se concluye que estamos por encima del valor de seguridad (736,000 lbs >724,000 lbs), por lo tanto esta sarta no es conveniente. Una sarta de revestimiento combinada puede ser corrida; por ejemplo una sarta de grado P110 de 47 lbs/pie al tope de la sarta dará una máxima tensión permisible de 995,333 lbs con un factor de seguridad de 1.50. Posíblemente un “análisis triaxial” (para manejar el menor grado de tubería posible pero de manera segura) puede arrojar como resultado una sarta combinada de grado N80 de 53.5 o 47 lbs/pie.



Cargas axiales debidas a fuerzas de flexión en pozos desviados

En un pozo desviado se tendrá tensión extra, principalmente en la parte externa de la curva debido a la flexión generada. Asumamos que en el pozo a 15,000 pies, del ejemplo del ítem anterior Tensión por peso y presión de prueba, ahora se desvía a partir de los 1,000 pies TVD, con un incremento angular “dogleg severity” de 2.5º/100 pies hasta es llegar a 25º de inclinación y a partir de allí tangente hasta los 15,000 pies TVD. a. Cálculo del stress producido por flexión en el KOP El radio (asumiendo tubería centralizada) de la sección curva está dado por: Rc = 5,730 / (dogleg severity) Para nuestro caso: Rc = 5,730/ 2.5 = 2,292 pies Como se puede observar en la figura, el radio de curvatura (Rc) para la tubería en la parte más externa a la curva (adicionándole el segmento B-B´) será igual a 2,292.401 pies. A lo largo del segmento A´-B´ se localizará la mayor cantidad de tensión o “strain”. Las circunferencias correspondientes para los Rc de B y B´ son:

Respectivamente: 2πr = 2 × 3.1416 × 2,292 pies = 14,401.06 pies 2πr = 2 × 3.1416 × 2,292.401pies = 14,403.58 pies el stretch o estiramiento según estas condiciones, será la resta de las circunferencias: Stretch = 14,403.58 pies - 14,401.06 pies = 2.52 pies y el strain será: 2.52 pies / 14,401.06 pies = 0.000175 dado que 2π es una constante el “strain” (ε) puede calcularse también mediante la siguiente expresión: ε = (Rc × DLS) / 5,730 Donde : DLS “dogleg severity”. º/100pies Rc radio de curvatura de la sección más externa de tubería .

 

pies ε = (2,292.401 pies × 2.5 º/100pies ) / 5,730 ε = 0.000175 el “stress” (σ) es: σ = Modulo de Young (E) × strain (ε) σ = 30,000,000 × 0.000175 = 5,248 psi b. Fuerza tensional al tope del KOP (debida al peso del “casing ” bajo el KOP) La tensión debida al peso del casing bajo el KOP sin efecto boyante es: 14,000 pies TVD × 47 lbs/pie = 658,000 lbs c. Cálculo de la tensión generada al bombear el tapón o plug de cemento con una presión de 3000 psi es: Fuerza ejercida por la presión de prueba :

0.7865 × (8.681 pulg.) 2 × 3,000 psi = 178,000 lbs d. Cálculo de tensión producida por el peso de los fluidos contenidos dentro del “casing”. La longitud vertical del “shoetrack” corresponde a (80 Cos 25) = 72 pies La longitud TVD de la sección llena con lodo es 15,000 – 72 = 14,928 pies Así la presión ejercida por estos fluidos será la suma de estas longitudes multiplicadas por sus gradientes de presión respectivos (72 pies × 0.82 psi/pie) + (14,928 pies × 0.65 psi/pie) = 9,762 psi Si el área interior de la tubería es 59.19 pulg. 2 para esta presión la fuerza ejercida será: 59.19 × 9,762 = 577,789 lbs e. Cálculo del empuje boyante dado por los fluidos externos La longitud TVD de las secciones de la lechada de cola, de la lechada de frente y la profundidad del tope de cemento TOC son respectivamente: 500 Cos 25 = 453 pies 3,500 Cos 25 = 3,172 pies 15,000 – (3,172 + 453) = 11,375 pies Ahora multiplicadas por sus respectivos gradientes de presión: (453 pies × 0.82 psi/pie) + (3,172 pies × 0.686 psi/pie) + (11,375 pies × 0.65 psi/pie) = 9,941 psi Y si el área de tubería donde actúa el empuje es 72.76 pulg. 2 la fuerza ejercida será: 72.76 × 9,941 = 723,321 lbs Así la fuerza hidráulica neta actuando axialmente es:

