DISEÑO DE SARTAS Y BHA

CAPÍTULO 3

ANÁLISIS DE LA HIDRÁULICA DE POZOS

CAPÍTULO 3
ANÁLISIS DE LA HIDRÁULICA DE POZOS

3.1 INTRODUCCIÓN
En este capítulo, se estudiarán los efectos combinados de las presiones que interactúan
en un pozo, durante el control de cualquier fluido ajeno al pozo. Para ilustrar al lector cual
es la forma de aplicar el concepto de la presión a condiciones dinámicas durante el controlde pozos con entrada de gas, en este capítulo se mostrará como es el efecto de la
presión en el pozo por efectos hidráulicos, gravitacionales y con entrada de gas al sistema
y su impacto en la presión de fractura.
Para lo siguiente partimos de la siguiente suposición:
ΔP Hidráulica + ΔP Gravitacional + Entrada de Gas < Presión de Formación
Las consideraciones para el desarrollo de esteanálisis, requieren plantear las siguientes
consideraciones:
-

Pozo vertical.

-

Efectos de caídas de presión en el agujero se consideran homogéneas.

-

Entrada de gas metano.

-

Fluido de control incompresible.

-

Flujo laminar ascendente en tubos circulares concéntricos.

-

Sarta de perforación sin movimientos reciprocantes.

3.2 MODELOS REOLÓGICOS1, 2
Los modelosreológicos, figura 3-1, ayudan a predecir el comportamiento de los fluidos
sobre una amplia escala de velocidades de corte.
CONTROL DE POZOS

45

ANÁLISIS DE LA HIDRÁULICA DE POZOS

CAPÍTULO 3

Figura 3-1. Comportamiento de los modelos reológicos.

La mayoría de los fluidos de perforación son fluidos seudoplásticos no-newtonianos. El
modelo de ley de potencias con punto de cedencia es elque mejor caracteriza a los
fluidos de perforación.
La elección del modelo depende del comportamiento grafico que tenga el fluido de
perforación.
Al

tener la sarta estática, sin presentar rotación ni movimientos reciprocantes, los

métodos más comunes para estas consideraciones son los siguientes:
•

Modelo de Bingham.

•

Modelo de Ley de Potencias.

•

Modelo de Ley dePotencias con Punto de Cedencia.

3.2.1 MODELO DE BINGHAM
El modelo de Bingham describe el flujo por medio de la ecuación:

τ =τY + (μP ×γ )

Ec. 3.1

µP = θ600 – θ300

Ec. 3.2

τY = PC = θ300 - µP

Ec. 3.3

Donde:
46

CONTROL DE POZOS

CAPÍTULO 3

ANÁLISIS DE LA HIDRÁULICA DE POZOS

-

τ: Esfuerzo de corte, [lb / 100pies2]

-

τY: Esfuerzo de corte a la velocidad de cortemás baja, [lb/100pies2]

-

µP: Viscosidad plástica, [cP]

-

γ: Velocidad de corte [seg-1]

-

θ600: Lectura del viscosímetro Fann a 600 [rpm]

-

θ300: Lectura del viscosímetro Fann a 300 [rpm]

3.2.2 MODELO DE LEY DE POTENCIAS
Las ecuaciones generales para calcular el esfuerzo de corte, el índice de consistencia y el
índice de flujo son:

τ = K ×γn
K =

Ec. 3.4

510× θ 300
511 n

⎛θ
n = 3 . 32 × log ⎜ 600
⎜θ
⎝ 300

Ec. 3.5
⎞
⎟
⎟
⎠

Ec. 3.6

Donde:
-

τ: Esfuerzo de corte, [lb/100pies2]

-

K: Índice de consistencia, [cP]

-

γ: Velocidad de corte [seg-1]

-

n: Índice de flujo, [Adimensional]

-

θ300: Lectura del viscosímetro Fann a 300 [rpm]

-

θ600: Lectura del viscosímetro Fann a 600 [rpm]

3.2.3 MODELO DE LEY DEPOTENCIAS CON PUNTO DE CEDENCIA
Debido a que la mayoría de los fluidos de perforación presentan esfuerzo cortante, este
modelo describe el comportamiento reológico de los lodos de perforación con mayor
exactitud que ningún otro modelo.

τ = (K × γ n ) + τ Y
CONTROL DE POZOS

Ec. 3.7

47

ANÁLISIS DE LA HIDRÁULICA DE POZOS

CAPÍTULO 3

⎛θ
− θ0 ⎞
⎟
n = 3 . 32 × log ⎜ 600
⎜θ
−θ0 ⎟
⎝ 300
⎠

K =

Ec. 3.8

510 × (θ 300 − θ 0 )
511 n

Ec. 3.9

Donde:
-

τ: Esfuerzo de corte, [lb/100pies2]

-

τY: Esfuerzo de corte a la velocidad de corte más baja, [lb/100pies2]

-

K: Índice de consistencia, [cP]

-

γ: Velocidad de corte [seg-1]

-

n: Índice de flujo, [Adimensional]

-

θ300: Lectura del viscosímetro Fann a 300 [rpm]

-

θ600:...