IV SEMINARIO DE FLUIDOS DE PERFORACION Y COMPLETAC

See discussions, stats, and author profiles for this publication at: https://www.researchgate.net/publication/228746904
IV SEMINARIO DE FLUIDOS DE PERFORACIÓN Y
COMPLETACIÓN
Article
CITATIONS
READS
0
264
11 authors, including:
Rafael Bolivar
Simon Bolívar University
30 PUBLICATIONS 167 CITATIONS
SEE PROFILE
All content following this page was uploaded by Rafael Bolivar on 01 August 2014.
The user has requested enhancement of the downloaded file.
IV SEMINARIO DE FLUIDOS DE PERFORACIÓN Y COMPLETACIÓN
EROSIONABILIDAD Y COMPRESIBILIDAD DE REVOQUES DE FLUIDOS
PERFORACION Y SUS EFECTOS EN LA CEMENTACION DE POZOS
R.A.Bolívar, J.G.Tovar, C.D.Rodríguez, P.Castillo, y V.Ciccola
PDVSA INTEVEP, Los Teques, Venezuela.
Bolivarr@pdvsa.com
Copyright 2001 PDVSA INTEVEP
SUMARIO
En general, antes de cementar un revestidor se requiere acondicionar el hoyo para lograr
la mayor limpieza posible del mismo. Esto se logra usualmente mediante dos acciones:
acondicionar el hoyo a la mayor tasa de bombeo posible y posteriormente mediante el
bombeo de un lavador químico delante de la lechada de cemento. Así, mediante
combinación de remoción mecánica y química se pretende remover el lodo gelificado y
el revoque para asegurar el aislamiento zonal con la lechada de cemento. El concepto de
erosionabilidad de lodo gelificado ha sido planteado en la literatura como una condición
necesaria para lograr la limpieza de hoyo que permita una cementación apropiada del
revestidor en la construcción del pozo. Sin embargo, no se ha logrado establecer hasta
los momentos una relación entre la erosionabilidad del revoque y las características del
lodo. Mas aún, no se dispone de literatura abierta que ofrezca instrumentación apropiada
y práctica para establecer estas relaciones de interés. El presente trabajo ofrece una
relación entre erosionabilidad y compresibilidad del revoque del lodo de perforación y
una celda de prueba para realizar dichas medidas. Con este fin se presentan tales
relaciones para dos lodos base agua, PHPA y Lignosulfonato, las cuales pueden
evidenciar la influencia de la química del lodo y de su formulación en la erosionabilidad
del revoque formado. En general, las compañías de cementación ajustan los preflujos
para lograr reologías apropiadas. Sin embargo, no es práctica generalizada ajustar la
química de lavador para asegurar la mayor remoción del revoque previo cementación.
En el presente trabajo, se muestran evidencias de la necesidad de formular los preflujos
químicamente para asegurar la mayor remoción del revoque antes de cementar. Así se
obtiene que en el caso de un revoque de lodo PHPA, se logra remover entre un 2 y 35%
del revoque, dependiendo de su formulación, con un lavador típico constituido por una
solución de HCl al 2%. Si se aumenta la concentración de lavador a un 5% en HCl, se
logra remover entre 4 y 47%, dependiendo de la formulación de lodo. En conclusión, se
enfatiza en la necesidad de considerar, en la escogencia del lodo su influencia en la
cementación.
INTRODUCCION
En la construcción de un pozo petrolero intervienen varios procesos como
perforación, cementación y estimulación en los cuales es condición necesaria establecer
un equilibrio entre sus objetivos y resultados a fin de lograr el pozo con la mayor
productividad que permita el yacimiento en cuestión[1]. Entre los eventos que más
repercuten en la vida útil del pozo está, la intervención del fluido de perforación y la
posterior cementación que persigue entre otras funciones asegurar el aislamiento zonal
[2].
Los fluidos de perforación son pieza fundamental en la producción y remoción de los
recortes de la formación o ripios, productos del proceso de perforación [1]. La filtración
de la fase líquida del lodo hacia las zonas permeables de la formación durante el
proceso de perforación crea una capa de los sólidos, contenidos en lodo, sobre la
superficie de la formación, conocido como revoque [3]. El revoque tiene funciones clara
durante la etapa de perforación, como la de disminuir la diferencia de presión en la cara
de la formación. Esta diferencia de presión viene dada entre la originada por la columna
de lodo que soporta la formación y la presión de poros de esta última [3]. Mantener al
mínimo esta diferencia de presión permite el menor intercambio posible de fluidos entre
el lodo y la formación y viceversa. El mínimo intercambio de fluidos entre el pozo y la
formación es deseable en la perforación convencional o conocida como perforación
sobre-balance o en balance por razones fundamentales, control de pozo y evitar daño a
la formación. Posteriormente concluida la etapa de perforación se requiere remover el
revoque para así asegurar el objetivo central perseguido por la cementación primaria, el
aislamiento zonal [2].
Evidencias experimentales sostienen que el desplazamiento efectivo del fluido de
perforación es un factor crítico, que debe ser cuidadosamente realizado siguiendo las
mejores practicas al respecto [4,5]. Antes de la cementación debe considerarse la
incompatibilidad química existente entre el lodo y el cemento, esto con el propósito de
lograr una operación exitosa [2]. La presencia del revoque, asociada a problemas de
índole mecánico que promueven la permanencia de lodo parcialmente deshidratado y
gelificado en el hoyo, por ejemplo, excentricidad del revestidor, son causantes de las
fallas en la cementación primaria al no lograrse el aislamiento efectivo de la zona de
interés [2]. Por esta razón se persigue la eliminación de residuo de lodo gelificado o
deshidratado dentro del pozo antes de proceder con la cementación primaria. Esto se
logra, bien sea por medio mecánico erosionando la superficie del revoque a altas tasas
de bombeo ayudado por movimiento de tubería y/o por medio de la acción de agentes
químicos conocidos como lavadores [6].
La cementación primaria representa aproximadamente el 8% del total del costo de
la construcción del pozo. Sin embargo, la necesidad de realizar trabajos de
cementaciones remédiales o reacondicionamiento o de rehabilitación del pozo a razón
de estas fallas, incrementarían ese valor significativamente llegando hasta un 30% del
costo del pozo [7]. Por ello se debe hacer énfasis en realizar exitosamente la
cementación primaria evitando cualquier cementación remedial o secundaria. En este
contexto debe señalarse que el nivel de falla de la tecnología de cementación actual esta
alrededor de 15% [7]. Hecho que reclama esfuerzos en investigación y desarrollo, de
forma de poder disminuir este nivel de fallas al mínimo posible.
Así, en el presente trabajo se pretende establecer una relación entre la
erosionabilidad del revoque, propiedades que interesan desde el punto de vista de
cementación versus alguna propiedad de lodo ligada a sus características químicas.
Igualmente se pretende también evaluar la eficiencia de lavadores químicos como
removedores convencionales de estos revoques. Todo esto con el objetivo de optimizar
la interfase de operación entre el fluido de perforación y el cemento, partiendo del
hecho de que un mejor entendimiento del proceso de remoción del revoque permitirá
mejorar el nivel de éxito de la cementación primaria. Así se determinan las relaciones
entre compresibilidad del revoque y erosionabilidad para dos lodos muy usados en
perforación, PHPA y Lignosulfonato. Igualmente se determina la cantidad de revoque
removido por los lavadores convencionalmente usados en hoyo perforados con estos
lodos antes del proceso de cementación.
PROCESOS DE FILTRACIÓN QUE OCURRE A NIVEL DE POZO
A nivel de pozo ocurren dos tipos de filtración, estática y dinámica, dependiendo
básicamente de la acción o no de la bomba que hace circular el lodo. Para poder evaluar
las propiedades de un revoque formado a partir de un fluido de perforación se hizo
necesario simular a nivel de laboratorio, las dos situaciones de filtrado que ocurren
durante la perforación de un pozo, ver Figura 1. A través de estas pruebas se pudo
determinar la influencia que tiene la tasa de corte, energía necesaria de remoción y la
formulación del lodo con su erosionabilidad química y mecánica. Además establecer
una tendencia de la relación entre esta última con el índice de compresibilidad
respectivo en cada caso.
La validez de la correspondencia que se plantea entre los procesos de filtrado que
ocurren a nivel de pozo, en operaciones de acondicionamiento de hoyo antes de
cementar, y los producidos en la celda, se hace a través de la comparación de las
potencias por unidad de superficie de revoque en ambos casos. La comparación de estas
potencias para varios pozos se ilustra en la Tabla
1. En la misma constan las
características geométricas descritas por la profundidad y los diámetros de tubería y
hoyo, las condiciones de circulación y los rangos calculados de potencia por unidad de
superficie. Estos valores varían entre 0,001 hasta 7,41 hp/pie2, bajo simulaciones hechas
utilizando tres lodos distintos; PHPA con 2,5 y 5,0 lb/bbl de bentonita y lignosulfonato
con 20lb/bbl de bentonita, con la finalidad de abarcar un intervalo de reologías
relativamente grande.
Por otro lado, el intervalo operativo de potencias que se
disponen en la celda va desde 0,072 a 0,523 hp/pie2 [8]. A pesar de que la celda no
cubre por completo el intervalo de potencias predicho para la operación en todos los
pozos, se pueden establecer restricciones en el uso, basadas en buenas prácticas de
cementación que recomiendan espacios anulares mayores a 0,75 pulgadas [2]. Así, el
estudio no aplicaría para el caso del pozo SBC-90, cuyo anular es 0,625 pulgadas y con
ello el intervalo de potencias en estos pozos resultaría entre 0,007 y 0.536, que coincide
bastante bien con aquel obtenido para la celda en cuestión.
DETERMINACION DE LA COMPRESIBILIDAD DEL REVOQUE
Es posible caracterizar los revoques formados a partir de los filtrados obtenidos de
fluidos de perforación en función del tiempo y de sus pesos secos. El revoque es
formado por un proceso de filtración hacia la formación, originando una torta de los
sólidos contenidos en el fluido de perforación frente a la cara de la formación. Este
proceso de filtración de acuerdo a la literatura [3,9,10] puede describirse mediante la
ecuación (1), la cual parte de la ley de Darcy [11] y posteriores desarrollos de Ruth [3,
9, 12]
Q=
A ⋅ ∆P
µ ⋅ (RC + Rm )
(1)
La ecuación (1) se puede organizar a conveniencia de los parámetros conocidos de
acuerdo con Outmmans [13] de la siguiente manera:
t
= a ⋅ Vf + b
V
Donde:
(2)
a=
µ ⋅r ⋅c
A2 ⋅ ∆P
b=
µ ⋅ Rm
A ⋅ ∆P
(3)
Así un gráfico de t/ V versus Vf, gráfico del flujo volumétrico inverso del filtrado versus
volumen de filtrado, se podrán obtener de la pendiente “a” y “b” del corte con la
ordenada, y poder obtener los valores de r y Rm. Para obtener estos gráficos se requiere
determinar previamente los gráficos de flujo másico de filtrado versus tiempo para cada
formulación de lodo.
Una vez conocido los valores de r se pueden determinar los índices de compresibilidad
de los revoques, dado que se conoce que este último parámetro se puede relacionar con
el primero, resistencia especifica y el diferencial de presión, ∆P, mediante la siguiente
expresión [3]:
r = r0 ⋅ ∆P s
ó
Ln(r ) = Ln(r0 ) + s ⋅ Ln( ∆P)
(4)
de esta forma se determinan, en el presente trabajo, los índices de compresibilidad para
los revoques formados por fluidos de perforación PHPA y Lignosulfonato.
EROSIÓN MECÁNICA
La importancia de este punto radica en la obtención de una relación entre la
erosionabilidad mecánica del revoque con el índice de compresibilidad estático. Usado
la celda mostrada en la Figura 2 se puede obtener los pesos de los revoques formados en
condiciones estáticas, esto es sin accionar el ventilador de la misma. Una vez conocido
el peso de revoque en condiciones estáticas y determinado el índice de compresibidad
para cada revoque se precede a determinar la perdida de peso de revoque por acción de
las rpm del ventilador. La acción del ventilador simula el acondicionamiento del pozo
antes de cementar, mayor rpm del ventilador mayor caudal de la bomba durante el
acondicionamiento de hoyo previo a la cementación.
RELACIÓN
ENTRE
EROSIÓN
MECÁNICA
Y
EL
ÍNDICE
DE
COMPRESIBILIDAD DE UN FLUIDO DE PERFORACIÓN.
Una vez obtenido el porcentaje de remoción mecánica versus tasa de corte para cada
formulación del fluido de perforación PHPA, ver Figura 7, se puede obtener la relación
existente en remoción mecánica y índice de compresibilidad.
EROSIÓN QUIMICA, ACCION DE LOS LAVADORES SOBRE EL REVOQUE.
Los revoques de los fluidos estudiados, PHPA y Lignosulfonato a las diferentes
concentraciones de bentonita son sometidos a la acción de los lavadores químicos
usados convencionalmente antes de cementar. En el caso de los lodos PHPA se usa
como lavador químico una solución de HCl al 2%. Una solución de HCl permite
transformar la bentonita sódica o cálcica en bentonita protonada con la consecuente
disminución de los tamaños de partícula [8]. En consecuencia el revoque se hace más
permeable, no controlando la perdida de filtrado hacia la formación. En el caso de los
lodos lignosulfonatos el lavador comúnmente empleado en la Industria es un detergente
conocido con “Sea Wash”. Así se determina la perdida en peso de los revoques por
acción de los diferentes lavadores comerciales. En la Figura 8 se dan los resultados
obtenidos para los revoques de los fluidos PHPA. Se emplearon tanto para el lavador
constituido por una solución al 2% de HCl como una al 5%. De igual forma los
resultados obtenidos para los revoques obtenidos con los lodos lignosulfonatos se dan
en la Figura 9.
PARTE EXPERIMENTAL
Para el desarrollo de las pruebas en cuestión se prepararon tres formulaciones distintas
de dos fluidos de perforación base agua, basadas en una variación de la concentración
de bentonita en cada lodo. Esto con el fin de obtener diferencias reológicas suficientes
que permitan el establecimiento de relaciones y tendencias entre las propiedades
evaluadas para cada caso. En las Tablas 5 y 6 se detallan los componentes y cantidades
de los aditivos utilizados para la formulación y preparación de cada uno de los fluidos
de perforación utilizados, PHPA y Lignosulfonato.
Luego de preparados, los fluidos de perforación se caracterizaron de acuerdo a los
ensayos establecidos para cada uno de los lodos antes y después del envejecimiento bajo
normas API [14, 15].
Para determinar la compresibilidad y la erosionabilidad del revoque se usó la celda
Intevep de Filtrado Dinámico para evaluación de preflujo [16], ver Figura 2. Esta celda
diseñada por Pdvsa-Intevep construida en acero inoxidable de dimensiones similares a
las utilizadas en los equipos estándar para determinar la pérdida de filtrado de fluidos de
perforación a alta presión y alta temperatura, según las normas API [17,18].
Los
distintos revoques se obtuvieron a 120 °F y los diferenciales de presión fueron 150, 250,
y 500lpc. Se usa aproximadamente un volumen de 150ml de fluido de perforación para
la obtención de los diferentes revoques.
Para cada una de las formulaciones de los lodos estudiados se determinó su
compresibilidad de acuerdo al método descrito previamente [3,9,12]. Así, para obtener
la compresibilidad de los revoques se determina la tasa de filtrado estático de las tres
formulaciones de cada uno de los fluidos estudiado a tres presiones distintas, ver Figura
3 para el caso del fluido de perforación PHPA, gráficos A, B y C. Posteriormente, a fin
de obtener la resistencia especifica del revoque se determina mediante el gráfico de t/ V
versus Vf, tal como se discutió anteriormente. Estos gráficos para el caso del lodo
PHPA se muestra en la Figura 4, y los resultados obtenidos de estos para los valores de
r se dan en la Tabla 2. Posteriormente en base a la ecuación (4) y mediante el gráfico
mostrado en la Figura 5, se determina el índice de compresibilidad [3] para cada
revoque obtenido con las diferentes formulaciones de fluido de perforación PHPA, ver
Tabla 3.
Entonces se determina la erosionabilidad del revoque formado en condiciones estáticas.
Así, se obtienen los valores de Wc a 250lpc y 120 °F a 300, 600, 900, 1200 y 1500rpm
respectivamente. Estos valores de Wc permitirán calcular el porcentaje de
erosinabilidad producido por el ventilador de la celda a las diferentes rpm señaladas. En
la Tabla 4 se dan los valores de los revoques secos para las distintas concentraciones de
bentonita en los fluidos de perforación evaluados, junto con los revoques erosionados
luego de aplicarles distintas energías mecánicas de remoción. El peso del revoque
reportado a una tasa de corte de 0 rpm es el peso del revoque formado estáticamente, y
es él tomado como revoque sin erosionar. El porcentaje se calcula usando la siguiente
expresión:
% Re moción =
WC inicial − WC final
• 100%
WC inicial
(5)
En la Figura 6 se gráfica porcentaje de remoción en función de la tasa de corte aplicada
sobre la superficie del revoque para las distintas concentraciones de bentonita para el
fluido de perforación PHPA. Entonces, una vez determinados los índices de
compresibilidad para los diferentes revoques obtenidos con las diferentes formulaciones
de lodo PHPA, ver Tabla 3 y los porcentajes de remoción mecánica, ver Tabla 4 se
logra el gráfico de erosionabilidad mecánica versus índice de compresibilidad para este
fluido de perforación, ver Figura 7. Siguiendo el mismo procedimiento se obtiene un
gráfico similar para el lodo lignosulfonato tal como se puede observar en la misma
Figura.
El procedimiento seguido para el cálculo de la potencia sobre el revoque está basado en
la simulación de las condiciones operativas del fluido durante el acondicionamiento del
hoyo. Aunque las fuerzas de fricción en el sistema pueden ser difíciles de describir
matemáticamente, las leyes físicas del movimiento (conservación de masa, energía y
momento) fueron utilizadas asumiendo modelos reológicos de ley de potencia para los
lodos tratados en este estudio.
Utilizando estas herramientas, es posible hallar la potencia que es necesaria suministrar
al lodo para que cumpla con las características operativas definidas en cada pozo
durante el acondicionamiento del hoyo. Al establecer este valor para zonas particulares
del anular, es posible obtener su valor por unidad de superficie de revoque.
Los seis diferentes revoques estudiados en el presente trabajo son sometidos a la acción
de lavadores químicos comúnmente usados en la industria petrolera. Los diferentes
revoques tanto de los lodos PHPA como Lignosulfonatos son obtenidos en condiciones
dinámica en la celda experimental a 300rpm y 120°F. Entonces se incorpora el lavador,
aproximadamente 150ml, y se incrementa la agitación a 600rpm de forma de estimular
la remoción manteniendo un ∆P de 250lpc. Se determina volumen y masa de filtrado
versus tiempo, y entonces se cesa la agitación. Posteriormente el revoque se seca por
espacio de 8horas en un horno a 150°F para obtener su peso seco y se determina el
porcentaje de perdida de peso del revoque por acción del lavador.
CONCLUSIONES
1. - Se establece por primera vez una relación entre erosionabilidad del revoque y su
índice de compresibilidad. Estableciéndose así una relación entre una propiedad que
interesa desde el punto de vista de cementación y una desde el punto de vista de fluidos
de perforación. Esta relación permite ofrecer una comparación relativa entre las
dificultades que puedan presentar diferentes lodos durante el acondicionamiento de
hoyo previo a la cementación. Así se puede concluir que los fluidos PHPA presentan
mayor dificultad en el acondicionamiento del hoyo previo a la cementación que los
correspondientes lignosulfonatos. Esto último es aún mas cierto cuando se analizan los
resultados obtenidos de la erosión química.
2. - La celda Intevep de filtrado dinámico ofrece una herramienta muy conveniente no
sólo en la evaluación de preflujos sino en el establecimiento de la relación
erosionabilidad e índices de compresibilidad de revoques de fluidos de perforación.
Revoques que no puedan erosionarse química y mecánicamente en la celda en cuestión
muy probablemente no se podrán erosionar en el pozo.
3. - Los lavadores usados antes de cementar a fin de acondicionar el pozo deben
diseñarse de acuerdo a la formulación de lodo empleado en la perforación.
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
[1] M.J.Economides, L.T.Watters y S.Dunn-Norman, “Petroleum well construction”,
Capitulo 1, “Introduction to drilling and well completions”, J.Wiley & Sons,
Chichester, PÁG. 1-15, 1998.
[2] ÍDEM, Capitulo 8, “Primary Cementing”, PÁG. 215-250.
[3] J.Tovar, A.Martinez, A.Bockh, M.Ford, “Mud cake compressibility and mobility of
fluid loss evalution”, III Latin American/ Caribean Petroleum Engineering Conference,
SPE 26980, Buenos Aires, Argentina 27-29, Abril 1994.
[4] R. H. McLean, C.W. Manry y W.Whitaker, “Displacement mechanics in primary
cementing”. Journal of Petroleum Technology, Febrero 1967, 251-260.
[5] R. C.Haut, y R. J. Crook. “Primary Cementing: the mud removal”. Paper SPE 8253,
Las Vegas, Septiembre 1979, 105-116.
[6] E.B.Nelson, “Well Cementing”, Capitulo 5: “Mud removal”, Schlumberger Dowell,
pág. 5-1 a 5-37, Sugar Land, TX 1990.
[7] F. Sabin, IV CEMPO; “IV Seminario de cementación de pozos”. Intevep, Los
Teques, Venezuela, Julio 1996.
[8] C.Rodríguez, “Evaluación de la compresibilidad y erosionabilidad de revoques de
fluidos de perforación previa a la cementación”, Trabajo Especial de Grado para obtener
el título de Ingeniero Químico, Universidad Central de Venezuela, Caracas, Marzo
2001.
[9] H.P.Grace, “Resistance and compressibility of filter cakes”. Chemical Engineering
Progress, Vol. 49, N° 6, Junio 1953, 303-318.
[10] F.M.Tiller y H.R.Copper, “The Role of Porosity in Filtration: IV Constant Pressure
Filtration”. A.I.Ch.E. Journal, 6(4), Diciembre 1960.
[11] M.J.Economides, L.T.Watters y S.Dunn-Norman, “Petroleum well construction”,
Capitulo 20, “Water Control”, J.Wiley & Sons, Chichester, PÁG. 572-573, 1998.
[12] F.M.Tiller, “Tutorial: Interpretation of filtration data”. Journal Chemical
Engineering, Vol. 3, N° 2, University of Houston, Houston, Junio 1990, 1-10.
[13] H.D.Outmans, “Mechanics of static and dinamic filtration in the borehole”. Society
of Petroleum Engineers Journal, Septiembre 1963, 236-244.
[14] American Petroleum Institute, “Recommended Practice Standard Procedures for
Field Testing Water-Based Drilling Fluids”, API Specification 13B-1 (RP 13B-1), 2da
Edición, Septiembre 1997.
[15] American Petroleum Institute, “Recommended Practice Standard Procedures for
Laboratory Testing Drilling Fluids”, API Specification 13-I, 5ª. Edición, Junio, 1995.
[16] P.Castillo, D. Pestana, R.Muñoz, “Cementación primaria. Evaluación dinámica de
preflujos”. XI COLAPER. Argentina. 1998.
[17] American Petroleum Institute, “Recommended Practice Standard Procedures for
Field Testing Water-Based Drilling Fluids”, API Specification 13B-1 (RP 13B-1), 1ST
Edition, Junio 1, 1990, Supplement 1, Mayo 1, 1993.
[18] American Petroleum Institute, “Recommended Practice Standard Procedures for
Field Testing Oil-Based Drilling Fluids”, API Specification 13B-2 (RP 13B-2), 2nd
Edition, Diciembre 1, 1991, Supplement 1, Mayo 1, 1993.
TABLA 1.- POTENCIAS/PIE2 UTILIZADA DURANTE EL ACONDICIONAMIENTO DE
HOYO PREVIO CEMENTACION.
POZO
DIAMETRO
DIAMETRO
PROFUNDIDAD
CONDICIONES DE
HOYO (PULG)
REVESTIDOR
(PIES)
CIRCULACION DE
(PULG)
INTERVALO
DE POTENCIA/ ANULAR
SUPERFICIE
HOYO
(PULG)
DEL HOYO,
(HP/ PIE2)
PIC-13
8-1/2
PIC-16
8-3/8
PIC-20
6-1/8
7
7
4-1/2
17705
17999
18050
6
HRS 0,0074
(1042LPC@5BPM)
0,2701
3HRS
0,0041
(500LPC@3BPM)
0,0878
3,5HRS
0,0079
@
1,5
@
1,375
@
1,625
@
1,2
@
0,625
@
3,4
(720LPC@4,0BPM) 0,3276
PIC-23
6,7
SBC-90
CRC-25
6-1/8
8,9
5-1/2
5-1/2
5-1/2
17139
17140
15525
3HRS
0,0121
(720LPC@4BPM)
0,5366
5,5HRS
0,0712
(800PSI@5BPM)
7,4174
5HRS
0,0011
(550LPC@4BPM)
0,0171
* Intervalo calculado suponiendo tres tipos de fluidos de perforación; PHPA con
2,5 y 5,0 lb/bbl de bentonita y lignosulfonato con 20 lb/bbl de bentonita.
TABLA 2. - MASA DE REVOQUE Y RESISTENCIA ESPECÍFICA (r), PARA EL LODO
PHPA CON DIFERENTES CONTENIDOS DE BENTONITA.
FILTRADO ESTÁTICO. 2,5lb/bbl DE BENTONITA
Dif. De
Presión
Viscosidad
(∆
∆Pa)
932.861
1.622.336
3.346.026
Dif. de
Presión
µ
(Kg/m*s)
0,026
0,026
0,026
Área Filtrado
Corte (y)
Resist. Esp.
A
a
b
c (Kg/m^3)
(m^2)
(s/m^6)
(s/m^3)
0,0023758
1.780,14
3,33E+13
1,97E+08
0,0023758
1.634,15
2,76E+13
8,48E+07
0,0023758
1.302,38
2,40E+13
1,22E+07
FILTRADO ESTÁTICO. 5lb/bbl DE BENTONITA
r
(m/Kg.)
7,577E+12
1,191E+13
2,672E+13
Viscosidad
(∆
∆Pa)
932.861
1.622.336
3.346.026
Dif. de
Presión
(∆
∆Pa)
932.861
1.622.336
3.346.026
µ
(Kg./m*s)
0,032
0,032
0,032
Sólidos
Área Filtra.
Pendiente
Corte (y)
Resist. Esp.
A
a
b
c (Kg/m^3)
(m^2)
(s/m^6)
(s/m^3)
0,0023758
1.668,62
4,43E+13
1,24E+08
0,0023758
1.627,66
3,74E+13
6,76E+07
0,0023758
1.280,84
2,46E+13
5,10E+07
FILTRADO ESTÁTICO. 7lb/bbl DE BENTONITA
r
(m/Kg.)
8,738E+12
1,314E+13
2,268E+13
Viscosidad
Área Filtra.
µ
(Kg./m*s)
0,037
0,037
0,037
A
(m^2)
0,0023758
0,0023758
0,0023758
Sólidos
Pendiente
Sólidos
c (Kg/m^3)
1.747,7
1.546,2
1.295,5
Pendiente
Corte (y)
Resist. Esp.
a
(s/m^6)
6,46E+13
4,54E+13
2,85E+13
b
(s/m^3)
1,45E+08
1,25E+08
1,05E+08
r
(m/Kg.)
1,053E+13
1,453E+13
2,242E+13
TABLA 3. - VALORES DE INDICES DE COMPRESIBILIDAD PARA EL LODO PHPA.
CONCENTRACION DE
BENTONITA (lb/bbl)
2,5
5
7
INDICE DE
COMPRESIBILIDAD
0,99
0,74
0,59
CLASIFICACION [3]
Altamente Compresible
Altamente Compresible
Medianamente Compresible
TABLA 4. - PESOS SECOS DE LOS REVOQUES ANTES Y DESPUÉS DE LA
EROSIÓN, PORCENTAGE DE REMOCIÓN PARA LOS REVOQUES
PHPA.
Concentración de
Bentonita
Velocidad de
Remoción
(r.p.m.)
Peso in. ( 0 )
300
600
900
1200
1500
2,5 lb/bbl
Peso
Final
(gr)
10,72
10,15
9,8
9,45
9,32
9,26
5 lb/bbl
7 lb/bbl
Rem.
(%)
Peso Final
(gr)
Rem.
(%)
Peso Final
(gr)
Rem.
(%)
0
5,32
8,58
11,85
13,06
13,62
9,18
8,81
8,47
8,11
7,95
7,89
0
4,03
7,73
11,66
13,40
14,05
7,87
7,75
7,56
7,34
6,99
6,85
0
1,52
3,94
6,73
11,18
12,96
14
TABLA 5. - FORMULACIÓN, RÉGIMEN DE AGITACIÓN Y TIEMPO DE MEZCLADO
PARA EL FLUIDO DE PERFORACIÓN PHPA (DENSIDAD 12 LPG.)
TIEMPO DE
ORDEN
ADITIVO
CANTIDADES
rpm
1
Bentonita
2,5/5/7 g ( lbs/bbl)
400
30 min.
2
PHPA.
1 g (1 lbs/bbl)
600
10 min.
3
XCD.
0,5 g (0,5 lbs/bbl)
11.000
10 min.
4
PoliPac UL.
2 g (2 lbs/bbl)
11.000
10 min.
5
Barita
194,5 g ( 194.5 lbs/bbl)
11.000
30 min.
--
KOH
pH 9 - 11
11.000
5
--
Agua
301 cc
--
AGITACIÓN
--
TABLA 6. - FORMULACIÓN, RÉGIMEN DE AGITACIÓN Y TIEMPO DE MEZCLADO
PARA EL FLUIDO DE PERFORACIÓN LIGNOSULFONATO (DENSIDAD
9,5 LPG.)
TIEMPO DE
ORDEN
ADITIVO
CANTIDADES
r.p.m
1
Bentonita
15/20/25 g ( lbs/bbl)
400
30
2
Pac-L
2 g (2 lbs/bbl)
11.000
10
3
Lignosulfonato
2 g (0,5 lbs/bbl)
11.000
10
4
Lignito
1 g (2 lbs/bbl)
11.000
10
5
Barita
51 g ( 51lbs/bbl)
11.000
30
6
NaOH
PH 10-11
11.000
5
---
Agua destilada
331 cc
---
AGITACIÓN
15
CELDA PDVSA DE
FILTRADO DINÁMICO
POZO
BOMBAS DE LODO
VENTILADOR
REVOQUE
PROCESO DE
FILTRACIÓN
FORMACIÓN
Figura 1. - Simulación de los procesos de filtración que ocurren durante la perforación
mediante celda de laboratorio. Filtración estática y dinámica.
16
Válvula
Presión
Línea de Purga
Deflector
Ventilador
Salida del
Filtrado
Válvula
Punto para la
medición de
temperatura
Figura 2. - Celda Intevep de Filtrado Dinámico para evaluación de preflujo [16],
17
FLUJO MÁSICO DE FILTRADO VS TIEMPO
FLUJO MASICO DE FILTRADO (GR/MIN)
1,80
1,60
150lpc
250lpc
500lpc
1,40
A
1,20
1,00
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
0
5
10
15
20
25
30
35
30
35
Tiempo (min)
FLUJO MASICO DE FILTRADO (GR/MIN)
1,20
1,00
B
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
0
5
10
15
20
25
Tiempo (min)
FLUJO MASICO DE FILTRADO (GR/MIN)
0,70
0,60
0,50
C
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
0
5
10
15
20
25
30
35
Tiempo (min)
Figura 3. - Flujo másico de filtrado versus tiempo para tres formulaciónes de fluido de
perforación PHPA a diferentes presiones (150, 250 y 500 lpc). Tres
formulaciones de fluido PHPA conteniendo concentraciones de bentonita de 2,5;
5,0 y 7,0 Lb/ bbl, gráficos A, B y C respectivamente.
18
FLUJO INVERSO DE FILTRADO VS VOLUMEN DE FILTRADO
FLUJO INVERSO DE FILTRADO (min/ml)
7,00
150lpc
250lpc
500lpc
y = 0,5532x + 2,9197
6,00
2
R = 0,8782
A
y = 0,4634x + 1,397
5,00
R 2 = 0,9482
4,00
3,00
y = 0,3992x + 0,2035
2,00
R2 = 0,9964
1,00
0,00
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Volumen de Filtrado (ml)
FLUJO INVERSO DE FILTRADO (min/ml)
7,00
B
y = 0,7384x + 2,064
6,00
y = 0,6232x + 1,1253
R 2 = 0,9845
2
R = 0,9822
5,00
4,00
y = 0,4102x + 0,8503
R2 = 0,991
3,00
2,00
1,00
0,00
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Volumen de filtrado (ml)
FLUJO INVERSO DE FILTRADO (min/ml)
8,00
C
y = 1,0773x + 2,4171
7,00
R 2 = 0,993
y = 0,7565x + 2,0807
R 2 = 0,9756
6,00
5,00
4,00
y = 0,4742x + 1,7483
R2 = 0,9892
3,00
2,00
1,00
0,00
0
1
2
3
4
5
6
7
Volumen de Filtrado (ml)
Figura 4. - Flujo volumétrico inverso de filtrado vs volumen de filtrado para tres
formulaciónes de fluido de perforación PHPA a diferentes presiones (150, 250 y
500 lpc). Tres formulaciones de fluido PHPA conteniendo concentraciones de
bentonita de 2,5; 5,0 y 7,0 Lb/ bbl, gráficos A, B y C respectivamente.
19
COMPRESIBILIDAD ESTÁTICA, FLUIDO DE PERFORACIÓN
PHPA.
LN (Resistencia Especifica.)
31,0
30,8
y = 0,5922x + 21,843
R2 = 0,9999
30,6
y = 0,7472x + 19,526
R2 = 1
30,4
y = 0,9932x + 15,968
30,2
2
R = 0,9928
30,0
29,8
2,5lb/b
l
29,6
29,4
13,6
13,8
14
14,2
14,4
14,6
5lb/b
l
14,8
7lb/b
l
15
15,2
Figura 5. - LN (r) versus LN (∆P), determinación de la compresibilidad del revoque para los
fluidos de perforación PHPA con diferentes concentraciones de bentonitas.
EROSIONABILIDAD MECÁNICA, LODO
PHPA.
% Remoción
16,00
14,00
12,00
10,00
8,00
6,00
2,5lb/bl
5lb/bl
7lb/bl
4,00
2,00
0,00
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
Tasa de Corte (r.p.m.)
Figura 6. - Porcentaje de erosión para los revoque formados con diferentes formulaciones de
fluido de perforación PHPA.
20
EROSIONABILIDAD MECÁNICA VS COMPRESIBILIDAD ESTÁTICA
EROSINABILIDAD MECÁNICA
(% REMOCIÓN)
26
Lodo Lignosulfonato
24
22
20
18
Lodo PHPA
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1200 r.p.m.
1500 r.p.m.
COMPRESIBILIDAD (S)
[ADM]
300 r.p.m.
600 r.p.m.
900 r.p.m.
Figura 7. - Relación entre la erosionabilidad mecánica y la compresibilidad
estática para los fluidos de perforación PHPA y Lignosulfonato.
21
Remoción Química del Revoque del Fluido de Perforación PHPA
50
47
45
% Remoción Química
40
35
35
30
25
25
20
15
10
4
10
5
5% HCl
0
2
2,5
2% HCl
5
Concentración de Bentonita [lb/bl]
2% HCl
7
5% HCl
Figura 8. - Porcentajes de remoción química efectuado por lavadores en base a
soluciones de HCl al 2 y 5% sobre revoques formados con fluido de
perforación PHPA.
22
Remoción Química del Revoque del Lodo Disperso de Agua (Lignosulfonato)
76
75
% Remoción Química
74
72
70
70
68
66
65
64
62
60
15
20
25
Concentración de Bentonita (lb/bbl)
6,5% Sea Wash
Figura 9. - Porcentajes de remoción química efectuado por el lavador en base al detergente
“Sea Wash” sobre revoques formados con fluidos de perforación lignosulfonatos.
23
NOMENCLATURA
A
Área de Filtrado. [L2]
BPM barriles por minuto [L3/ t]
C
coeficiente de consolidación [L2/t]
DT
Diámetro de la Celda. [L]
∆P
Caída de Presión. [M/L.t2]
HRS
HORAS [t]
Hp/ pie2 potencia en caballos fuerzas por pie2 [M/t3]
L
Longitud. [L]
Lpc
libras por pulgada cuadrada
P
Presión. [M/L.t2]
PULG Pulgadas[L]
Q
Flujo Volumétrico. [L3/t]
r
Resistencia Específica Promedio.[L/M]
r0
Resistencia Específica del Revoque a s = 0. [L2.t2/M2]
Rm
Resistencia del Medio Filtrante. [1/L]
s
Índice de Compresibilidad. [Adim.]
t
Tiempo. [t]
Vf
Volumen de Filtrado. [L3]
Wc
Masa de Sólidos Secos por Unidad de Área. [M/L2]
µ
Viscosidad. [M/L.t]
24
View publication stats