723,321 lbs- 577,789 lbs = 145,532 lbs La tensión total debida al peso boyante de la tubería en el punto de desviación del hueco “Kickoff point” es: (KOP) = 658,000 - 145,532 = 512,468 lbs Más la tensión ejercida por la presión de prueba: 512,468 + 178,000 = 690,468 lbs Para un área cross-seccional de 13.57 pulg.2, el stress está representado por: (Carga/área) = 690,468 lbs / 13.57 pulg. 2 (Carga/área) = 50,881 psi Si se tiene en cuenta que para las fibras exteriores de la tubería existe un stress de 5,248 psi, la totalidad de stress será: 50,881 psi + 5,248 psi = 56,130 psi el “minimum yield stress” para la tubería asumida es de 80,000 psi y la relación de setos valores sería el factor de seguridad obtenido: 80,000 / 56,130 = 1.43 Cuyo valor se encuentra por debajo de 1.50 (recomendado). Así con el factor de seguridad recomendado, el minimum yield stress debería estar alrededor de: 56,130 psi × 1.50 = 84,195 lbs



Fuerzas axiales debidas a fricción en pozos desviados

coeficiente de fricción (μ) × área × fuerza de presión de las superficies La anterior ecuación puede describir el efecto de la fricción en las cargas axiales del revestimiento, aunque más que tener en cuenta el área se tiene en cuenta la longitud de la tubería, los valores de fricción asumidos por la industria para hueco abierto y revestido son respectivamente: 0.35 y 0.20; y la fuerza ejercida entre las dos superficies en contacto se calcula como se ha mostrado en este mismo capítulo: 0.35 × 100 pies × 2,571 lbs = 89,985 lbs

2.

Doblamiento de tubería “Buckling”

El fenómeno de doblamiento se produce por cargas compresivas en el revestimiento y su capacidad casi nula a resistirlas debido a las grandes longitudes de tubería comprometidas. Se ve aquí la importancia de tener bien soportada la tubería (en pozos verticales tener centralizada la tubería o en pozos verticales recostada contra las paredes del hueco), para que soporten grandes cantidades de carga antes de cimbrarse, debido a que en un pozo desviado la tubería obtiene soporte por parte del wellbore. El doblamiento se considera principalmente en pozos verticales donde las temperaturas altas y/o la presión interna se elevan considerablemente antes de cementar. Las dos fuerzas que en cualquier tubería deben calcularse, para determinar en que momento comenzará a doblarse son: 1) La fuerza que induce el doblamiento Esta es la fuerza axial compresiva o fuerza de doblamiento (Fb) a la profundidad de interés (por convención positiva, la tensión negativa). La temperatura juega un papel importante en la Corrección del Fb; por ejemplo, Para una tubería de 13 3/8” y 72 lbs/pie N80 con el tope de cemento a 10,000 pies, la carga que se genera por un incremento de temperatura de 20°C es la siguiente: Sabiendo que: εpor temperatura = (6.9 × 10-6/°F ) × Temperatura en °F εpor temperatura = (1.24 × 10-5/°C) × Temperatura en °C Stress / Strain(aceros) = 30×106 En tal caso el valor de strain por efecto termal será: ε = 1.24 × 10-5/°C × 20°C = 0.00025 El incremento de longitud (expansión del acero a lo largo) será de: 0.00025 × 10,000 pies = 2.48 pies También podemos calcular que el stress por el efecto termal es:

0.00025 × 30×106 = 7,440 psi Con un área cross-seccional de 26.44 pulg.2 el stress representará una carga de: 7,440 lbs/pulg.2 × 26.44 pulg.2 = 196,700 lbs Se deduce entonces que existirá una fuerza compresiva adicional a la del peso de la tubería de 196,700 lbs, que producirá un incremento de longitud de 2.48 pies, para este caso se recomienda tensionar la tubería en 196,700 lbs para contrarrestar el efecto compresivo. 2) La fuerza que lo resiste o fuerza de estabilización (Fs) y será el stress radial y tangencial promedio en el revestimiento a la profundidad de interés. Fs = (Ao × Po) - (Ai × Pi) Donde:    

Ao Area externa del tubo = 0.7854 D2 Po Presión externa, psi Ai Área interna del tubo = 0.7854 D2 Pi Presión interna, psi

Así se deduce que comenzará una tubería a doblarse cuando estas dos fuerzas se igualen y ese punto se llamará el punto neutro para doblamiento (Nb) Una tubería suspendida sin soporte (no cementada) se doblará si se encuentra aislada y la presión interior es acrecentada, cosa que no ocurrirá en un trabajo de cementación debido a que el fondo de la tubería esta comunicado con el exterior del casing, pero una vez cementado, Fb incrementará con la temperatura, expandiéndose la tubería. Fs decrecerá al aumentar la presión interna, el Nb se desplazará hacia arriba a lo largo de la tubería y en el momento en el que se encuentre por encima del tope superior del cemento se doblará la tubería. Una vez calculados los valores de Fb y Fs a la altura del tope de la sección soportada de la tubería (tope de cemento o centralizador tope), se recalcula Fs con el valor de presión interior que generaría un lodo o fluido de completamiento pesado y se corrige por expansión termal; si Fb sigue excediendo a Fs , entonces se doblará el revestimiento, en tal caso se deberá tensionar hasta que Fb sea menor que Fs , y se asentarán los slips del casing hanger Ejemplo: Se tiene una sarta de revestimiento intermedio de 9 5/8” OD, 47 lbs/pie N80 ID = 8.681 pulg. Que presenta una Fb = 15,000 lbs (ya corregida por temperatura) a la profundidad de la segunda junta por encima de la profundidad del tope de la

sección soportada de la tubería. Se requiere determinar si se doblará o no, y en el caso de doblarse, las presiones interna y externa son: 10,150 psi y 7,150 psi respectivamente, ¿qué fuerza se deberá aplicar como mínimo para evitar tal efecto?. La fuerza que resistirá esta fuerza compresiva se calcula como sigue: Ao = 0.7854 × 9.1252 = 65.40 pulg.2 = 0.7854 × 8.6812 = 54.19 pulg.2

Ai

Fs = (65.40 × 7,150) - (54.19 × 10,150) Fs = - 82,419 lbs Al comparar se nota que el Fb es mayor que Fs, indicando que se exhibirá doblamiento en esta parte de la tubería, la diferencia entre los valores: Fb - Fs = 15,000 - (-82,419) = 97,419 lbs Será la cantidad de tensión adicional mínima que se le deberá aplicar a la tubería antes de asentar los slips del casing hanger, para contrarrestar el efecto de doblamiento.

3.

Cálculo de cargas torsionales

La limitante para aplicar torque a un revestimiento cuando se debe de rotar el revestimiento o el liner durante el desplazamiento de cemento para imprimir remoción, es la conexión, La ecuación que define la cantidad de torque es: Donde:    

L Longitud en pies μ Coeficiente de fricción (generalmente aceptada de 0.35 en hueco abierto y 0.2 en revestido ) F Fuerza de presión de las paredes de la tubería contra las paredes del hueco en lbs R Radio del casing en pies.

EJEMPLO: