164846817 Manual de Diseno de Revestidores PDVSA Completo

INT-4683,1998PROCEDIMIENTOS DE DISEÑO PARA TUBERÍAS DE REVESTIMIENTOS Y PRODUCCIÓN v INT-4683,1998 LISTA DE DISTRIBUCION No. de copias Gerencia de Nuevas Aplicaciones. PDVSA E&P - Oriente Responsables: M. Guzmán. J.G. Pérez. R. Molina 3 (1-3) Gerencia de Perforación. PDVSA E&P - Sur Responsables: A. Farías. J. Capó. 2 (4-5) Gerencia de Tecnología. PDVSA E&P - Occidente Responsables: R. Greaves. J. Cedeño. F. Pirela. F.J. Sánchez 4 (6-9) Gerencia de Materiales. PDVSA Servicios. - Caracas Responsable: E. Zavatti. 1 (10) Proyecto Mejoramiento de Calidad PDVSA Intevep.- Los Teques Responsables: M. Vilera. W. Rodríguez. 2 (11-12) Negocio de Servicios de Perforación PDVSA Intevep.- Los Teques Responsable: M. Rivero 1 (13) Centro de Información Técnica INTEVEP, S.A. Responsable: C.I.T. 1 (14) v INT-4683,1998 vi INT-4683,1998 SUMARIO Este documento está dirigido a establecer un procedimiento normalizado de Diseño de Revestidores y Tubería de Producción a nivel de PDVSA, de acuerdo con los siguientes objetivos: • • • Establecer una metodología de diseño consistente en toda la corporación. Identificar las cargas mínimas a considerarse en un diseño de revestidores y tubería de producción. Identificar los factores mínimos de diseño que se deben considerar cuando se evalúa un diseño de revestidores y tubería de producción. Este documento presenta todas las fases presente en el proceso de diseño, su aplicación e importancia, desde selección de profundidades de asentamiento, selección de materiales, conexiones, selección de las propiedades geométricas hasta finalmente establecer la configuración de las sartas de tubulares más óptima dependiendo de su función dentro del pozo. Además, de las cargas de diseño establecida por la A.P.I. (estallido, colapso y tensión), también se calibra el diseño tomando en consideración las cargas de compresión, esfuerzos triaxiales, efectos de cambios de temperatura, pandeo, desgaste, y cualquier otro tipo de carga, estática o dinámica, que impacte sobre el diseño de las sartas de revestimiento y producción. Este documento es un producto acordado dentro de las actividades del proyecto 5744, “Mejoramiento de Calidad en Servicios Técnicos y Operaciones de Perforación de la IPPCN”, realizado con la colaboración del Comité de Racionalización de Revestidores de PDVSA. Es muy importante resaltar que, este procedimiento está en constante evaluación y que los mismos pueden variar de acuerdos a causas y/o estudios debidamente soportados que impliquen una optimización del proceso mismo. Cualquier cambio que se deba realizar al presente procedimiento, debe ser informado y aprobado por el Comité de Racionalización de Revestidores, como se establece en el Capítulo 1. vii INT-4683,1998 viii INT-4683,1998 TABLA DE CONTENIDO SUMARIO ........................................................................................................................ VII LISTA DE ILUSTRACIONES......................................................................................XIII LISTA DE TABLAS .......................................................................................................XVI 1. INTRODUCCION ................................................................................................. 1 2. DEFINICION Y FUNCIONES DE LA TUBERIA DE REVESTIMIENTO Y PRODUCCION............................................................... 3 2.1 2.1.1 2.1.2 2.1.3 DESIGNACION Y FUNCIONES DE LAS SARTAS DE TUBERIA .................... 4 CONDUCTOR.............................................................................................................. 4 TUBERÍA DE SUPERFICIE............................................................................................ 4 TUBERÍA INTERMEDIA, CAMISAS DE PERFORACIÓN Y TIEBACKS DE PERFORACIÓN ............................................................................................................ 5 REVESTIDOR DE PRODUCCIÓN, CAMISA DE PRODUCCIÓN Y TIEBACK DE PRODUCCIÓN ............................................................................................................. 5 TUBERÍA DE PRODUCCIÓN .......................................................................................... 5 PROCEDIMIENTO GENERAL DE DISEÑO....................................................... 5 2.1.4 2.1.5 2.2 3. METODOS DE DISEÑO CONVENCIONALES Y PARA VIDA DE SERVICIO ............................................................................................................. 7 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 ESTALLIDO ........................................................................................................... 8 COLAPSO ............................................................................................................... 9 TENSION .............................................................................................................. 10 FACTORES DE DISEÑO VS. FACTORES DE SEGURIDAD ........................... 11 RESUMEN DE MÉTODOS DE DISEÑO CONVENCIONAL VS. VIDA DE SERVICIO....................................................................................................... 13 4. ASPECTOS DE MATERIALES........................................................................ 15 4.1 4.2 4.3 DESIGNACION DE TUBERIA............................................................................ 16 GRADO ................................................................................................................. 17 LONGITUDES ...................................................................................................... 23 5. LAS CONEXIONES DE LOS TUBULARES................................................... 25 5.1 5.2 5.3 5.3.1 CONEXIONES API............................................................................................... 27 CONEXIONES PATENTADAS........................................................................... 33 PRESION SELLANTE.......................................................................................... 36 DESEMPEÑO Y TRANSPARENCIA GEOMÉTRICA ............................................................ 39 ix ............1.104 EJEMPLO DE CÁLCULO .....................................3.....2 7......98 CARGA DE COLAPSO ...............................2 8............................3 8......3..........................114 PRESIÓN DE RUPTURA ....2 x .................1....103 TUBERÍA ALTO VALOR DE RESISTENCIA AL COLAPSO .............................124 7....88 TUBERÍA DE PRODUCCIÓN ...........................................1 7................114 EJEMPLO DE CÁLCULO ................4 8............74 REVESTIDOR CEMENTADO ..................................2.............77 CASOS DE CARGA DEL CONDUCTOR ..............................1............................................3 CONSIDERACIONES DE DISEÑO PARA COLAPSO ...............5 5.5 8.........3 7.........................................................................................................................1 6..............110 FACTOR DE DISEÑO PARA FLUENCIA INTERNA .................58 7......................................2 8..............................1 7................................105 CONSIDERACIONES DE DISEÑO CONTRA PRESION INTERNA.................................................3........5 8...................................3.................2..1....4 8.......................3 7............................50 PRUEBA DE INTEGRIDAD DE PRESIÓN........2.............................................117 FACTORES DE DISEÑO PARA TENSIÓN Y COMPRESIÓN ..4 RECOMENDACIONES SOBRE EL CASO BASE Y LOS CASOS DE CARGA................................3 8...............97 8.41 PROGRAMAS DE CALIDAD ...115 CRITERIOS DE DISEÑO PARA TENSION Y COMPRESION ...................................................6 8.....................47 6.......43 LAS JUNTAS APROBADAS POR PDVSA ........INT-4683........................................47 PREDICCIÓN DE LA PRESIÓN DE PORO ................. CAMISAS Y TIEBACKS INTERMEDIOS ......................71 CONDICION INICIAL O CASO BASE ....................................110 VALOR NOMINAL DE PRESIÓN INTERNA DE FLUENCIA ................. DISEÑO DE LA PROFUNDIDAD DE ASENTAMIENTO DE LA TUBERIA DE REVESTIMIENTO................................................97 VALORES NOMINALES DE COLAPSO .1 8...............................................................................3.................................................................................2 8.................................. REVESTIDORES.................................................................................................................................................................81 REVESTIDOR.........................78 CASOS DE CARGA PARA TUBERÍA DE SUPERFICIE..............40 ELEMENTOS ESTRUCTURALES DE LA JUNTA .1 8....................................................................3...............4 5...54 PEGA DIFERENCIAL .....................................2 8..............5 DETERMINACIÓN DE LA PROFUNDIDAD DE ASENTAMIENTO.........1 8..................................................2 7....2..........114 TOLERANCIA A LA FLUENCIA INTERNA MÍNIMA MEJORADA ....1 8......................... CAMISAS Y TIEBACKS DE PRODUCCIÓN ............................... PARAMETROS DE DISEÑO .............69 7..............110 CARGA PARA FLUENCIA INTERNA MÍNIMA................ CONSIDERACIONES DE DISEÑO..................................................................3 8........2.............................................76 CONDICIONES DE SERVICIO O CASOS DE CARGA ................................................1.1998 5.............2 5...................120 VALORES NOMINALES DE COMPRESIÓN PARA EL REVESTIDOR ....................119 VALORES NOMINALES DE TENSIÓN PARA EL REVESTIDOR ............................................2.......3............................45 6....3 6...........................97 FACTOR DE DISEÑO PARA COLAPSO ...................................................2...........74 TUBERÍA DE PRODUCCIÓN ...............92 8........................................................2............................................1 7.57 ARREMETIDAS ......2 6....3..................4 6...........................6 CONSERVACIÓN DEL DIÁMETRO DEL HOYO ... ....................1 8... 178 DESGASTE DEL REVESTIDOR........................ 177 CARGAS COMBINADAS ......3... 141 ESFUERZO TRIAXIAL Y FLEXIÓN ..5....6..........6............. 163 PREDICCIÓN DE TEMPERATURA EN CONDICIONES DE CEMENTACIÓN ........................ EJEMPLOS CON APLICACIÓN DE LAS CONSIDERACIONES PARA DISEÑO DE REVESTIDORES .....................................................3 8.............................1 8......1 8.6 8................................................... PATA DE PERRO Y PASO DE HERRAMIENTAS...........1 FACTOR DE DISEÑO.........................8...........6........................ 137 FACTOR DE DISEÑO PARA LA INTENSIDAD DE ESFUERZO EQUIVALENTE TRIAXIAL.... 155 CONSIDERACIONES DE TEMPERATURA... 175 CONSIDERACIONES ESPECIALES DE DISEÑO .............5 8.....2 VALORES NOMINALES DE TENSIÓN PARA TUBERÍA DE PRODUCCIÓN ........... 190 REDUCCIÓN UNIFORME DE LAS PAREDES ..........5.......1 8..........................3 8....................... 137 ESFUERZO PRINCIPAL ...................3 8................ 198 CALCULO DE PROBABILIDADES DE FALLA .6 8................................ 127 VALORES NOMINALES DE COMPRESIÓN PARA TUBERÍA DE PRODUCCIÓN ....2 8...4....................................7 8.................7 8........1 8..........4............................... 202 9........ 196 9........................................ 170 PREDICCIÓN DE LA TEMPERATURA CIRCULANTE ..............................4......4 8. 174 EJEMPLO DE CÁLCULO ......................................3.6........................................ 152 SEVERIDAD DEL PANDEO: PASO....................2 8...................5........4 8..............4...........7 8.......................................................2 8.........................INT-4683.............................................................. 172 PROPIEDADES TÉRMICAS .......... 177 TRANSFERENCIA DE CARGAS .......................... 146 EFECTO DE LAS TOLERANCIAS DIMENSIONALES EN EL ESFUERZO VME....6...........3 9....................................................4 8....................1998 8...3....................................2 8...............................4 8.................. 177 ACUMULACIÓN DE PRESIÓN ANULAR .......8................ 192 9............. 190 RESULTADOS DE LAS PRUEBAS DE LABORATORIO Y CAMPO .6 8............................. FACTOR DE SEGURIDAD Y PROBABILIDAD DE FALLAS..........................................7.............................4 8..................................5 8......... 151 INTRODUCCIÓN...................................... 168 PREDICCIÓN DE LA TEMPERATURA DE PRODUCCIÓN ..................................................... 148 CONSIDERACIONES DE DISEÑO DE PANDEO .......................3................................................................ 196 DISTRIBUCIÓN DE CARGAS Y RESISTENCIAS..................................... 131 ANALISIS DE ESFUERZOS TRIAXIALES (VME) ..... ................ 201 EJEMPLO DE CÁLCULO: PROBABILIDAD DE FALLA POR COLAPSO ............................................................................7............................................................ 206 xi ............7.................5 8.............................. 167 PREDICCIÓN DE LA TEMPERATURA DE INYECCIÓN ....2 9..........6.................................................................... 141 DIAGRAMAS DE CAPACIDAD DE CARGA TRIAXIAL .....5............................................... CONFIABILIDAD DE REVESTIDOR Y TUBERÍA DE PRODUCCIÓN........................................................6.6 8....8 8............ 147 EJEMPLO DE CÁLCULO ........4..................................... 163 PERFILES DE TEMPERATURA .......... 130 CARGAS DE TENSIÓN Y DE COMPRESIÓN ....................................4...3 8............ 154 EJEMPLOS DE CÁLCULOS DE PANDEO ......... 151 PREDICCIÓN DEL PANDEO: LA FUERZA EFECTIVA .............................5 8..................4........................................................1 10.................................................... 138 ESFUERZO EQUIVALENTE VON MISES (VME)......................... ... DATOS ESPECIALES PARA EL CASO BASE DE LA TUBERÍA DE PRODUCCIÓN ............................. DATOS ESPECIALES PARA EL CASO BASE DE LOS TIEBACK ........247 APLICACIÓN DEL MÉTODO API ............ ALGUNAS RECOMENDACIONES SOBRE FLUIDOS DE COMPLETACIÓN .............................4: ANÁLISIS DE UNA TUBERÍA DE REVESTIMIENTO DE ACUERDO AL "METODO CONVENCIONAL API".......... 10........287 xii .......................250 ANEXO A-1.............................................3............262 ANEXO A-2........ 10...... 10.........................3 10.4 10............................................4 10.................................. ..........................................268 ANEXO A-5........3.....................216 CASO BASE: CONDICIÓN CEMENTADA.....................................1998 10.....................3: ANÁLISIS DE UNA TUBERÍA DE REVESTIMIENTO DE ACUERDO AL “MODELO DE VIDA DE SERVICIO” .........................................................2 EJEMPLO NO...4.............................................. 10.266 ANEXO A-4..................................................................................................................................................207 EJEMPLO NO................................246 EJEMPLO NO................225 CASO DE CARGA II: FUGA EN LA TUBERÍA DE PRODUCCIÓN CERCA DE LA SUPERFICIE CON TEMPERATURA ESTÁTICA.........................3..............3 10..............................................................................................................................5 10...2 10.............................................................. GUÍAS DE INGENIERÍA ..........................1: SELECCIÓN DEL NÚMERO DE REVESTIDORES Y DE LAS PROFUNDIDADES DE ASENTAMIENTO................INT-4683.......... .......... TABLA DE TUBULARES NORMALIZADOS POR PDVSA........................................216 CONSIDERACIONES Y DATOS GENERALES ...221 CASO DE CARGA I: VACÍO TOTAL ............................................4.................................1 10................................1 10......1 10..........264 ANEXO A-3.................................................... DIAGRAMAS DE CUERPO LIBRE ............................................247 CONSIDERACIONES GENERALES......................2: SELECCIÓN DE DIÁMETROS DE LOS REVESTIDORES .....3....................................................213 EJEMPLO NO. DIÁMETROS DE PORTAMECHAS Y TUBERÍAS DE PERFORACIÓN Y LONGITUDES USUALES DE LOS ENSAMBLAJES DE FONDO .........277 ANEXO C...2 10.............235 RESUMEN DE FACTORES DE DISEÑO PARA CADA CASO DE CARGA ....................................................3.........269 ANEXO B.................................. ........ 36 FIG.............................. RENDIMIENTO Y GEOMETRÍA PRODUCE TRANSPARENCIA .2................... 5.................................. 53 xiii .. 5..... ÁRBOL DE DECISIONES PARA LA SELECCIÓN DE JUNTAS PARA TUBERÍA DE PRODUCCIÓN...................................... DIAGRAMAS ESQUEMÁTICOS DE PRESIÓN VS................................................................................................................3........... 5..................... 3............. 39 FIG....... 45 FIG........ VÁLIDO PARA EL PRIMER TRIMESTRE DE 1998......4......................1......4........ VALORES DEL EXPONENTE D COMO FUNCIÓN DEL SOBREBALANCE........... JUNTA ACOPLADA VS.... 3 FIG.........................................................2............. 5...... 51 FIG....... 46 FIG............. 6..................... 8 FIG... 5.................1.......................... GRADIENTE DE PRESIÓN Y GRADIENTE DE FRACTURA . PROFUNDIDAD Y “GRADIENTE DE PRESIÓN” VS.7...................... CONEXIONES API ....................... 6....... 50 FIG.................... 2......... ÁRBOL DE DECISIONES PARA LA SELECCIÓN DE JUNTAS PARA TUBERÍA DE REVESTIMIENTO...........................................2........ 27 FIG. EFECTO DE LA PRESIÓN INTERNA SOBRE LA “ENERGIZACIÓN” DE LA JUNTA Y SU CAPACIDAD DE SOPORTAR DICHA PRESIÓN INTERNA ....... 6............................... 6. JUNTA INTEGRAL . CONSIDERACIONES DE PRESIÓN INTERNA Y EXTERNA EN EL DISEÑO CONVENCIONAL A COLAPSO.... RELACIÓN ENTRE LA PROFUNDIDAD DE ASENTAMIENTO DEL REVESTIDOR............................ CONSIDERACIONES DE PRESIÓN INTERNA Y EXTERNA EN EL DISEÑO CONVENCIONAL A ESTALLIDO........... REPRESENTACIÓN ESQUEMÁTICA DE UNA SARTA DE REVESTIMIENTO DONDE SE MUESTRAN ALGUNOS DE SUS COMPONENTES..........6............ (C) BUTTRESS .........5.......... 40 FIG........... PROFUNDIDAD....... ....... VÁLIDO PARA EL PRIMER TRIMESTRE DE 1998.......... 5.... GRÁFICO PENNEBAKER ................... POROS DE LA FORMACIÓN.......................... 3....1........................ ...... 5.INT-4683..1998 LISTA DE ILUSTRACIONES FIG...........3...8........................................... 48 FIG..... 5.. 9 FIG... (B) ROSCA EXTREME-LINE........................ 28 FIG..............................1.................. PERFILES DE ROSCA API: (A) ROSCA REDONDA....... CONEXIONES INTEGRALES PATENTADAS ...... 32 FIG..... .................. PERFIL DE PRESIÓN INTERNA PARA UNA ARREMETIDA.................................. 7.56 FIG. SOMETIDO A PRESIÓN INTERNA........................ 8................. VALORES DEL EXPONENTE D MODIFICADO COMO FUNCIÓN DE LA PROFUNDIDAD..... 7...............................9..........2..... 8................................ ............... GRÁFICO DE UNA PRUEBA DE FUGA ...... REPRESENTACIÓN DE LA PARTE SUPERIOR DEL DIAGRAMA TELCAP PARA LOS ESFUERZOS EQUIVALENTES VME.. ESQUEMA DEL CASO DE CARGA “1/3 VACÍO”. REPRESENTACIÓN ESQUEMÁTICA DE MEDIO TUBO....... DESPUÉS DEL CAÑONEO. ESQUEMA DEL CASO DE CARGA “PRUEBA DE PRESIÓN”............79 FIG.........5.................. PERO PARA EL CASO DE QUE LA FORMACIÓN CEDE A LA PRESIÓN........................... CASO DE FUGA EN LA TUBERÍA DE PRODUCCIÓN........3..12...................96 FIG.......... MECHAS Y HOYOS...94 FIG...........................................................8.................. PERFIL DE TEMPERATURAS PARA EL CASO DE ARREMETIDA DE GAS...............86 FIG..................87 FIG....................................143 xiv ......................... ...................................3........ 7.....10........... 7..................................1998 FIG........... 6.......... 7...........................90 FIG....111 FIG............. 7...................53 FIG..2..... .................... CASO TUBERÍA DE PRODUCCIÓN............................................................. ..... 8....... QUE SE APLICA AL CONDUCTOR..............93 FIG... TEMPERATURA ESTÁTICA O EN CALIENTE.............86 FIG........................... SECUENCIAS USUALES DE DIÁMETROS DE LOS REVESTIDORES..................72 FIG...1.. CASO TUBERÍA DE PRODUCCIÓN TOTALMENTE VACÍO COMPLETO.84 FIG. TEMPERATURA ESTÁTICA O EN CALIENTE....................... A LA DERECHA SE MUESTRAN LOS PERFILES DE PRESIÓN EXTERNA E INTERNA........ 7........... 7................... ESQUEMA DEL CASO DE CARGA DE LA ARREMETIDA DE GAS QUE SE APLICA A LOS REVESTIDORES INTERMEDIOS.............. 7..... CERCA DE LA SUPERFICIE. CASO DE CARGA DE VACÍO TOTAL.................................... 7........7........................ 6.....6... .............1.... PERFIL DE PRESIÓN INTERNA PARA UNA ARREMETIDA.. QUE SE APLICA AL CONDUCTOR Y A LOS REVESTIDORES INTERMEDIOS.81 FIG......... .4............................... DETERMINACIÓN DEL FACTOR DE COLAPSO DE DISEÑO .... 7...... ...................... CASO TUBERÍA DE PRODUCCIÓN TOTALMENTE LLENA DE GAS....................11......................6.... ... A LA DERECHA SE MUESTRAN LOS PERFILES DE PRESIÓN EXTERNA E INTERNA................INT-4683....................................105 FIG... 7.......90 FIG..............5.... ..............................2.1........................... DIAGRAMA TELCAP DONDE SE HA REPRESENTADO LA LÍNEA CORRESPONDIENTE A UNA CARGA DE SERVICIO................... 188 FIG............... 8....... 8.......................... CURVA DE PREDICCIÓN DE DESGASTE........................ REPRESENTACIÓN DE LA PARTE INFERIOR DEL DIAGRAMA TELCAP PARA LOS ESFUERZOS EQUIVALENTES VME ............9................... 193 FIG. 143 FIG. LOCALIZACIÓN DE LOS PUNTOS DE CÁLCULO DE LOS ESFUERZOS VME CUANDO EXISTE PANDEO ..........1998 FIG................. CARGAS Y CURVAS DE RESISTENCIA PARA CEDENCIA INTERNA......... 8.. 147 FIG....................... 10.................................................... DISTRIBUCIONES DE CARGA Y RESISTENCIA DE LA SARTA DEL EJEMPLO DE CÁLCULO .........11..... 8............................ 143 FIG.............. 8........ EN ESTA SE MUESTRA UNA TUBERÍA PANDEADA DONDE SE REPRESENTA EL PASO (DISTANCIA ENTRE CRESTAS)..................8.......6..... REPRESENTACIÓN ESQUEMÁTICA DE UNA SARTA EN LA QUE EL TOPE DEL CEMENTO DE UNA SARTA INTERNA (TIEBACK DE PRODUCCIÓN) ESTÁ POR ENCIMA DE UNA SARTA EXTERNA (REVESTIDOR INTERMEDIO) Y SE PRODUCE UN EFECTO DE TRANSFERENCIA DE CARGAS. ES UNA LÍNEA PORQUE REPRESENTA LOS DIFERENTES VALORES DE ESFUERZO EQUIVALENTE ΣVME PARA CADA PROFUNDIDAD..................................... 10..........13.............. 209 FIG.............. 145 FIG....... ASÍ COMO LA LONGITUD MÁXIMA DE HERRAMIENTA QUE PUEDE PASAR POR LA TUBERÍA........................... CAPACIDAD EQUIVALENTE DE CARGA TRIAXIAL (DISEÑO NO ACEPTABLE) ....2........................... 197 FIG.......................4....... SELECCIÓN DE LA PROFUNDIDAD DE ASENTAMIENTO DEL REVESTIDOR SUPERFICIAL TOMANDO EN CUENTA CONSIDERACIONES DE ARREMETIDA AL PERFORAR SECCIONES MÁS PROFUNDAS.................................... 9.......... 145 FIG..... 153 FIG.... 178 FIG............................ 8.................. 143 FIG................. AUMENTO DE LA PRESIÓN ANULAR .........10..5.............. REPRESENTACIÓN DE AMBAS PARTES DEL DIAGRAMA TELCAP PARA LOS ESFUERZOS EQUIVALENTES VME .............. 8......... 8...........12.1......... 8...........7.................. 202 FIG..... 8.. GRADIENTE DE PRESIÓN DE PORO Y GRADIENTE DE FRACTURA...... 212 xv ....................INT-4683............................. CAPACIDAD EQUIVALENTE DE CARGA TRIAXIAL (DISEÑO ACEPTABLE)........... 9.... .........7..........259 LISTA DE TABLAS xvi .............14.................... ........ 10.............8...255 FIG.................................. 10.... ............... PERO SUFICIENTE.............................. 10............... .. DIAGRAMAS DE CUERPO LIBRE DEL REVESTIDOR DE PRODUCCIÓN EN EL CASO BASE................12....... ....... CASO DE CARGA I Y CASO DE CARGA II.....................229 FIG............6.... DIAGRAMA DE CUERPO LIBRE PARA CÁLCULO DE FUERZAS AXIALES.222 FIG............................. 10........215 FIG...... ESQUEMA DE TUBERÍAS DE REVESTIMIENTO PARA EL PROBLEMA PLANTEADO............ ...............................................259 FIG.............252 FIG...11.....16....15.220 FIG...... EXTERNA.............. ......................................1998 FIG.9................ PROCEDIMIENTO PARA EL CÁLCULO DE UN MODELO DE VIDA DE SERVICIO............. REPRESENTACIÓN DE LA CARGA QUE GENERA LA MÁXIMA POSIBILIDAD DE FALLA POR ESTALLIDO...254 FIG................... 10....................... ...............13...... ..................... MECHAS Y HOYOS....... ELIPSE DE PLASTICIDAD PARA EFECTOS BIAXIALES..... 10.......................258 FIG........... 10... SECUENCIAS USUALES DE DIÁMETROS DE LOS REVESTIDORES..... 10..............................................INT-4683... REPRESENTACIÓN DE LA CARGA QUE GENERA LA MÁXIMA POSIBILIDAD DE FALLA POR COLAPSO............ CONSIDERACIONES DE DISEÑO PARA TENSIÓN/COMPRESIÓN............... 10..4......214 FIG..10... DATOS CORRESPONDIENTES AL REVESTIDOR DEL EJEMPLO EN LAS TRES CONDICIONES: CASO BASE.. DETERMINACIÓN DEL FACTOR DE DISEÑO POR COLAPSO ........... RESULTADOS POR EFECTOS BIAXIALES..3...................... 10............5..... 10........... 10........ DIAGRAMA DE CUERPO LIBRE DEL REVESTIDOR DE PRODUCCIÓN EN EL CASO BASE..... EFECTOS DE LA CARGA DE TENSIÓN SOBRE EL ESTALLIDO Y EL COLAPSO. LAS LÍNEAS NEGRAS CORRESPONDEN A LAS DIFERENTES PRESIONES: INTERNA...........................................217 FIG...........................223 FIG....................... 10....... 10..........256 FIG................ RESULTANTE Y DE DISEÑO Y LAS LÍNEAS PUNTEADAS AL REVESTIDOR PROPUESTO Y A UNO CON UNA RESISTENCIA MENOR.. ........ 123 TABLA 8..1998 TABLA 3-1..... 95 TABLA 8................ VALORES MÍNIMOS DE LOS FACTORES DE DISEÑO. GRADIENTE DE PRESIÓN DE PORO Y GRANDIENTE DE FRACTURA....................... 207 xvii .............................(TVD = PROFUNDIDAD VERTICAL VERDADERA............... DEFORMACIONES A LAS QUE SE MIDE LA RESISTENCIA A LA FLUENCIA DE UN MATERIAL SEGÚN EL MÉTODO API .......................... .... 91 TABLA 7-3.........1.................................... 170 TABLA 8........ VALORES DEL PARÁMETRO W.................... 113 TABLA 8..... REQUERIMIENTOS QUÍMICOS .............. 123 TABLA 8..... 204 TABLA 10-1... CÁLCULO DE PROBABILIDAD DE FALLA DEL EJEMPLO ....................2.................... .. 10....3.....................................INT-4683........................5........................ VIDA DE SERVICIO............................. 18 TABLA 4-2. VALORES DE I Y T PARA ROSCAS TRAPEZOIDALES (BUTTRESS).............. 172 TABLA 9.............1 ........................1.. 35 TABLA 6-1..... FORMAS DE ROSCAS Y PROGRESIÓN A CONEXIONES API NORMALIZADAS..... REQUERIMIENTOS DE TENSIÓN Y DUREZA ... TABLA PARA CALCULAR EL PERFIL DE TEMPERATURA DE FLUJO CALIENTE......(TVD = PROFUNDIDAD VERTICAL VERDADERA. BHT = TEMPERATURA DE FONDO DE HOYO Y GTE = GRADIENTE ESTÁTICO DE TEMPERATURA).......... PERFIL DE PRESIÓN INTERNA PARA EL CASO DE CAÑONEO........ 13 TABLA 4-1............... 12 TABLA 3-2.......... EJEMPLO NO..................................... PARÁMETROS PARA LA FUNCIÓN TIEMPO DE LA ECUACIÓN (8-87) . COMO FUNCIÓN DEL DIÁMETRO EXTERNO DE LA TUBERÍA....... BHT = TEMPERATURA DE FONDO DE HOYO Y GTE = GRADIENTE ESTÁTICO DE TEMPERATURA).... (BHP: PRESIÓN EN EL FONDO DEL POZO)......4. CONEXIONES ROSCADAS Y ACOPLADAS PATENTADAS .... .......................................................... LISTAS DE MÉTODOS PARA PREDICCIÓN DE PRESIONES EN YACIMIENTOS.... 30 TABLA 5-2................. DISEÑO CONVENCIONAL VS....................................... PARA REVESTIDORES Y TUBERÍA DE PRODUCCIÓN...... TABLA PARA CALCULAR EL PERFIL DE TEMPERATURA ESTÁTICO................................... 19 TABLA 5-1.. SEGÚN PDVSA.................................. 53 TABLA 7-1........................ 19 TABLA 4-3.......................................... PROCESO DE FABRICACIÓN Y TRATAMIENTO TÉRMICO.................. PARÁMETROS PARA LA FUNCIÓN TIEMPO DE LA ECUACIÓN (8-95) .. 88 TABLA 7-2................................................................. .....268 TABLA A....6.FUERZAS DE AJUSTE AXIAL DE LOS TIEBACKS..........INT-4683.DIÁMETROS EXTERNOS DE LOS PORTAMECHAS Y LONGITUD DEL ENSAMBLAJE DE FONDO USUAL COMO FUNCIÓN DET TAMAÑO DEL HOYO H........4..4...7.3....1............... .....268 xviii ....263 TABLA A..........DÍAMETROS EXTERNOS USUALES DE LAS TUBERÍAS DE PERFORACIÓN.1998 TABLA A. . Así mismo. Con este objetivo en mente. PDVSA exige que todo diseño de revestidor y de tubería de producción sea: • Seguro . La guía para la selección de equipos conducirá al ingeniero de diseño primero a una configuración segura y estructuralmente correcta. recae en el ingeniero de diseño la responsabilidad de garantizar la adecuada aplicación del manual. El paso siguiente consistirá en seleccionar el equipo que permita reducir los costos al mínimo.que el equipo seleccionado garantice el menor costo total de instalación posible. • Identificar las cargas mínimas que se deben considerar en el diseño de revestidores y de tubería de producción. INTRODUCCION Los objetivos de este Manual para el Diseño de Revestidores y Tubería de Producción de PDVSA son los siguientes: • Establecer una metodología de diseño uniforme para toda PDVSA.que no falle cuando soporte las cargas previstas. Todas las prácticas de diseño que contiene este manual se consideran seguras y comprobadas. Las consideraciones estructurales por sí solas permitirán reducir el tonelaje en el diseño. el presente manual NO tiene como objetivo invalidar ni discrepar con normativas gubernamentales ni políticas locales.1. Este constituye una herramienta que puede ser beneficiosa sólo si se utiliza correctamente.que el diseño sea posible de implantar e instalar. • Factible . • Identificar los factores de diseño mínimos que deben intervenir en la evaluación de un diseño de revestidor o de tubería de producción. No obstante. pero otras consideraciones tales como el inventario en existencia y las condiciones locales pueden . • Económico . Agradecemos remitir cualquier sugerencia sobre cambios que se puedan efectuar al manual a: Comité de Racionalización de Revestidores INTEVEP S. Sede Central.A. No obstante. el supervisor asumirá la responsabilidad del diseño. la responsabilidad del diseño recaerá en el gerente.2 influir también en la selección del equipo. el supervisor del ingeniero de diseño podrá autorizar excepciones a lo dispuesto en el manual. Walter Rodríguez – EPPRWR1 Teléfono: 58-2-908-7862 Fax: 58-2-908-6487 Todos los diseños de revestidores y tubería de producción deberán estar de conformidad con el presente manual de diseño. A partir de este momento. Si el supervisor del ingeniero de diseño tuviere reservas para asumir la responsabilidad del diseño. Sector El Tambor Los Teques. La tecnología de perforación y completación es dinámica. Ningún tratado sobre el tema puede abarcar de manera realista todo lo que existe hoy en día a nuestra disposición en esta materia.: Ing. como sin duda tampoco lo que el diseñador de pozos tendrá a su alcance en el futuro. Al hacerlo. . entonces se le solicitará a su gerente aprobar cualquier excepción. La optimización del costo global es también responsabilidad del ingeniero de diseño. Edo. Miranda Apdo 76343 Caracas 1070A Venezuela At. . temperatura. Por otra parte. reinantes en cada zona. con el propósito principal de proteger las paredes del mismo. etc. Co n d u c t o r Su p e r f ic ia l In t e r m e d io T ie b a c k d e p r o d u c c ió n T u b e r ía d e p r o d u c c ió n Ca m is a d e p r o d u c c ió n Fig. dependiendo de las condiciones de profundidad. DEFINICION Y FUNCIONES DE LA TUBERIA DE REVESTIMIENTO Y PRODUCCION En general. 2. Usualmente está constituida por secciones de diferentes diámetros. se puede definir como tubería de revestimiento a la que se utiliza para recubrir las paredes del pozo.3 2.1 se presentan esquemáticamente los diferentes tipos de tubería de revestimiento así como la de producción. En la Fig. presión. Representación esquemática de una sarta de revestimiento donde se muestran algunos de sus componentes. 2. espesores y materiales. la tubería de producción será aquella por donde circulará el crudo en su camino a la superficie.1. puede incluir también la primera tubería de revestimiento. revestidor de producción) cuando existe la posibilidad de contacto con el fluido de producción. el cual designa un revestidor que empalma en uno inferior y sube a la superficie (lo contrario de la camisa). que se hallan próximos a la superficie • Protege de la contaminación las arenas someras que contienen agua dulce .1 DESIGNACION Y FUNCIONES DE LAS SARTAS DE TUBERIA 2. El primero es el calificativo de “producción”.1. • • • • • Reduce al mínimo la pérdida de circulación a poca profundidad Conducto por donde el lodo regresa a la superficie al comienzo de la perforación Minimiza la erosión de sedimentos superficiales debajo del taladro Protege de la erosión las tuberías de revestimiento subsiguientes Sirve de soporte para el sistema desviador en caso de afluencia inesperada a poca profundidad. 2. En un diseño de pozo cada sarta de tubería cumple una función vital en las fases de perforación y producción del pozo. se denomina así a un revestidor que no llega a la superficie.1. El segundo es “camisa”. dependiendo de ciertas características. 2. Un elemento es llamado “de producción” (revestidor intermedio vs. El tercero calificativo es de “tieback”.4 Hay tres señalamientos generales que se pueden aplica a a cualquier elemento de la sarta. sino que es “colgado” del revestidor anterior. En la próxima sección se presenta una breve descripción del papel de cada sarta de la tubería de revestimiento y las cargas que deben resistir.1 Conductor Para los fines del presente manual. más debilitados.2 Tubería de superficie • Soporta y protege de la corrosión cualquier tramo de tubería de revestimiento subsiguiente • Previene los derrumbes de los sedimentos no consolidados. en otros casos se depende de los que los geólogos puedan indicar acerca del lugar. Seguidamente se seleccionan los diámetros . Muchas veces es posible conocer esta información a partir de pozos vecinos. como las presiones de poro y de fractura hasta la profundidad final del mismo. las que como se verá en el Capítulo 6. y las lutitas desmoronables de fácil desprendimiento 2.1. basados en los datos de la sísmica. actuales y futuras es decir. camisas de perforación y tiebacks de perforación • Permite cargar grandes pesos de lodo sin amenazar las formaciones someras • Controla las zonas de sal.4 Revestidor de producción.1. las funciones del mismo.3 Tubería intermedia. etc. dependen básicamente de la distribución de presiones. se procederá a la selección de las profundidades de asentamiento.1.5 Tubería de producción • Constituye el conducto por donde fluye el fluido en la fase de producción • Sirve para controlar la presión del yacimiento • Permite estimular el yacimiento 2. Una vez en posesión de estos datos.5 • Proporciona resistencia a las arremetidas para poder perforar a mayor profundidad • Sirve de apoyo primario para los impiderreventones 2. la distribución de temperaturas. si posteriormente se utilizará métodos artificiales de levantamiento.2 PROCEDIMIENTO GENERAL DE DISEÑO Para diseñar la sarta de revestidores de un pozo hay que conocer una serie de datos del mismo. camisa de producción y tieback de producción • • • • Protege el ambiente en caso de una falla de tubería Permite cambiar o reparar la tubería de producción Aísla la zona productora de las demás formaciones Crea un conducto de paso de dimensiones conocidas 2. . como se dijo anteriormente.6 más apropiados de las diferentes secciones de la sarta. Finalmente se procede al diseño propiamente dicho de la sarta. es decir. es importante considerar las características de éste. una sarta segura a un costo razonable. la selección de los materiales y espesores requeridos para obtener. Los principales parámetros que influyen en esta etapa son las presiones y temperaturas que reinan en cada sección. lo cual depende principalmente del caudal de petróleo que se piensa extraer. Para las secciones que estarán en contacto con el crudo. básicamente por la posibilidad de corrosión. por lo que requieren el uso de una computadora en aras de la eficiencia. Este método convencional a menudo se traduce en un diseño demasiado conservador de sartas someras y. lo que reviste aún mayor importancia. los esfuerzos de flexión. las presiones superficiales internas y externas y las densidades de los fluidos. Las técnicas convencionales de diseño son sencillas por naturaleza y pueden resolverse fácilmente mediante cálculos a mano. en un diseño inadecuado para sartas profundas. METODOS DE DISEÑO CONVENCIONALES Y PARA VIDA DE SERVICIO A continuación se presenta las diferencias entre el método de diseño convencional y el denominado de “vida de servicio”. Por lo general. Estas cargas se generan a partir del peso suspendido de la sarta. ambos métodos tienen como propósito lograr factores de diseño adecuados para las cargas de estallido. el pandeo.7 3. Ahora bien. Una vez que el cemento ha fraguado. en el método convencional estas cargas se consideran por separado. Por el contrario. Es posible aplicar múltiples cargas de servicio para describir la vida de servicio de una sarta de revestimiento. los cambios de temperatura. colapso y tensión. Cuando se diseña una sarta de tubería de producción o de tubería de revestimiento. los cálculos relativos al método de vida de servicio son bastante complicados. no se toman en cuenta la cementación. . Estas fuerzas se suman a las condiciones base para constituir la carga de servicio. El método de la vida de servicio considera que el estado base de esfuerzo es aquel donde el revestidor se encuentra cementado. ni las variaciones en el área transversal. todo cambio posterior que registren las condiciones del pozo generarán fuerzas y esfuerzos adicionales en la tubería de revestimiento. mientras se discute superficialmente el método de la vida de servicio. “valor nominal de estallido”. 3. . la presión interna mínima de cedencia del cuerpo de la tubería o de la conexión se divide entre la presión de estallido mayor para determinar el factor de diseño mínimo.1 muestra las cargas consideradas en el estallido que son utilizadas en las prácticas de diseño convencionales. Las densidades de los fluidos y las presiones superficiales se combinan para determinar la mayor presión diferencial para estallido.1 de API 5C3 para cuerpos de tuberías y la fórmula 3.1. 3.8 En esta sección se detallará el método de cálculo convencional.1. Luego. Consideraciones de presión interna y externa en el diseño convencional a estallido. caracteriza las limitaciones de una tubería en condiciones de carga de presión interna. El factor fundamental que afecta la capacidad de resistencia a la presión interna del tubular es la resistencia a la fluencia del cuerpo de la tubería.1 ESTALLIDO El valor nominal de resistencia a la presión interna.1. P externa P interna ρe ρi Profundidad Fig. 3. a menudo denominado. El valor inferior se transformará en la presión de cedencia interna de la sarta.2 para acoplamientos API. que suele monitorearse solamente en el tope o en el fondo de la sarta. La Fig. La presión de cedencia interna se calcula a partir de la fórmula 3. Esto puede ser sumamente importante. Este deterioro puede producirse cuando se asienta una sarta larga en lodo liviano y posteriormente se hace pasar por ella un fluido de alta densidad. De esta forma. la compresión axial deteriora severamente la capacidad de estallido de la tubería. podría generarse un factor de diseño de estallido deficiente si no se toman en consideración los efectos de la compresión.9 El modelo para vida de servicio. Fig.2 muestra este tipo de carga. Generalmente.2. 3. Consideraciones de presión interna y externa en el diseño convencional a colapso. P externa P interna ρe ρi Profundidad Fig.2 COLAPSO El diseño convencional de colapso considera una evacuación de fluido (vacío) hasta una profundidad específica en el interior de la sarta. Las ecuaciones API para colapso se encuentran en la Sección 1 del Boletín 5C3 y se describen en la sección sobre propiedades de los materiales del presente manual. . La presión externa está determinada por el peso del lodo donde se corre la sarta. se toma en consideración el efecto de la tensión en la reducción de la resistencia al colapso del revestidor. La tensión axial incrementa la capacidad de estallido del tubular. incluye el efecto de la carga axial en la resistencia del revestidor a la presión interna. 3. No obstante. 3. aunque los diseños convencionales suelen ignorarlo. sin embargo. 10 El modelo para vida de servicio también toma en cuenta la relación existente entre tensión y colapso. Como las cargas de servicio incluyen las variaciones de temperatura respecto del caso base, la tensión producida por la expansión térmica de los tubulares estará incluida obviamente en la determinación de los factores de diseño mínimos de colapso. El diseño convencional normalmente no considera este efecto de la temperatura. 3.3 TENSION Cuando se diseña una sarta para que opere en condiciones de tensión, los métodos convencionales parten de una premisa en virtud de la cual la tubería está suspendida en un fluido uniforme. Por consiguiente, los únicos factores que determinan la carga de tensión en el revestidor son el peso suspendido y la fuerza de flotabilidad aplicada al fondo de la sarta. El modelo para vida de servicio considera otros factores que inciden en la cantidad de tensión existente en la sarta, a saber: • • • variaciones de temperatura efecto de Poisson flotabilidad El caso base se define como en estado en el que se encuentra la sarta cuando el cemento fragua. Toda variación de temperatura que se produzca a partir del estado cementado dará lugar a una variación de la longitud ocasionada por la expansión térmica del material. Dado que la tubería está fija en su parte superior e inferior, la expansión térmica producirá una fuerza adicional que se aplicará al tubular. La fuerza será de compresión (negativa) si la temperatura aumenta y de tensión (positiva) si la temperatura disminuye. 11 3.4 FACTORES DE DISEÑO VS. FACTORES DE SEGURIDAD Todos los modos de carga básicos pueden reducirse a parámetros mediante los cuales puede evaluarse la aptitud de un diseño de sarta. Estos parámetros pueden expresarse en el siguiente formato: Factor de Diseño = Resistencia teórica del Material Carga aplicada Los cinco factores de diseño según los cuales se evalúa una sarta son: DFestallido = Presión interna de fluencia Diferencial de presión interna ( 3-1) DFcolapso = Resistencia al colapso de la tubería Presión de colapso equivalente ( 3-2) DFtensión = Resistencia a tensión de la junta Carga Máxima a Tensión ( 3-3) DFcompresión = DFVME = (1) (2) Resistencia a Compresión de la junta (1) Carga Máxima a Compresión Resistencia a Fluencia API (2) Esfuerzo Equivalente VME O la resistencia a la fluencia del cuerpo de la tubería, el que sea menor. O el esfuerzo umbral Nace, para servicio agrio. ( 3-4) ( 3-5) 12 Los valores de Factor de diseño aceptados por PDVSA como mínimos para el diseño de revestidores y tubería de producción se muestran en la TABLA 3-1. TABLA 3-1. Valores mínimos de los Factores de Diseño, según PDVSA, para revestidores y tubería de producción. Colapso Cedencia Interna Tensión Compresión VME Conductor 1,0 -- -- -- -- Superficie 1,0 1,1 1,6 1,3 1,25 Protección 1,0 1,1 1,6 1,3 1,25 Producción 1,1 1,1 1,6 1,3 1,25 Tubería de Producción 1,1 1,1 1,6 1,3 1,25 Los factores de seguridad se emplean para expresar cuán próxima a producir una falla se encuentra la carga aplicada. Dichos factores no puede determinarse con precisión sino hasta que se produce una falla. En realidad, el factor de seguridad puede expresarse como: Factor de seguridad = Re sistencia real del Material C arg a real aplicada 13 3.5 RESUMEN DE MÉTODOS DE DISEÑO CONVENCIONAL VS. VIDA DE SERVICIO TABLA 3-2. Diseño Convencional vs. Vida de Servicio. GENERAL: ESTALLIDO: COLAPSO: TENSION: DISEÑO CONVENCIONAL Estallido, Colapso y Tensión Conservador para pozos someros Insuficiente para pozos profundos Posibilidad de cálculos manuales. Determinar la presión diferencial mayor para estallido MODELO PARA VIDA DE SERVICIO + cementación, pandeo, ∆T, flexión, cambios de sección diseño óptimo Cálculos con computadora para lograr mayor eficiencia. Incluye el efecto de la carga axial en la resistencia a la presión interna Nota: TELCAP →La tensión axial incrementa la capacidad de estallido de la tubería y la compresión axial la deteriora (severamente) Pi - Vaciado parcial o total Pe + tensión por temperatura - peso de corrida de lodo que baja por la sarta Generalmente, se toma en cuenta el efecto de la tensión en la reducción del colapso. Peso suspendido en fluido + efecto de la temperatura Factores de flotabilidad + abombamiento por presión + flotabilidad completa 14 15 4. ASPECTOS DE MATERIALES Para efectos de diseño y en cierta medida para clasificar las tuberías, los tubulares que se utilizan como revestidor y tubería de producción, se identifican según cuatro (4)parámetros: • • • • Diámetro Peso Grado Acabado Final ( Tipo de Rosca ) Ej. 9-5/8” x 47 # x P-110 x BTC Los diferentes diámetros, peso, grados y tipo de rosca, normalizados por el Instituto Americano del Petróleo ( API ), para revestidores y tubería de producción, se encuentran en el apéndice A ( Tablas A.1 - A.3 ) de la especificación API 5CT. El usuario debería utilizar en lo posible, una tubería estándar, puesto que una no normalizada puede implicar mayores costos y/o retrasos en la fabricación, ya que para poderlas fabricar probablemente se requieran, equipos de laminación más sofisticados. Estos cuatro (4) parámetros son importantes para conocer las propiedades del tubular ( comportamiento ) y para establecer el diseño, ej. El numerador en la ecuación de factor de diseño. Para diseñar inteligentemente sartas de tubería OCGT, resulta esencial tener conocimientos básicos de mecánica de tuberías, conocer las propiedades y/o comportamiento de los tubulares, y las condiciones de servicio a las que estará expuesta la tubería. La designación diámetro/peso determina la masa. Tolerancia : c. No hay tolerancias para el diámetro interno del cuerpo de la Tolerancia: tubería (d). d.5% + 0 La relación diámetro/peso determina el diámetro de paso ( mandril ) del cuerpo de la tubería y de las conexiones roscadas y acopladas (T&C). (±0. (o mm).1 DESIGNACION DE TUBERIA Partiendo de la designación de diámetro y peso. Tolerancia: -0. kg/m). Para un diámetro en particular. El peso unitario de la tubería con extremo plano ( wpe) en lb. e.) o milímetros (mm). en pulg. se puede estimar de la siguiente manera: WL = (wpe x L) + ew El peso unitario del producto completo.0% para diámetros ≥ 4 1/2 pulgadas ±0. (o mm).79 mm) para diámetros ≤ 4 pulgadas b. pulg. +1. viene regido por las tolerancias de diámetro externo (D) y el peso (lbs/pie. es: . así como las variaciones permitidas (tolerancias). El peso calculado de una junta de revestidor o tubería de producción ( WL) se determina a partir de la densidad lineal del extremo plano ( wpe) el aumento o pérdida de peso debido al acabado final ( ew) y la longitud de tubería (L) incluyendo acabado final.16 4.031 pulg./pie o kg/m. Diámetro externo (D) en pulgadas (pulg. la designación de peso determina el espesor de la pared del cuerpo de la tubería (t) en pulg o mm. se derivan las propiedades geométricas y de masa. La designación diámetro/peso define el diámetro interno del cuerpo de la tubería (d).5% . ej. -12. a. (o mm). Tolerancia: El mandril tiene una porción cilíndrica de diámetro y longitud mínima especificado en pulg. tal como se colocaría en un pozo. Existen grados que presentan ciertas restricciones en el proceso de fabricación y tratamiento térmico. -1.2 GRADO El grado del acero establece las propiedades mecánicas y la resistencia a la corrosión del producto. tipo de material. muestra los diferentes grupos de tubería. La Tabla 1 de la especificación API 5CT (TABLA 4-1). ninguna + tolerancia. Puede usarse un factor de corrección de 0. Para aleaciones resistentes a la corrosión (CRA-Corrosion Resistant Alloys) deben utilizarse factores de corrección de peso. grados.17 (w W= Tolerancia: pe x L) + e w L Longitudes únicas .5%. 18. 4. y factores de diseño normales. proceso de fabricación. La designación de peso es una aproximación de la masa de la tubería en lb/pie (x1.5%. Los pesos calculados se basan en la densidad característica de los aceros al carbono (CS-Carbon Steel) y aceros al carbono de baja aleación (LACS-Low Alloy Carbon Steel). y lotes de carga (40.75%.4895 para kg/m) para diseños normales de tubería con cargas normales.+6. . y tratamiento térmico requerido.000 lbs. -3.989 para los aceros cromados martensíticos L80 Tipo 9Cr y L80 Tipo 13Cr.144 kg mínimo). pueden ser Templados con aire. . Tipo Proceso de Fabricación Tratamiento Térmico Grupo 1 H40 J55 --------- Sin o Con Costura Sin o Con Costura K55 ----- Sin o Con Costura 1 9 Cr 13 Cr 1 2 ----1 2 ----1 2 3 4 Sin o Con Costura Sin o Con Costura Sin Costura Sin Costura Sin Costura Sin Costura Sin o Con Costura Sin Costura Sin Costura Sin o Con Costuraº Sin o Con Costuraº Sin o Con Costuraº Sin o Con Costuraº Sin o Con Costuraº Ninguno Ninguno Nota 1 Ninguno Nota 1 Nota 1 Templado y Revenido Templado y Revenido* Templado y Revenido* Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Templado y Revenido Grado N80 Grupo 2 L80 L80 L80 C90 C90 C95 T95 T95 Grupo 3 P110 Grupo 4 Q125 Q125 Q125 Q125 ºF ----------------1050 1100 1100 1150 1150 1000 1200 1200 --------------------- Nota 1: Normalizado en su longitud completa. Revenido Temp. y 13 Cr. se muestran en la TABLA 4-2 y en la TABLA 4-3. Los requerimientos químicos y mecánicos exigidos a los tubulares normalizados por la API. respectivamente. Normalizado y Revenido. o Templado y Revenido. º Los requerimientos especiales para los revestidores con costura P110 y Q125 están especificados en la Norma SR11.. Mín.18 TABLA 4-1. * Tipos 9 Cr. según que sea una disposición del fabricante o si se especifica en la orden de compra. Proceso de Fabricación y Tratamiento Térmico. 000 105.000 75.03 0.----.75 ----.01 1.N.0.----.000 95. si el producto es templado en aceite.000 100.0 25.000 105.000 110.0.0.35 ----.2 1-4 1-4 1-4 4 5 Resistencia a la Cedencia Mín.03 0.000 90.000 125.000 55.----.03 0.----.0.35 ----. 4. El contenido de Fósforo es 0.03 --------. Requerimientos Químicos 0 1 2 Grupo Grado Tipo 1 2 3 4 H40 ----J55 ----K55 ----N80 ----L80 1 L80 9Cr L80 13Cr C90 1 C90 2 C95 ----T95 1 T95 2 P110 ----Q125 1 Q125 2 Q125 3 Q125 4 3 Carbón min.000 125. 3. El contenido de Carbón para C95 se puede incrementar hasta 0.90 ----.01 --------. máx.749 0.----0.000 o más 3.4 25. ----.----.N.4 241 241 241 255 255 255 255 0.1. ----.000 95.0.90 ----. máx.12.000 135.000 100.00 ----.000 105.----.000 80.035 --------.000 110. máx.0 5.----.999 3.L.700 pulg.0.431 ----.01 ----0.03 0.99 ----0.35 ----.----.--------.----.500 o menos 0.501 a 0.L.03 --------.4 25.----.00 0.0.000 150.----0.90 ----.22 ----.02 0. El contenido de Carbón para L80 se puede incrementar hasta 0.50 4 Manganeso min.N. Máx.= No hay límite.749 0.750 a 0.----.----. Requerimientos de Tensión y Dureza 1 2 3 Grupo Grado Tipo 1 H40 J55 K55 N80 L80 L80 L80 C90 C90 C90 C90 C95 T95 T95 T95 P110 Q125 Q125 Q125 2 3 4 1 9 Cr 13 Cr 1.----0.19 TABLA 4-2.35 0.----.99 --------.50% máx.252 0.000 150.03 0.45 0.----.99 ----0.749 0. TABLA 4-3.--------. (PSI) (PSI) 40.15 0.000 100. 0.03 0. si el producto es templado en aceite.00 0.4 25.20 ----.50 ----.2 1.1.50 0.000 95. el método de Ensayo de Dureza Rockwell se debe utilizar como referencia.--------.000 100.03 0.2 1.L.000 110.000 100.000 90.000 150.0. Los elementos mostrados deben estar reportados en el análisis del producto.035 ----.15 0.25 0. El contenido de Molibdeno para T95.----0. máx.1.----.1.00 14. máx.--------.0 4.20 0. 5.0.50 ----.000 105.L.99 --------.0 4.40 1.000 95.000 105.0.N.99 ----0.000 95.02 --------.2 1.02 0.45 0.000 140.1.L.25 1.----0.453 ----.02 0.00 ----.000 6 Resistencia Tensil Mín. 0.00 10.L.N.25 0. Tipo 1 se puede disminuir hasta 0.01 --------.0 5.03 0.1.000 95.000 80.000 7 Dureza Máxima* (HRC) (BHN) 8 Espesor de Pared (Pulg.55% máx.1.000 90.000 80.1.000 105.0.----.000 110.02 ----- 1.500 o menos 0.90 1.90 ----.----. ----.60 0. .000 80.0.254 0.00 ----.2 1. ----.----. máx.----0.03 0.000 110. N.50 ----.000 105.000 80.1.4 255 255 255 0.999 1.01 ----0.0 5.750 a 0. máx.4 25.----.03 0.0.01 ----0.--------.000 95.0 0.----.501 a 0.----.----. ----.4 25.000 110.700 pulg.----.0 4. min.--------.0 * En caso de discordancias. y el contenido de Azufre es 0.02 0.03 0.15% mínimo si el espesor de pared es menor que 0.----.000 95.1.000 95.L.000 80.000 125.----0.50 0.75 ----.90 0.25 0.02 0.500 o menos 0.30 0.010 % para revestidores P110 con costura. 0.--------.00 ----.000 80.10 8. (PSI) 60.L.99 ----0.----.50 0.N.01 1.--------.501 a 0.--------. El contenido de Molibdeno para C90. máx.000 95.1.1. Tipo 1 no tiene tolerancia mínima si el espesor de pared es menor que 0.000 95.----.99 ----0.03 --------.L.000 105.--------. ----.02 0.000 90.000 135.020% máx.----. 0.03 0.2 1.000 55.00 ----.N.35 ----.99 ----0.750 o más 3.000 125.000 135. 2.----.----.01 --------.00 0. ----.03 --------. máx.90 5 6 7 8 9 10 11 Molibdeno Cromo Níquel Cobre Fósforo Azufre Silicio min.2 1.20 0.N.85 0.0 6.) 9 Variación de Dureza Permisible (HRC) 23 23 23 25. puede producir una variación en la resistencia a la tracción de 12000 psi y probablemente también en la resistencia a la fluencia del material. en servicio agrio. a temperatura ambiente. reducen la resistencia al colapso de la tubería ( cuerpo y conexión ). Los Requerimientos Mínimos de Energía Absorbida ( Ensayo Charpy ). sólo los Grados L-80.En aceros al carbono. una variación de 4 HRC. EM-1800/05. aceros de baja aleación y aceros inoxidables martensíticos . dependiendo del grado y espesor de pared de la tubería. EM-1800/07 ).20 Dureza Máxima . Por ejemplo. la variación de las propiedades mecánicas ( Resistencia a la Fluencia ). C90 y T-95 tienen un requerimiento máximo de dureza. No obstante. una variación en la dureza a través del espesor de pared de 4 HRC. En la Especificación API 5CT. exigidos por PDVSA son los siguientes: . establecen los siguientes requerimientos máximos ( promedio ) de dureza: L-80= 22 HRC C-90=90SS= 24 HRC T-95= 25 HRC C-100SS= 26 HRC C-110SS=28 HRC En dichas especificaciones también se exige cierta variación máxima de dureza. Una variación significativa de dureza. las especificaciones corporativas PDVSA ( PDVSA-EM-1800/01. Como consecuencia de lo anterior. puede afectar seriamente las propiedades mecánicas del tubular. De manera similar. puede constituir la diferencia entre una adecuada o pobre resistencia al SSC. existe una correlación directa entre la dureza y la resistencia al agrietamiento por sulfuro (SSC). EM-1800/07 Adicionalmente. Resulta imperativo que los diseñadores de revestidores y tubería de producción se aseguren de que los materiales de servicio crítico proporcionen al menos la misma fracción de margen de seguridad (FSM = SFx . C-95.mínimo 15 pies-lb (20 J) • Grado N-80. Es . C-90. las especificaciones PDVSA a fin de garantizar una microestructura uniforme y propiedades mecánicas homogéneas en el tubular. exigen ciertos requerimientos de templabilidad ( mayor del 90% ) y tamaño de grano austenítico (ASTM 7 o más fino ). • Grado J-55 y K-55 Longitudinal .DFx) que los pozos convencionales. se sugiere utilizar acoples de grado J-55 en tubería H-40. se sugiere consultar las siguientes especificaciones técnicas corporativas: PDVSA-EM-1800/01. P-110 y Q-125 Longitudinal N-80= 55 J P-100= 80 J L-80= C-90= 90SS= C-95=T-95= 160 J C-100SS= 150 J C-110SS= 130 J Q-125=80 J Transversal N-80= 40 J P-100= 60 J L-80= C-90= 90SS= C-95=T-95= 120 J C-100SS= 115 J C-110SS= 100 J Q-125=60 J Para mayor información. EM-1800/05.21 Tubería y Acoples • Grado H-40: Ningún tipo de requerimiento. T-95. L-80.mínimo 20 pies-lb (27 J) Transversal . C y D Los métodos de prueba A. y L-80. La Especificación API 5CT no requiere prueba de SSC para los grados de baja resistencia. Es responsabilidad de los diseñadores de tuberías determinar cuando se requieren dichas mejoras. y D pueden suministrar valores numéricos que pueden utilizarse directamente en los cálculos para el diseño de la sarta. un alto grado de control de proceso y un preciso examen no destructivo. ej. normalmente considerados apropiados para servicio agrio. La tubería EW requiere procesos específicos. ERW) deben cumplir con los requerimientos establecidos en la especificación API 5L y PDVSA EM-18-00/10. el fabricante debe demostrar un . No es conveniente fabricar acoples. a partir de tuberías EW. J-55. • Concentración de iones Hidrógeno (pH) del medio. H-40. B. La prueba de aplastamiento API no es lo suficientemente discriminatoria para evaluar si una tubería EW es apropiada o no. tratamiento térmico y microestructura del material. Resistencia al Agrietamiento por Sulfuro (SSC) . resistencia. C. para ciertas aplicaciones se necesitan especificaciones API mejoradas y/o requerimientos complementarios.La resistencia al SSC del material será afectada por los siguientes parámetros: • Composición química. Toda tubería fabricada mediante soladura eléctrica (EW. • Concentración de sulfuro de hidrogeno y presión total • Esfuerzo aplicado • Temperatura • Tiempo La resistencia al SSC del material de la tubería se puede cuantificar a través de cuatro (4) métodos de prueba normalizados por la NACE (National Association of Corrosion Engineers ) NACE Métodos A. K-55.22 decir. Para los grados de servicio agrio C-90 y T-95. por ejemplo.23 esfuerzo umbral NACE mínimo absoluto de 90% de la resistencia a la fluencia mínima especificada. hasta el extremo del pin. pero el acabado final. como designación de Rango. De igual modo.10 m) de longitud. Es responsabilidad del usuario determinar el nivel de resistencia al SSC que requiere la aplicación. El Rango de tolerancia en longitud de API.14 m) de longitud. debido a los diversos procesos de fabricación. el factor de diseño de tensión. • Rango 3 (R3) básicamente 40 pies (12.63 m).36 m) a una longitud máxima de 48 pies (14. para el mismo producto.19 m)de longitud. • Rango 2 (R2) básicamente 30 pies (9. Igualmente. Es responsabilidad del diseñador de sarta determinar si se requieren o no consideraciones de longitud especiales para una aplicación en particular. DFt.3 LONGITUDES La longitud individual de las tuberías no afecta directamente las propiedades. • Rango 1 (R1) básicamente 20 pies (6. Sí el lector desea profundizar un poco más sobre los requerimientos mínimos de resistencia al H2S. las longitudes de las tuberías pueden variar considerablemente de una fábrica a otra. La longitud de las tuberías debe especificarse en la orden de compra. se sugiere consultar la especificación: PDVSA-EM-1800/01. 4. las longitudes de tubería se miden desde el extremo del acople (caja-hembra de la conexión ). el revestidor R3 puede variar 14 pies (4. En la fábrica y en el patio de tuberías. puede afectar el peso total de la sarta y. por ende.27 m) de una longitud mínima de 34 pies (10. La longitud y tolerancias de Rango aparecen en la Tabla 26 de Especificación API 5CT (1995). es muy amplia. el . de manera similar.24 diseñador de sarta debe comunicar al personal de campo. el diseñador debe girar instrucciones de como inspeccionar los acoples y como efectuar los aprietes. cuando los fabricantes envian por separado los acople. los procedimientos adecuados para la evaluación -inspección de las conexiones. . “Specification for Threading. Tubing. Sin embargo. “Especificaciones para roscado. el diámetro externo del acoplamiento y la longitud del acoplamiento. Por ejemplo.Son las juntas que se rigen por especificaciones del dominio público STD 5B1 y SPEC 5CT2 de API. ¿por qué reviste tanta importancia este tema?. los filos que se observan en los extremos de la tubería. equipos de fondo y/o accesorios para formar una sarta de tubería de características geométricas y funcionales específicas. En general. abril 1. calibración e inspección de roscas en roscas de revestidores. Fifth Edition.S. tuberías de producción y líneas”). Las especificaciones STD 5B de API sólo cubren las roscas. LAS CONEXIONES DE LOS TUBULARES La conexión o junta es el dispositivo mecánico que se utiliza para unir tramos de tubería. Gaging. and Line Pipe Threads” (en castellano. Customary Units)” (en castellano “Especificaciones para revestidores y tuberías de producción . Ahora bien.25 5.Son juntas para productos tubulares sobre las cuales existen derechos de propiedad y que poseen especificaciones confidenciales. Especificación API STD 5B. las conexiones son clasificadas en dos grandes grupos en función de la geometría: 1 • Conexiones API . and Thread Inspection of Casing. 2 Especificación API 5CT. es decir. . no se especifican en STD 5B. mayo 31.Unidades de Estados Unidos”). • Las conexiones representan entre 10% y el 50% de costo total del tubular (la cifra era muy superior en el pasado). • Conexiones Patentadas . Thirteenth Edition. información confidencial. sino en la SPEC 5CT de API. una conexión también comprende el material que la constituye y factores geométricos que no se relacionan con las roscas. generalmente asociadas a patentes y/o secretos industriales. las principales razones son: • Más del 90% de las fallas que sufren las sartas de tubería se originan en las conexiones. 1988. 1995. “Specification for Casing and Tubing (U. es decir. . API. lo que conlleva un trabajo adicional. Sin embargo. es decir. sí es posible lograr un desempeño “premium” con conexiones API. en el momento de la fabricación. para la junta integral hay que hacer un recalcado (ensanchamiento del tubo) para darle espacio a la rosca. a fin de lograr dicho desempeño “premium”. las conexiones patentadas suelen denominarse equivocadamente conexiones “premium”. Muchas de ellas sólo tienen de “premium” el precio y. su desempeño es inferior al de las conexiones API. tal como se muestra en la Fig. Las conexiones Extreme-Line y Buttress fueron en un tiempo conexiones patentadas. desafortunadamente con demasiada frecuencia. incluso en casos de una leve sobrecarga ocasional imprevista. es decir. El desempeño “premium” puede definirse como: lograr el objetivo de diseño y el nivel de confiabilidad que requiere la aplicación. 5. Hay varias características genéricas que permiten clasificar las juntas en diferentes categorías. si la caja (hembra) se construye de un tubo aparte o es parte de la misma tubería. obviamente. Contrariamente a las falsas creencias prevalecientes. hasta que pasaron a ser del dominio público. Sin embargo. de manera que el pozo pueda cumplir sus funciones sin necesidad de tomar medidas correctivas como resultado de la deficiencia o falla de un producto (conexión). mientras que en la acoplada hay dos.26 A menudo.1 La junta integral tiene una ventaja evidente con respecto a la acoplada en el sentido de que hay una sola rosca por junta. toda opción en particular que esté cubierta por las Especificaciones 5CT y STD 5B de API deberá indicarse en el momento de la compra y puesta en práctica. La primera es si la junta es acoplada o integral. . es decir. • Que el diámetro externo sea constante y el interno sea menor que el de la tubería. para impedir el paso de fluidos. Junta acoplada vs. con variaciones que obedecen al diámetro de la tubería. el espesor de las paredes. El fabricante puede escoger entre cuatro alternativas: • Que el diámetro externo sea mayor que el de la tubería y el interno sea constante en la junta (como las juntas de la Fig. el grado y la longitud básica de la rosca. se disminuye fuertemente la resistencia de éste. 5. Este tipo de junta es llamada flush. un lugar de la junta. 5. específicamente external flush. Una tercera característica importante es la presencia o no de un sello metal-metal. en la cual las dos piezas son apretadas una contra la otra con una cierta presión.1 CONEXIONES API Las roscas y conexiones API para revestidores y tuberías de producción pueden clasificarse de acuerdo a la forma de la rosca. 5. • Que ambos diámetros cambien • Que ningún diámetro cambie Evidentemente este caso tiene un costo.1). en cuanto a resistencia de la junta pues al tener que cortar las roscas en el espesor del tubo. Junta integral Otra característica importante en las juntas es el sobre-diámetro externo o interno que representa la junta. generalmente plano.27 Junta acoplada Junta integral Fig.1. 2: 1. Se debe utilizar una grasa especial que contiene metales en forma de polvo. quedan pequeños espacios entre las raíces y las crestas de cada rosca. 5. o líquidos libres de sólidos y de baja viscosidad. Las roscas pueden ser espaciadas para dar ocho roscas por pulgada (8R) o diez roscas por pulgada(10R). Perfiles de rosca API: (a) Rosca Redonda. Este tipo de rosca se presenta en las conexiones API que se enumeran a continuación: . 5. Debido a que las roscas son construidas en una forma ahusada. por pie. el esfuerzo aumenta rápidamente a medida que se va enroscando la conexión.2. Cuando se realiza la conexión.. Esta conexión no está diseñada para efectuar un sello de alta presión confiable y seguro cuando se manejan gases.28 (a) (b) (c) Fig. (b) Rosca Extreme-Line. sobre el diámetro para todos los tamaños. (c) Buttress Las conexiones API presentan tres tipos de principales de roscas mostrados en la Fig. para reducir las fuerzas de fricción y para proporcionar material que ayude a taponar cualquier espacio vacío y obtener un sello. presentan un ahusamiento de 3/4 pulg.Rosca Redonda: Son roscas cortadas con un ángulo de inclinación de 600 con crestas y raíces redondeadas. • LTC.29 • IJ. en ella el diámetro exterior y el diámetro interior del tubo permanecen constantes. Este tipo de rosca se utiliza en las conexiones denominadas BTC (BUTTRESS THREAD CONNECTOR). Las conexiones STC y LTC . y su forma cuadrada contribuye a disminuir el deslizamiento de las roscas y proporciona una alta resistencia a esfuerzos de tensión. presentan un ahusamiento de 3/4 pulg. por pie sobre el diámetro para revestidores de 16 a 20 pulg. en ella el diámetro exterior de la tubería aumenta y el diámetro interior del tubo permanece constante. ( EXTERNAL-UPSET TUBING THREAD). por pie sobre el diámetro para revestidores de 4 1/2 a 13 3/8 pulg. en la cual el diámetro interno y externo de la tubería varían un poco. ( LONG THREAD CONNECTOR): Conexión acoplada para revestidores con acople largo. • STC.Rosca Trapezoidal: Son roscas cuadradas que presentan un mecanismo de sello y un diseño similar a la rosca API redonda. (SHORT THREAD CONNECTOR): revestidores con acople corto. ( INTEGRAL JOINT ): Conexión de junta integral de rosca redonda para tuberías de producción. ( NON-UPSET TUBING THREAD): Conexión acoplada sin upset (recalque o ensanchamiento ) exterior para tuberías de producción. de diámetro y un ahusamiento de 1 pulg. Conexión acoplada para 2. • NUE. tienen el mismo diseño básico de junta y rosca..EXTREME . • EUE. El acople tiene mayor longitud que las conexiones de rosca redonda API. por lo cual proporciona una mayor resistencia. de diámetro. La BTC es una conexión acoplada para revestidores. Esta conexión es 100% eficiente en la mayoría de los casos. 3. para realizar el maquinado de la rosca. Conexión acoplada con upset exterior para tuberías de producción..LINE : . La única diferencia es que la longitud de la rosca y el acople son mas largos en la LTC. por pie sobre el diámetro para revestidos de 5 a 7 5/8 pulg.30 Son roscas cuadradas. El mecanismo de sellado de este tipo de conexión es un sello metal-metal entre el pin y la caja. de diámetro y un ahusamiento de 1 1/4 pulg. por lo cual la pared de la tubería debe ser gruesa cerca de los extremos del revestidor. pueden soportar cualquier requerimiento de tensión que soporte la tubería. de diámetro. para proporcionar el metal necesario para maquinar una conexión más fuerte. aunque la grasa simple se usa para lubricación. por pie sobre el diámetro para revestidos de 8 5/8 a 10 3/4 pulg. Formas de roscas y progresión a conexiones API normalizadas . Está instalada sobre la junta de revestimiento de forma integral. La Fig. Este tipo de rosca es utilizada en los conexiones XL. Difiere de las otras conexiones API para revestidores en que es integral. Este conector no depende de la grasa para realizar su sello. TABLA 5-1. que presentan un ahusamiento de 1 1/2 pulg. 5.3 muestran las conexiones API descritas anteriormente y en la TABLA 5-1 se presenta una clasificación de las formas de roscas y la progresión a conexiones API normalizadas. 900” De. 1-1/2” TPFD. Revestidor de 5” a 7-5/8” De. Tubería de Producción de 2-3/8” a 4-1/2” De. Longitudes de rosca en función del diámetro. Apriete en función del grado.063” De. Tubería de Producción de 4” y 4-1/2” De. Longitudes de rosca en función del diámetro. Tubería de Producción de 1. Revestidor de 4-1/2” a 20” De. configuración de sello metal a metal . 1-1/4” TPFD.050” a 3-1/2” De. Longitud de rosca en función del diámetro. Paso restrictivo en paredes livianas. Paso restrictivo en paredes livianas. Forma de rosca. diámetro principal. configuración de sello metalmetal.315” a 2. Revestidor de 16” a 20” De. Revestidor de 5” a 7-5/8” De. 6 HPP.31 ROSCA CONEXIÓN IJ 10R NUE EUE NUE EUE 8R STC LTC BTC BTC Trapezoidal BTC BTC XL Extreme-Line XL RASGOS DISTINTIVOS Tubería de Producción de 1. ahusamiento. 5 HPP. longitud de rosca. Longitudes de rosca en función del diámetro. Apriete en función del grado Revestidor de 4-1/2” De. Longitud de rosca en función del diámetro.050” a 1. Longitudes de rosca en función del diámetro. Longitudes de rosca en función del diámetro Revestidor de 4-1/2” a 20” De. Revestidor de 8-5/8” a 13-3/8” De. Apriete. Longitudes de rosca en función del diámetro y del espesor de las paredes. Revestidor de 8-5/8” a 10-3/4” De. Tubería de Producción de 1. use un sellante anaeróbico en ambos extremos.32 STC LTC BTC NEU Fig. de paredes livianas) de tubería de 11-3/4” de diámetro o menos. No se recomienda emplear anillos de sello SR13 debido a las dificultades de instalación. • Limite el uso de LTC a tuberías de 9-5/8” de diámetro o menos. pero no se justifican en casos de taladro de alto costo diario. fluidos que no sean lodo de perforación). Si la estanqueidad al gas o líquidos claros es absolutamente necesaria. Conexiones API A continuación se presentan algunas recomendaciones relacionadas con la utilización de las juntas API: • No utilice conexiones API para revestidores cuando hay grandes presiones internas. • Limite el uso de conexiones BTC a tuberías de 13-3/8” de diámetro o menos. Si se requiere resistencia a la fuga de gas seco o fluidos claros (es decir. 5. Pueden utilizarse sartas cortas de 16 a 20 tubos. utilice acoplamientos revestidos con zinc pesado o estaño.3. los acoplamientos deberán estar revestidos de estaño o zinc pesado y conectados hasta por lo menos la . pero tenga cuidado con la temperatura y las cargas cíclicas axiales. así como de verificar que se ha efectuado un apriete adecuado. • Limite el uso de conexiones STC a sartas cortas (es decir. pues son débiles para este caso de carga.0. o en su defecto. siempre y cuando tengan factores de diseño de tensión superiores a 6. debido a que son muy difíciles de enroscar. dichas conexiones se venden también a precios “premium” y quienes no desean pagar dicho costo adicional. • Utilice las conexiones patentadas en las aplicaciones de servicios críticos. Si el goteo a través de la conexión o una falla estructural son tolerables. 2-7/8”. como sus tolerancias son tan precisas. se debe utilizar: • Un compuesto patentado altamente sellante que posea un elevado contenido de sólidos o esté constituido por partículas de gran tamaño (superiores a 0. Los anillos de sello SR13 no constituyen una solución aceptable para lograr la estanqueidad de las conexiones BTC. optan por productos que no cumplen con las Especificaciones API y por ende. entonces no se trata de una aplicación de servicio crítico y no debería requerir el uso de una conexión patentada. Actualmente es posible obtener de diferentes proveedores tuberías con conexiones patentadas que se desempeñan de manera equivalente a los productos X-Line y con costos inferiores a los de la línea XLine de API. cuando se tiene un revestidor que se baja por una ventana en otro revestidor. 0.004 pulgadas. se desempeñan con calidad “premium”. a saber. No obstante. existen aún algunas aplicaciones en las cuales la conexión X-Line de API sigue siendo la opción óptima. Desafortunadamente.2 CONEXIONES PATENTADAS Las conexiones patentadas pueden clasificarse en seis (6) clases genéricas: . 5. • Las conexiones X-Line de API. podrían no funcionar. • Para tuberías de producción EUE 8R de 2-3/8”. y 3-1/2”: • Con las roscas de tolerancia estándar y acoplamientos fosfatados se debe utilizar: • Sellante anaeróbico o anillos de sello SR13 en ranuras secas y compuesto para roscas de API (BUL 5A2 de API) • Con pines optimados de 1/2 tolerancia y acoplamientos fosfatados de 1/2 tolerancia.33 base del triángulo. cuando se fabrican de conformidad con las especificaciones API. puede emplearse un compuesto estándar API para roscas.10 mm) • En el caso de los acoplamientos revestidos de estaño o acoplamientos L-80 o de grado superior. LD . El diámetro externo (OD) de la caja de la conexión es generalmente menos del 2% mayor que el diámetro externo nominal de la tubería en los tamaños intermedios (9-5/8” a 13-3/8”). o con cajas muy ligeramente formadas tales como SFJ-P. menos de 3% en los diámetros 6 5/8” a 8 3/4” y menos del 4% en los tamaños más pequeños. etc.Conexiones estándares de sello metal-metal y junta integral.Conexiones especiales para tuberías de gran diámetro. ST-C. es decir.4 se presentan las conexiones integrales patentadas. SuPreme LX.. MIJ . La TABLA 5-2 muestra las características que marcan la diferencia entre las conexiones roscadas y acopladas patentadas y en la Fig.Conexiones especiales para tuberías de paredes gruesas. o para ser desarmadas por expansión y/o contracción hidráulica. o conexiones tipo pistola como Quick-Jay..34 MTC .. Es generalmente 100% eficiente bajo carga de presión interna. tales como NJO. un 1% por encima del diámetro externo nominal de la tubería. Quick-Thread o Ten Com. diseñadas para lograr un máximo rendimiento en aplicaciones de hoyos de poca tolerancia. o con configuración de junta integral sobre tubería de extremo liso. ST-P. TC-II. aunque también se encuentran disponibles en la versión roscada y acoplada. IFJ .Juntas Especiales Lisas Integrales. 4-1/2” a 51/2”. de tipo soldada con roscas de paso grueso. tales como la Big Omega o ATS. tales como VAM HW. . NK-3SB. generalmente provistas de cajas lisos y pines ligeramente formados. de tipo configuración de enganche provista de un anillo de cierre. etc. cuando hay muy poco espacio entre la tubería y el siguiente revestidor. 5. tales como RL-47. tal como VAM-SL. tales como Qick-Stab o Squnch-Joint. no así. etc. tales como STL.Conexiones especiales de alto rendimiento con línea reducida (Slim Line).Conexiones estándar con sello metal-metal. tales como PH-6. tal como XL-Systems. Estas conexiones pueden ser roscadas y acopladas. El diámetro externo de la caja de la conexión no suele ser más grande que el diámetro máximo de la tubería. situación que puede ocurrir en tuberías de pared gruesa. FL-4S. tales como VAM. roscadas y acopladas. SLH . generalmente roscadas y acopladas. Generalmente son de tipo junta integral. bajo cargas de presión externa ya que no existe un sello externo metal -metal y la resistencia al colapso es mayor que la presión interna de fluencia mínima. NK-HW. es decir. CS. HW . TABLA 5-2.6 de las Especificaciones Q1 de API. Especificaciones para los Programas de Calidad. -Para tuberías de pared gruesa. -Ahusamiento y transparencia geométrica mayor que la MTC. . Conexiones roscadas y acopladas patentadas MTC -Conexión estandar. -Roscada y acoplada. Por ende.35 Las conexiones patentadas no son más que lo que indica su nombre. Son conexiones que “pertenecen a un propietario. el usuario no tiene acceso generalmente a los datos que definen el diseño del producto. -Para tuberías de gran diámetro. en virtud de una patente o derecho de autor” (Webster's New World Dictionary). Se admite que las conexiones patentadas no están cubiertas por las especificaciones API. es razonable exigir que el diseño de una conexión patentada cumpla con los requerimientos de Control de Diseño que se establecen en el párrafo 3. a saber. -Muy resistente al salto de la rosca. LD -Variación de conexión BTC. HW -Conexión especializada de la MTC. No obstante. -Sello metal-metal. -Roscada y acoplada. Todas las conexiones de sello MTM desarrollan cierta cantidad de fuerza normal si se enroscan adecuadamente durante la instalación inicial. Este aumento puede ser grande o pequeño. dicha fuerza normal puede ser suficiente para resistir la presión que ha de contener la conexión. Allí se presenta la presión de sellado como función de la presión interna.4. tal como se muestra en la Fig. mayor será la presión que pueda ser resistida o contenida. incrementa la capacidad de sellado. 5. 5. Conexiones Integrales Patentadas 5.5. En otros diseños. dependiendo del diseño de la junta. lo que a su vez.36 MIJ SLH IFJ Fig. la presión del fluido interno hace aumentar la fuerza normal.3 PRESION SELLANTE Los sellos metal-metal (MTM) se activan o “energizan” presionando las superficies sellantes metálicas entre sí. En algunos casos. mientras mayor fuerza se aplique al presionar las superficies entre sí (fuerza normal). Dentro de los límites determinados por las propiedades de los materiales. Igualmente se incluye una línea de 45° que marca la zona de . al aumentar la presión interna. una que se energiza bien y otra mal. También se muestran las líneas características de dos tipos de juntas. en cambio.37 fuga (cuando la presión interna es mayor que la de sellado) o no-fuga (cuando la presión de sellado es mayor que la interna). Como puede verse. esta última. La otra. pero no lo suficiente y por lo tanto comienza a fugar. . aumenta su capacidad de sellado. aumenta considerablemente su capacidad de sellado y permanece estable. 38 . La Fig. Del lado derecho. salvo en lo que respecta a la flexión. . una junta perfecta en cuanto a geometría.6 muestra en el lado izquierdo.3.5. una junta ideal que es transparente en ambos sentidos. Las conexiones API. etc. Por otra parte. estallido y tensión que la tubería. pero menor resistencia en flexión). una junta transparente en cuanto resistencia. pero sacrifican significativamente el desempeño. ya que el acoplamiento aumenta la rigidez a la flexión. carga axial. como por ejemplo la BTC. 5. Sin embargo. 5. las conexiones roscadas y acopladas de sello meta-metal (MTC) que existen actualmente en el mercado se aproximan a ese estado ideal.39 Fig. no son transparentes ni en geometría (diámetro externo mayor que el del tubo) ni en la resistencia.). en el medio. los conectores de junta lisa (flush). pero de menor resistencia y finalmente. es decir que tuviesen las mismas propiedades que el tubo en todos los sentidos: igual geometría (diámetros internos y externos) y propiedades de resistencia (resistencias a la flexión. Efecto de la presión interna sobre la “energización” de la junta y su capacidad de soportar dicha presión interna 5.1 Desempeño y transparencia geométrica Desde la óptica del diseño de tubulares. (mayor resistencia al colapso. lo ideal sería que las conexiones fuesen “transparentes” para la sarta de tubulares. pueden proporcionar una geometría transparente. pero de mayor diámetro. esto requiere el uso de una tubería cuya conexión sea transparente al máximo en términos de geometría y desempeño. Dado que los costos directos de perforación son proporcionales al tamaño del hoyo (Volumen ~ diámetro al cuadrado).6. 5. ¿Cuál es el costo relativo de perforación de los dos tamaños de . Rendimiento y Geometría produce transparencia 5. el hoyo debe ser capaz de dejar pasar el acoplamiento. se pueden lograr ahorros considerables en los costos del pozo haciendo el hoyo del menor tamaño posible.2 Conservación del diámetro del hoyo El diámetro del hoyo perforado debe ser mayor que el de la tubería de recubrimiento para que ésta pueda pasar por las curvaturas y demás irregularidades del hoyo.40 Fig. en la caso de la mayoría de las tuberías. Evidentemente. Este aumento adicional de diámetro del hoyo no solo representa aproximadamente un 25% del volumen. y 12-1/4 pulg. pero adicionalmente. sino que es desperdiciado en un 97% debido a que el acoplamiento solo está cada cierto tramo de tubería.3. Ejemplo de cálculo: Dos tamaños de mecha comúnmente utilizados son las de 8- 1/2 pulg. 25 pulg2 = 150.1 = 72. en lugar de uno de 12-1/4 pulg.41 hoyo?.1 pulg2 = 0. son energizados por la fuerza normal que empuja a los sellos entre sí. no son completamente independientes.? • • • 8-1/2 2 12-1/42 72. se puede ahorrar mas o menos lo mismo del costo de perforación al perforar un hoyo de 8-1/2 pulg. Son la parte encargada de mantener la estanqueidad de la junta. mientras mayor es la transparencia geométrica de la conexión. El área de sello. Especialmente los de metal-metal.4 ELEMENTOS ESTRUCTURALES DE LA JUNTA Para lograr las características deseadas de geometría y desempeño. a saber: • • • Sello(s) Reborde(s) Rosca(s) Si bien los sellos. en lugar del hoyo de 12-1/4 pulg.48 Siendo el volumen a perforar aproximadamente la mitad. el acabado de la superficie y el posicionamiento relativo son los factores determinantes en el trabajo efectivo del sello. Constituye un tope positivo para el movimiento relativo de las partes de la . Evidentemente. • Los sellos.25/150. 5. • El reborde. el diseñador de la conexión selecciona varias opciones para los tres (3) elementos estructurales principales que conforman una conexión. Es la parte de la junta que limita el movimiento de enrosque. De hecho. ¿Cuánto puede ahorrarse al perforar el hoyo de 8-1/2 pulg. rebordes y roscas cumplen funciones diferentes. el éxito de esta opción dependerá de la selección correcta de la conexión. mayor es la interrelación entre estos tres (3) elementos. posibilidad de inspección. posibilidad de prestar servicio y reparar en el campo. desalineación. reborde o rosca. Con frecuencia. 3 A mediados de la década de los 70. son intrínsecamente superiores o inferiores3. entonces el desempeño del diseño podría resultar afectado. calibración. El apriete se hace de manera mucho más consistente con un reborde de torque. Además de las características deseadas de desempeño y geometría. se escogen elementos estructurales específicos de conexión para un diseño patentado con el propósito de (a) obviar o evitar los derechos de patente. preparación de la superficie. ensamblaje/desconexión repetidos . Es la estructura de agarre de una parte a la otra de la junta.enroscado.42 conexión. (b) lograr una diferenciación de mercadeo/productos. el diseñador y el usuario de la conexión deberán tener presente también otros aspectos fundamentales: • Fabricación . . ninguno de sus elementos estructurales específicos. (d) ajustarse a la filosofía de diseño de una compañía. adicionalmente un mecanismo de sellado y resistencia a la tensión y compresión. Contrariamente a la propaganda efectuada por algunos fabricantes de roscas patentadas. Si estos son los factores que determinan una conexión patentada. Pueden ofrecer. (c) unificar una familia de diseño.vida de almacenamiento. • Sensibilidad a los problemas de manipulación y transporte .000 psi y a temperaturas de hasta 400 grados F en tuberías CRA Tipo 4 de extremo plano. El reborde suele proporcionar gran parte de la resistencia a la compresión de la conexión. • Las roscas. Mantienen a los miembros de la conexión en su posición relativa adecuada para que los sellos puedan cumplir su función correctamente. fresado. a saber. se sometieron las roscas modificadas 8R a una prueba de hermeticidad al gas a presiones que llegaron hasta los 30. utilizados actualmente en diseños patentados. • Características del montaje en el campo .preparación final. sello. (e) facilitar la jerigonza o galimatías técnicas o (f) reducir costos. Instalación y Servicio. denominada Sistemas de Calidad .43 Como se dijo anteriormente. 5. No obstante. están regidos generalmente por dos especificaciones de gran alcance: la norma ISO 9001 y la Especificación Q1 de API.4.Modelo de Aseguramiento de Calidad para Diseño/Desarrollo.5 PROGRAMAS DE CALIDAD Las conexiones. • Que no haya un efecto adverso en la conexión ni en el cuerpo de la tubería en la transferencia de carga axial desde el pin hasta la caja (o viceversa) • Que no haya un efecto adverso producido por el compuesto o lubricante de rosca/sello. La norma ISO 9001. Producción. así como muchos otros aspectos de los equipos de fondo. la calidad (aptitud para un propósito previsto) de cualquier conexión está determinada en gran parte por el grado de éxito que alcance el diseñador al tratar de lograr las características mecánicas ideales de una conexión de desempeño transparente: • Que no haya un movimiento relativo adverso entre los sellos de presión del pin y la caja bajo ninguna combinación de cargas o ciclos de carga. Estas características de diseño son fáciles de lograr en una conexión si no se le impone ninguna restricción geométrica. mientras mayor sea la transparencia geométrica requerida. más difícil será lograr los atributos mecánicos ideales de una conexión. establece en el Párrafo 4. el diseñador deberá prestar especial atención al esfuerzo absoluto al que estará sometido el miembro y a los movimientos relativos (o deformaciones) que se produzcan entre los pines y cajas por acción de la carga y del efecto de Poisson en todas las direcciones y ciclos de carga previstos. por la que se rigen numerosas fábricas de tuberías y fabricantes de conexiones patentadas.4 sobre Control de Diseño y específicamente en el apartado 4.1 sobre Aspectos . En el caso de estas conexiones de alto grado de transparencia geométrica. Para “revisar el diseño de la conexión patentada”. que “El proveedor establecerá y mantendrá procedimientos destinados a controlar y verificar el diseño del producto. . existe una gran divergencia de opiniones en la industria en torno a lo que constituye una prueba suficiente de aceptación. a menudo con productos simulados. el usuario también podrá ejecutar una prueba de ambiente simulado. Más aún. tal como lo reflejan los programas de prueba tan distintos que ejecutan operadoras importantes tales como Exxon. Irónicamente. Mobil.4 (Control de Diseño) de la norma ISO 9001. BPX. bajo una Secretaría alemana. son muchos los casos en los que al usuario de la conexión patentada ni siquiera se le permite tener acceso al documento que contiene los “requerimientos estipulados” en caso de que exista y mucho menos a los documentos correspondientes a los siete (7) aspectos restantes del diseño que contiene la norma ISO 9001. especímenes especiales de prueba. que trabaja actualmente en este problema.44 Generales. constituyen herramientas útiles para evaluar la utilidad potencial de las conexiones. con el propósito de asegurar que se cumplan con los requerimientos estipulados”. o el programa de prueba RP 5C5 de API. conocer cómo funciona la mecánica de las conexiones también permite al usuario determinar si una conexión patentada en particular podría ser adecuada para la aplicación donde se pretende utilizar. es decir. éste deberá solicitar revisar los documentos completos relativos al Párrafo 4. Shell USA. denominado “Práctica Recomendada para Procedimientos de Evaluación de Conexiones para Revestidores y Tuberías de Producción” o ISO/WD 13679 y su comité técnico ISO TC 67/SC 5/WG 2. Antes de utilizar una conexión patentada de un proveedor que haya recibido la certificación ISO 9001 con quien el usuario tenga poca experiencia o incluso ninguna. SIPM. La mecánica estructural básica. ARCO. así como el análisis por elementos finitos. No obstante. 000# Diámetro > 16” No Buttress No J. .000’ o Pres. así como aumentar la disponibilidad debido a la posibilidad de intercambio.000# o Severidad>10º/100’ No Buttress Si Inclinación>45º o Holgura<3/4” ¿ Baja Carga ? (¿Camisa?) Si NK3SB SLX STL TC-II NJO 511 (pozos someros) Fig. como las juntas que aparecen en las dos próximas figuras pueden cambiar de acuerdo con modificaciones que sugiera el Comité. En las Fig.>1. Válido para el primer trimestre de 1998.45 5. 5.7.>2. así como el proceso de selección a fin de mantener en un mínimo el número de tipos de juntas utilizadas.6 LAS JUNTAS APROBADAS POR PDVSA Con el fin de reducir los costos de adquisición. 5. Es importante señalar que tanto las preguntas. para cada tipo de junta propietaria se tomaron en cuenta dos fabricantes distintos para mantener una sana competividad en cuanto a nivel de precios.8 se han representado los árboles de decisiones para la selección de juntas aprobadas por el Comité de Racionalización de Revestidores para el primer trimestre de 1998.. Integral No Pres. 5. Por otra parte.>5. Árbol de decisiones para la selección de juntas para tubería de revestimiento. Inicio REVESTIDORES Drillequib Si RL-4S Diámetro > 20” Big Omega No Si Si BTB Prof. PDVSA decidió normalizar las juntas.7 y Fig. 46 Inicio TUBERIA DE PRODUCCION EUE Si NUE Acopladas Presión < 5. 511 (pozos someros) VAM ACE No Ligeras Si Pesadas CS-Hyd PH-6 STC STP P. Árbol de decisiones para la selección de juntas para tubería de producción. .5 10.8. 5. Integral Diámetro 2 7/8 3 1/2 4 1/2 5 1/2 7 No No Peso > P.5 Sólo pesadas Sólo pesadas Si Pesadas CS-Hyd PH-6 STC STP NK3SB NK3SB VAM ACE VAM ACE Fig.000# NK3SB No Si Si No ¿ Acero Inoxidable ? Holgura > 1/2” J.3 13.Crít.Crít. ¿ Flush ? No Si Ligeras STL Peso > P. Válido para el primer trimestre de 1998. Crítico 6. 47 6. El primero se refiere a la presión que ejercen los fluidos de la formación (la presión que se mediría si se colocara un manómetro a esa profundidad). En el caso de perforación en zonas ya explotadas. De modo que la planificación de la colocación correcta del revestidor comienza por la identificación de las condiciones geológicas. mientras que el gradiente de fractura se refiere a la presión que es capaz de romper la formación. presiones de la formación y gradientes de fractura. 6. inclusive la presión intersticial y los gradientes de fractura. Ahora bien. El método convencional de selección de la profundidad de asentamiento de la tubería de revestimiento comienza por la identificación del gradiente de presión intersticial o presión de poro y del gradiente de fractura. resulta muy sencillo seleccionar la profundidad óptima a la cual se habrá de asentar el revestidor. la presión absoluta aumenta con la profundidad. cuyas tendencias geológicas se conocen. DISEÑO DE LA PROFUNDIDAD DE ASENTAMIENTO DE LA TUBERIA DE REVESTIMIENTO 6. La estrategia utilizada más eficazmente para determinar el lugar de asentamiento del revestidor consiste en seleccionar la sarta más profunda primero.1 DETERMINACIÓN DE LA PROFUNDIDAD DE ASENTAMIENTO Las profundidades a las cuales se asienta la tubería de revestimiento deben adaptarse a las condiciones geológicas y la función que debe cumplir el revestidor. como es de todos conocido. generalmente la consideración primordial es controlar la acumulación de presiones anormales en la formación y evitar que alcancen y afecten zonas someras más débiles. este aumento de presión . para luego ir pasando sucesivamente de la tubería de fondo a la de superficie. tal como se muestra en la parte (a) de la Fig.1. En los pozos profundos. 1. profundidad y “gradiente de presión” vs.48 puede caracterizarse a través de la pendiente o “gradiente”. tal como el que se muestra en el ejemplo simplificado que se ilustra en la Fig. Diagramas esquemáticos de presión vs. profundidad y gradiente de presión vs. 6. . Profundidad Profundidad Profundidad Profundidad Zona de presión normal Gradiente = ∆p de presión ∆prof ∆prof Zona de presión anormal ∆p Presión (a) Gradiente de presión Presión Gradiente de presión (b) Fig. entonces los diagramas de presión vs. profundidad. Entonces. 6.2. Sin embargo si las presiones no aumentan en forma lineal. profundidad se transforman en lo que se muestra en la parte (b) de la Fig.1. 6. sino que hay cambios debido a la presencia de condiciones geológicas extraordinarias. para la selección de la profundidad de asentamiento de la tubería de revestimiento se utiliza un gráfico donde se muestren: el gradiente de presión de poro y el gradiente de fractura. se obtiene una línea recta vertical. tal como se muestra en la parte (a) de la Fig.1. Evidentemente el gradiente de fractura es superior al de presión de poro. 6. de forma tal que el gradiente de presión se define como: Gradientede presión = Aumentode presión ∆p = Aumentode profundidad ∆prof ( 6-1) Al representar el gradiente de presión como función de la profundidad de un hoyo lleno con un fluido. se trabaja entonces con una presión ligeramente superior o sobrebalance a la presión de poro.49 La operación normal de perforación se desarrollará en el espacio entre ambos gradientes.0 lb/gal. proyectando la densidad del lodo a la profundidad total (presión intersticial más sobrebalance) hasta el punto en que intercepta el gradiente de fractura menos un margen de arremetida (segmento a-b). Así finalmente. ese fluido no deberá generar una presión tan grande que fracture la formación y se fugue hacia ésta.5 y 1. Por razones de seguridad. 4 . se utilizará un fluido de perforación que genere más presión que la presión de poro para “controlar” el pozo4 y sin embargo. generalmente entre 0. . Es decir. en la que el fluido de perforación tien un peso menor al que la presión de poro indica. Siempre que los esfuerzos subterráneos sigan el patrón normal según el cual el esfuerzo y la resistencia a la fractura aumentan a medida que aumenta la profundidad. será muy fácil determinar los puntos de asentamiento del revestidor siempre y cuando se cuente con buena información geológica. el proceso de selección de la profundidades de asentamiento se inicia en el fondo.Una notable excepción a esto es la moderna perforación “bajo balance”. Se “asienta” el revestidor en ese punto y da inicio al proceso otra vez (segmento c-d). Igual se hace con la presión de fractura a la que se le sustrae un valor similar (margen de arremetida) por seguridad. gradiente de presión y gradiente de fractura Cuando se encuentre una presión anormal en la formación. 6. En ausencia de datos de pozos colindantes.2. Como es necesario mantener la presión del pozo por debajo de la presión que fracturaría la formación más débil y menos consolidada que se encuentra justo por debajo de la zapata precedente. los datos sísmicos pueden proporcionar el mejor estimado posible.50 Peso equivalente de lodo Conductor Presión normal Gradiente de fractura Superficial Gradiente de fractura menos márgen de arremetida Intermedio Geopresión Profundidad Plan del pozo Gradiente de presión de poro Densidad del lodo Camisa de perforación Tubular de producción Profundidad total Fig. Relación entre la profundidad de asentamiento del revestidor. En . poros de la formación.2 PREDICCIÓN DE LA PRESIÓN DE PORO Las técnicas que se emplean para determinar las presiones de poro de la formación antes de comenzar la perforación se basan en la correlación de datos de pozos colindantes o de datos sísmicos. será preciso aumentar la densidad del fluido de perforación para evitar la entrada de fluidos desde alguna formación permeable. existe una profundidad máxima hasta la cual se puede perforar el pozo sin tener que colocar ni cementar tubería de revestimiento. 6. como en el caso de los pozos exploratorios. 51 alcance del presente documento no cabe una discusión completa del tema de la predicción de la presión de la formación; sin embargo, como las presiones de poro y los gradientes de fractura son la clave para determinar las profundidades de asentamiento de la tubería de revestimiento, los aspectos más importantes de los métodos de predicción correspondientes se tratarán en esta sección. La presión de poro se puede determinar a partir de datos sísmicos cuando se conoce la velocidad acústica promedio en función de la profundidad. Los geofísicos que se encuentran familiarizados con el área en general podrán suministrar esta información. El parámetro requerido, el “tiempo de tránsito en el intervalo”, está en función de la porosidad y se expresa como la recíproca de la velocidad. Como los tiempos de tránsito en los fluidos son mayores que en los sólidos, el tiempo de tránsito observado en la roca aumenta a medida que aumenta la porosidad. Algunos métodos de cálculo emplean una relación logarítmica o exponencial para graficar la presión de la formación vs. el tiempo de Gradiente de presi—n de la formaci—n (psi/pi tránsito en el intervalo, tal como se muestra en la figura de Pennebaker de la Fig. 6.3. Relaci—n de tiempo de tr‡nsito en el intervalo (t/tn) Fig. 6.3. Gráfico Pennebaker 52 La predicción de las presiones de la formación en cuencas sedimentarias más antiguas puede ser harto más compleja debido a los cambios más frecuentes de porosidad que afectan el tiempo de tránsito. Cuando se perfora, existen varios signos que indican el paso de una zona de presión normal a una zona de presión anormal. Los cambios de las propiedades de la roca y el comportamiento de la barrena son las primeras señales de la transición. El equipo de análisis del lodo y el de perfilaje del subsuelo pueden permitir la detección temprana de los cambios de presión. Uno de los métodos más populares para correlacionar la presión de poro y el peso del lodo fue el que desarrolló Bingham en 1965, que utiliza el exponente d. Se puede calcular una forma simplificada del exponente d de la manera siguiente: expd = log( R / 60 N ) log(12W / 1000d b ) ( 6-2) donde: R N W db = = = = tasa de penetración (pie/hr) velocidad de rotación (rpm) peso sobre la barrena (klbf) diámetro de la barrena (pulgadas) Esta técnica se puede utilizar si la densidad del fluido (peso del lodo) se mantiene constante y se aplica la fórmula a formaciones de baja permeabilidad, a menudo de lutitas. En las formaciones de presión normal, los exponentes d tienden a aumentar con la profundidad. En presencia de una presión anormal, ocurre una desviación en la tendencia de la presión normal y entonces el exponente d aumenta con menos rapidez a medida que aumenta la profundidad. Los ejemplos que se presentan en las Figuras 3.3 y 3.4 se muestran los exponentes d graficados en función de la profundidad y el sobrebalance. 53 Datos de presión normal Datos de presión anormal Profundidad (pies) Sobrebalance (pbh - pf) (psig) Línea de tendencia de la presión normal exponente d (unidades d) Fig. 6.4. Valores del exponente d como función del sobrebalance. exponente d modificado (unidades d) Fig. 6.5. Valores del exponente d modificado como función de la profundidad. En la TABLA 6-1 se presenta un resumen de los métodos disponible para la predicción de presiones de poro y gradientes de fractura. TABLA 6-1. Listas de métodos para predicción de presiones en yacimientos5. 5 “Abnormal pressures while drilling”, J.P. Mouchet y A. Mitchell, Elf Aquitaine, 1989. 54 Métodos predictivos Geogolía regional. Métodos geofísicos (Sísmica 2D, Sísmica 3D, etc.). Parámetros mientras se perfora Tasa de penetración. Exponente d. Sismalog. Tasa de penetración normalizada. M.W.D. (measurements while drilling) Torque Arrastre Parámetros del lodo de perforación Nivel en los tanques. Tasa de flujo. Presión de bombeo. Corte de gas en el lodo. Densidad del lodo. Temperatura del lodo. Análisis de ripios Litología. Densidad de las lutitas. Factor de lutita. Forma, tamaño y cantidad de ripios. Gas en los ripios. Registros Resistividad. Sónico. Densidad/Neutrón. Gamma Ray Evaluación directa de presión (Pruebas de formación) Drill stem tests (DST) Pruebas de formación mediante registros de guaya fina. Verificación sísmica del pozo. Checkshot VSP Antes de perforar. Mientras se perfora (tiempo real) Mientras se perfora (tiempo real) Mientras se perfora (tiempo no real) Mientras se perfora (tiempo no real) Después/mientras se perfora Después de perforar Después de perforar 6.3 PRUEBA DE INTEGRIDAD DE PRESIÓN Después de cementar en su sitio cada sarta de la tubería de revestimiento, se practica una prueba de fuga o prueba de integridad de presión (PIP), con la finalidad de 55 medir la presión que se requiere para fracturar la formación justo por debajo de la zapata. La PIP se realiza cerrando el pozo en la superficie con una válvula antirreventón y bombeando en su interior a una tasa constante hasta alcanzar la presión de la prueba o, en el caso de una prueba de fuga, hasta que el pozo empiece a tomar lodo. Se detiene la bomba durante por lo menos 10 minutos, y observa la línea de presión. Como se ilustra en la Figura 3.5, los datos de la presión registrada se pueden usar para verificar la presión de fractura de la formación. En la Fig. 6.6 se proporciona un ejemplo de una prueba de fuga que ilustra varios aspectos fundamentales. La línea punteada sirve como relación de referencia entre la tasa de bombeo constante y el incremento de presión en un ambiente “cerrado”. La curva de presión de la bomba indica que la formación toma lodo a 2.590 psi. Esta presión define la integridad de la formación. Si la presión continua bajando mucho después de haber detenido la bomba, es señal de pérdida de circulación y de que habrá problemas para controlar el pozo. 56 Pr e s ió n d e in y e cció n ( p si) Bo m b a s d e te n id a s Pr e sió n d e fu g a o d e fr a ct u r a 2 .5 9 0 p s i Lín e a d e m á xim o v o lu m e n 1 ,7 b b l/ 1 .0 0 0 p si Vo lu m e n b o m b e a d o (b b l) Tie m p o ( m in ) Fig. 6.6. Gráfico de una prueba de fuga Muchos operadores prefieren no probar la formación hasta su punto de fractura por temor que dicha prueba reduzca la resistencia a la fractura de la formación. No obstante, la resistencia a la fractura de una formación obedece casi completamente a los esfuerzos por compresión de la roca circundante. Una vez aliviada la presión en el hoyo, la fractura se cerrará. Prácticamente se requerirá de nuevo la misma presión para vencer el esfuerzo por compresión que mantiene la fractura cerrada. 3. .4 PEGA DIFERENCIAL Cuando existe una gran diferencia de presión entre el sistema de lodo y la formación. Un incremento equivalente del peso del lodo debido a las irrupciones de presión que se generan mientras se corre el revestidor y Un factor de seguridad. Los estudios de campo han demostrado que se puede tolerar una cantidad limitada de presión diferencial de hasta 2.57 El criterio que domina al seleccionar grandes profundidades para asentar el revestidor es permitir que los pesos del lodo controlen las presiones de la formación sin fracturar las formaciones someras de menor presión. para controlar las presiones de suaveo. La potencialidad de que se produzca una pega diferencial quizá exija alterar la profundidad tentativa de asentamiento del revestidor. Este procedimiento se debería aplicar desde el fondo hasta arriba.000 . A menudo esta profundidad se ubica en el punto de transición hacia presiones anormales. 6. La presión real y su margen no pueden exceder el menor gradiente de fractura de exposición sin identificar una profundidad de asentamiento. deberían valer otras consideraciones como la pega diferencial. Las presiones que se deben tomar en cuenta incluyen: Un margen de viaje para el peso del lodo. la pega diferencial constituye un problema potencial. Una vez determinadas las profundidades.5 lpg o más.000 psi (o un máximo de 4 lpg equivalentes) sin que ocurra atascamiento. Las condiciones locales y la forma del sistema de lodo modificarán este valor que ha sido obtenido empíricamente. El margen total puede ser de hasta 0. La tubería tiende a atascarse o pegarse en el punto donde se encuentran las presiones diferenciales máximas. Las presiones impuestas por la arremetida se pueden estimar mediante la expresión: EMWarrem = (prof. total / prof. la presión de cierre de la válvula de seguridad BOP más la columna de lodo pueden superar la resistencia a la fractura de la formación. de interés) (∆M) + OMW ( 6-4) donde: EMWarrem prof.58 La ecuación que se utiliza para determinar la posibilidad de pega diferencial es la Ec. ( 6-3) ∆p =0. total ∆M OMW = peso de lodo equivalente a la profundidad de interés (lb/gal) = intervalo más profundo (pies) = aumento incremental del peso del lodo en la arremetida (lb/gal) = peso del lodo original (lb/gal) . a menudo quedan expuestas a presiones severas como resultado de arremetidas que ocurren cuando se perforan secciones más profundas.5 ARREMETIDAS Las sartas de tubería que se encuentran a poca profundidad. De esta forma. cuando se produce una arremetida. Los pesos de lodo equivalentes excesivos provocan la mayoría de los reventones subterráneos. como la tubería de superficie.052 ⋅ ( MW − PP ) ⋅ z ( 6-3) donde: ∆p MW PP z = = = = presión diferencial peso del lodo presión de poro profundidad 6. La mayoría de los gobiernos exige proteger las arenas que contienen agua dulce con tubería de revestimiento.5 lb/gal de exceso de presión.. las formaciones no consolidadas.59 Esta ecuación se puede usar reiteradamente y comparar con el gradiente de fractura para determinar la profundidad a la cual la tubería de superficie resistirá las arremetidas de presión. Este “colchón” le permite al operador perforar en una formación cuya presión excede las 0. Comúnmente se usa un valor de 0. El término del aumento incremental del peso del lodo en la arremetida (0. El aumento incremental del peso del lodo se puede modificar para que dé cuenta del grado de subalance entre el fluido que fluye y la presión de la formación. Los dos componentes de la presión del revestidor son el grado de subalance entre el lodo original y la presión de la formación.5 lb/gal para el incremento del peso de lodo en la arremetida.5 lb/gal) toma en cuenta el grado de subalance entre el lodo original y el fluido de la formación. y el gas poco profundo constituyen algunos de los riesgos que se pueden controlar eficazmente usando la primera tubería de revestimiento o un conductor. Las profundidades de asentamiento del conductor y de la primera tubería de revestimiento por encima de la tubería de superficie generalmente están determinadas en las normas o se establecen de acuerdo a los riesgos de perforación que presente el área. Las arenas que contienen agua. . y el grado de subalance entre el fluido que fluye y la presión de la formación.Determine las profundidades de asentamiento para los revestidores intermedios que se colocarán en un pozo cuyas características se muestran en la Figura E. Ejemplo 1.1. 5 de factor de seguridad propiamente dicho) en la presión de poro y en el gradiente de fractura.0 lb/gal (0.1. Si se considera un margen de seguridad de 1.60 0 Profundidad (pies) 2000 Gradiente de fractura 4000 6000 Gradiente de presión de poro 8000 10000 12000 9 11 13 15 17 19 Gradiente de presión (lb/gal) Figura E. se pueden trazar las líneas puntuadas paralelas que se muestran en el gráfico de la Figura E.5 debido a la subida y bajada de la tubería y otro 0.2. 0 Gradiente de fractura .MS Profundidad (pies) 2000 4000 Gradiente de presión de poro + MS 6000 8000 10000 12000 9 11 13 15 Gradiente de presión (lb/gal) 17 19 . Trabajando ahora con esas líneas.200 pies. La diferencia de presión será entonces: ∆p =0.4 es mucho menor de 2. Ahora bien. la cual encuentra la línea de fractura (menos el margen de seguridad) a una profundidad de 10.5 lb/gal.052 ⋅ ( MW − PP) ⋅ z =0.4 psi Evidentemente.0 lb/gal. por lo que no hay riesgo de pega diferencial en ese revestidor. se tiene que para controlar la presión de la formación a 12. que sería la profundidad a la cual se podría asentar otro revestidor o quizás el superficial. Así. el revestidor que se asentará a 3.200=166. para verificar cuáles formaciones son capaces de resistir ese peso de lodo.2.5 lb/gal. . ( 6-3). el cual se puede usar hasta los 3.61 Figura E. 166.000 pies de profundidad se requiere de un lodo con un peso mayor o igual a 16. Allí se repite la operación y se puede ver que para perforar hasta 10.000 pies. Ahora hay que verificar si hay posibilidad de pega diferencial durante la bajada de los revestidores. Para ello se determinar cuál es la máxima presión diferencial a que estará expuesto cada uno. Eso significa que las formaciones por encima de esa profundidad no son capaces de resistir un lodo de 16.000 pies se necesita un lodo de 13. por lo que hay que protegerlas con un revestidor que se asentará.200 pies será bajado con un lodo de probablemente 10 lb/gal.000 psi.052 ⋅ (10 − 9) ⋅ 3. se traza una línea vertical desde ese punto. de acuerdo con la Ec. justamente a esa profundidad. 62 El otro revestidor. ( 6-4) para determinar la presión que ejercería una arremetida a la profundidad seleccionada y compararla con la resistencia a la fractura de la formación.. De esta forma.000/3.052 ⋅ ( MW − PP) ⋅ z =0. este revestidor tampoco tiene riesgo de pega diferencial.Determine la profundidades de asentamiento para el revestidor superficial del ejemplo anterior. . por lo que el riesgo disminuye): ∆p =0. tal como se ve en la Figura E.000 pies (luego de esa profundidad aumenta rápidamente la presión de poro.5.664 psi Entonces.0 lb/gal.052 ⋅ (13 − 9) ⋅ 8. hay que seleccionar una profundidad mayor para evitar que la arremetida rompa la formación (eventualmente saliendo hasta la superficie). por lo que esos son los valores que entran en la ecuación como prof.200 pies) podría ser el superficial. total y OMW.0 lb/gal. EMWarrem = (prof.0 = 14. la profundidad de asentamiento del revestidor superficial se selecciona considerando la posibilidad de una arremetida. La arremetida que tendría que resistir este revestidor podría originarse al perforar el siguiente hoyo hasta 10. La profundidad más peligrosa es donde todavía hay presión normal de 9.000=1.6 lb/gal El gradiente de fractura a 3.200) x (0. Tal como se señaló en el texto. Ejemplo 2. así que se usará la Ec. total / prof. será bajado en un lodo de 13. es decir a 8.5) + 13.3. con el lodo de 13. Primero se supondrá que el primer revestidor (el que se asienta a 3.200 pies es de solo 13. de interés) (∆M) + OMW = = (10.0 lb/gal.000 pies. 000) x (0.3.000/6.0 = 14.000/3.8 lb/gal Estos valores se grafican en la Figura E.200) x (0.6 lb/gal = (10.000 pies (si no se considera el margen de seguridad) ó 4.000 pies como profundidad de asentamiento (en vez de los 3.5) + 13.4.63 0 Profundidad (pies) 2000 4000 6000 8000 10000 12000 9 11 13 15 17 19 Gradiente de presión (lb/gal) Figura E. EMWarrem = (10. Dado que el cálculo anterior ya considera su factor de seguridad (en el aumento incremental del lodo) se escogerá 4.200’ originales). Tal como se puede ver.800 si se considera.000) x (0. La forma de calcular la profundidad de asentamiento apropiada es mediante la aplicación reiterada de la Ec. ( 6-4) para cada profundidad y ver donde se cruza con la línea de gradiente de fractura.3 lb/gal = (10.000/4. y se observa dónde se cruzan con la línea de gradiente de fractura.5) + 13. . el cruce se produce alrededor de los 4.0 = 14.5) + 13.0 = 13. Ejemplo 3.4. 0 2000 Profundidad (pies) 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Gradiente de presiones (lb/gal) 18 19 .5.64 0 Profundidad (pies) 2000 4000 6000 8000 10000 12000 9 11 13 15 17 19 Gradiente de presión (lb/gal) Figura E.Determine las profundidades de asentamiento para los revestidores intermedios que se colocarán en un pozo cuyas características se muestran en la Figura E.. Ahora se procede a verificar que el revestidor pueda bajarse sin que haya pega diferencial.052 ⋅ (14. para lo cual se utiliza nuevamente la Ec.000= 2. lo que resulta en unos 13. se calcula la profundidad de asentamiento del revestidor intermedio con la ayuda del diagrama.3 de margen de viaje (trip margin).000 pies. los que.6.714 psi .65 Figura E.6.8 lb/gal): ∆p =0. Con el mismo procedimiento anterior.052 ⋅ ( MW − PP) ⋅ z =0. llegándose a 18.000’ cuando la presión de poro sea todavía de 9 lb/gal (el lodo en que se bajaría ese revestidor sería de 14.000’. 0.2 presión de poro + 0. corresponden a 0.5. como se puede ver en la Figura E.8 margen de seguridad. 0 2000 Profundidad (pies) 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Gradiente de presiones (lb/gal) 18 19 Figura E. La mayor probabilidad de pega ocurrirá a los 9.8 − 9) ⋅ 9. se calcula el peso de lodo necesario para llegar a los 18.0 lb/gal (17. ( 6-3). Con ese valor y la modificación del gradiente de fractura con un factor similar. a su vez.3 de suaveo (surge margin) y 0.2 de factor de seguridad propiamente dicho). 000 + 9 = 13.052 ⋅ ( MW − PP) ⋅ z = 2. Entonces. ( 6-3): ∆p =0.052 ⋅ ( MW − 9) ⋅ 9. con la máxima presión diferencial aceptable. se obtiene de la Ec. colocando 2. por lo que no puede bajarse un revestidor hasta 13. 0 2000 Profundidad (pies) 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Gradiente de presiones (lb/gal) Figura E. Para determinar cuáles condiciones serían aceptables.7.000 psi como máxima presión diferencial.7.66 Esta elevada presión indica que hay riesgo de pega diferencial.000 2.3 MW = 0.052 ⋅ 9.000 Volviendo al gráfico de la Figura E. se determinará. 18 19 .000’ en esas condiciones.000 psi = 0.000’. se puede ver que un lodo de 13.3 lb/gal sirve para perforar hasta 11. por lo que esa tiene que ser la profundidad de asentamiento del revestidor intermedio (condicionado por la pega diferencial). qué lodo se puede aceptar y hasta dónde se puede perforar con ese lodo. se procederá ahora al revés. es decir. 000’. De esta forma. .500’ de este cálculo.8. tal como se observa en la Figura E.000’.67 Pero ¿se puede llegar luego a los 18. con ese lodo solo se puede llegar a una profundidad de 16. Ahora bien. los límites de funcionamiento del liner serían los 13.500’ pues sino. A 11.000’ directamente?. el gradiente de fractura impide que se utilice un lodo de más de 17.000’ y 13.000’. 0 2000 Profundidad (pies) 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Gradiente de presiones (lb/gal) 18 19 Figura E. no se controlaría el pozo.9.000’. pues antes se había determinado que la presión de 18 lb/gal fracturaría una formación por encima de los 13. Cualquiera de los dos valores es válido desde el punto de vista de control del pozo.000’ señalados anteriormente y los 16. la selección final dependerá de políticas de la compañía o consideraciones económicas. Suponiendo la selección de una profundidad intermedia de 15.2 lb/gal. por lo tanto se impone la utilización de un liner para cubrir la diferencia entre 11. el pozo quedaría finalmente como se muestra en la Figura E. Pero primero se determinará la longitud máxima del liner.8. Evidentemente no. 68 0 Revestidor Intermedio 2000 Profundidad (pies) 4000 Revestidor de Producción 6000 Liner Intermedio 8000 10000 12000 14000 16000 18000 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Gradiente de presiones (lb/gal) Figura E. 18 19 .9. La evaluación del riesgo que puedan correr la población.69 7. deberán considerarse durante la fase de diseño. b. el ambiente y la propiedad. PARAMETROS DE DISEÑO En todo diseño de pozo se requerirá partir de un número limitado de premisas y conocer ciertas cosas acerca del pozo antes de proceder formalmente con los pasos de diseño. Estas incluyen los problemas ocasionados debido a la fisuración bajo esfuerzo por la presencia de sulfuro (Sulfide Stress Cracking. Entre dichas fallas se encuentran aquellas relativas al desgaste. Equipo . Las fallas degenerativas o que dependen del tiempo potencialmente se pueden detectar a tiempo para evitar problemas costosos. algunos de menor riesgo que otros para la población. el deterioro sufrido durante el transporte y los daños por manipulación en el sitio de trabajo. Los aspectos que se consideren determinarán el resultado del diseño y en última instancia el equipo que finalmente se instalará en el pozo. debiéndose considerar también las diversas fuentes de riesgo.Todas las futuras operaciones del pozo.La seguridad es siempre la preocupación principal. la operación cotidiana. fractura por fragilidad (falta de tenacidad) y falla dúctil por sobrecarga. el ambiente y la propiedad debe ser parte de todo diseño. c. fisuración por corrosión bajo esfuerzo (Stress Corrosion Cracking). . Algunos de los defectos o daños que llegan al pozo con los materiales son también las imperfecciones de fabricación. Seguridad . que incluyen equipo y operaciones. La manera en que se establezcan estas premisas reflejará la filosofía de diseño de los diseñadores. el perfilaje con guaya. desde la instalación inicial. Los accidentes repentinos o “catastróficos” son a menudo los peores.Los materiales que se utilizan para construir pozos de petróleo y gas pueden clasificarse en una gran variedad de tipos. los trabajos de rehabilitación y hasta el abandono. SSC). A continuación se presenta una descripción más o menos detallada de estas premisas y consideraciones: a. la adquisición de datos como por ejemplo. corrosión e incrustaciones. Operaciones . por lo cual el diseño debe contemplar las consecuencias de cualquier falla que pueda ocurrir. Por ello ya en la fase de diseño. Ingeniería de materiales . procesos químicos y tecnología manufacturera.2.Análisis estructural. Para que el diseño sea óptimo. Factores subsiguientes . e. f. Areas del conocimiento requeridas . así como la vida esperada del pozo y las tasas de producción económica mínimas.2.4. perspectivas de evaluación. La única razón por la que se perfora un pozo es ganar dinero. 7. Factores previos . que pudieren influir en los diseños subsiguientes. se deben considerar todas las partes y fases del pozo.La filosofía corporativa. e. d. .Geografía.Este manual se basa en el diseño integrado de pozos. Diseño integrado de pozos .Metalurgia y corrosión. También debe estar presente la economía del pozo que se está diseñando. todos figuran en el diseño inicial del pozo. d. debe considerarse el capital y los costos de operación. Ingeniería mecánica .1. inclusive aspectos de exploración y perforación.El diseño de pozos es una ciencia multidisciplinaria que requiere un conocimiento práctico de las diversas áreas de la ingeniería. Ingeniería del petróleo . Sin embargo. Factores temporales . como tampoco es producir la mayor cantidad posible de petróleo o gas a la tasa más acelerada.70 También es preciso tomar en cuenta cuáles serán los requerimientos de datos de exploración. producción y procesos.3. Ambiental . como por ejemplo: e.1 ilustra un nomograma para la Selección del Diámetro del Revestidor.1.La vida del pozo. Selección del diámetro .Disposiciones o políticas que estén en vigencia. es fácil obviar los factores más relevantes. El propósito al perforar éste. La Fig. termodinámica.Petrofísica y yacimientos. la planificación de los trabajos de rehabilitación y el abandono final del pozo.3. d. e. e.Según el diámetro del hoyo y la holgura entre el hoyo y el tubular. hidráulica. geología y geofísica. disponibilidad de materiales. A continuación ofrecemos una lista de algunos de los factores que pueden afectar un diseño: d. desarrollo del campo y de todo lo que sea necesario para poner a producir el pozo. NO es llegar al yacimiento objetivo. en el cual la línea continua representa la solución más viable. se van seleccionando los diámetros del hoyo y del siguiente revestidor hasta llegar a la superficie. El caso base requiere también perfiles de presión interna.71 Así. Adicionalmente. Las cargas de servicio pueden ser muchas. 7. llamado caso base. un modelo para vida de servicio requiere que cada revestidor o sarta de tubería de producción posea un solo caso base o condición inicial.Los cálculos de este manual están basados en el procedimiento de Carga de Diseño para la Vida de Servicio. una arremetida. externa y temperatura. Una sarta se considera que está bien diseñada si para cualquier combinación de cargas base y de servicio mantiene los márgenes de seguridad mínimos necesarios. Generalmente. se pueden especificar los siguientes parámetros para así definir completamente el caso base: . Diseño para vida de servicio . etc. g. para el revestidor el caso base es cuando está cementado y para la tubería de producción cuando está tendida o instalada. Más adelante en se presentarán las cargas de servicio que deben ser verificadas y que fueron aprobadas por PDVSA.1 RECOMENDACIONES SOBRE EL CASO BASE Y LOS CASOS DE CARGA Como se señaló anteriormente. Sobre este sistema inicial se sobreponen las cargas de servicio es decir las cargas normales que le impondrá posteriormente la operación. como por ejemplo. para el revestidor el caso base es cuando está cementado y para la tubería de producción cuando está tendida o instalada. presión externa y temperatura. se selecciona primero el diámetro del revestidor de producción (que a su vez depende de la tubería de producción) y siguiendo paso a paso hacia abajo. Generalmente. Este procedimiento consiste en considerar cada elemento se encuentra bajo un sistema inicial de cargas. pues es un caso de carga. El caso de carga o condición de servicio queda definido por los perfiles de presión interna. una prueba de presión. La empacadura. PBR o diámetro interno del receptáculo del tieback. 7.72 Cualquier punto de empotramiento axiales como por ejemplo. de ser pertinente. el tope del cemento. .1. mechas y hoyos. Un punto de empotramiento es la profundidad a la cual la tubería no se puede mover. Re v e s t id o r o ca m isa Me c h a y h oyo Re v e s t id o r o ca m isa Me c h a y h oyo Re v e s t id o r Me c h a y h oyo Re v e s t id o r Me c h a y h oyo Re v e s t id o r Fig. Secuencias usuales de diámetros de los revestidores. si las zapatas de flotación estarán ABIERTAS o CERRADAS. ello se puede modelar especificando las zapatas de flotación ABIERTAS. En el caso base se puede modelar un tapón en la empacadura de la tubería de producción especificando las zapatas de flotación CERRADAS. Normalmente esto significa que se aplica una presión superficial interna por arriba al cemento que se encuentra dentro del revestidor. Normalmente las zapatas de flotación van CERRADAS en las sartas de tubería de revestimiento completas y en las camisas. El movimiento permisible se aplica normalmente sólo a las sartas de tubería de producción pero también se puede especificar para las sartas de revestimiento que por alguna razón no estén cementadas. En algunos casos quizá sea necesario alzar un poco la sarta de la tubería de revestimiento después de que haya fraguado el cemento para limitar o eliminar así el pandeo. Nótese que si las zapatas de flotación no se asientan estando especificadas como ABIERTAS.73 Movimientos permisibles hacia arriba y/o hacia abajo. Cualquier ajuste axial o acción de bajar o sacar la tubería. de ser posible. para controlar el pandeo es preferible usar más cemento que alzar o sacar la tubería. En cambio. La acción de bajar la tubería es negativa. se especifican ABIERTAS en los tiebacks y en la tubería de producción. En general. sacarla es positivo. Se debe especificar cómo quedará el extremo de la sarta. . Sí conviene sacar un poco y aflojar algo la tensión en los tiebacks de la sección inferior de la sarta para energizar el sello del receptáculo y en las sartas de tubería que han sido tendidas en una empacadura que permite el movimiento de la tubería sólo hacia arriba. Y si las zapatas de flotación no logran asentarse en la sarta de la tubería de revestimiento. si no se logra obtener la altura de cemento adecuada. las presiones internas en la sección inferior de la sarta deben ser iguales. es decir. Generalmente no se debería aplicar ningún ajuste axial a las sartas de tubería de revestimiento completas ni a las camisas. 2 lpg o el peso del lodo + 0. lo . deberá usarse para construir el perfil de presión externo. El resto de las sartas se cementan. se pueden utilizar los lineamientos siguientes: El peso de la lechada de llenado es 12. El peso de la lechada de cola es 16. según sea lo más apropiado.5 lpg o el lodo en circulación + 0. La cantidad de cemento que se coloca en los revestidores depende de su función. 7.1 Revestidor cementado El caso base más común para la tubería de revestimiento es ésta colocada en sitio y cementada. El perfil de presión externa está dado por el lodo en el tope del cemento o sólo el cemento. lo que fuere mayor. es decir. El conductor que es hincado en sitio se considerará como si fuese totalmente cementado. Si existe un programa de cementación para la sarta. lo que dé el valor de tope de cemento más alto. la tubería de superficie y todas las camisas deberían cementarse completamente. no habrá movimiento axial posible a lo largo de la sarta. Estos datos se encuentran en el Anexo A-1. El perfil de presión interna de todas las sartas de la tubería de revestimiento es normalmente el peso del lodo al cual se corrió la sarta sin presión superficial. el 50% de la longitud o 1. para aflojar la tensión.000 pies.2 CONDICION INICIAL O CASO BASE A continuación se describen el caso base y los casos de carga de las diversas sartas conjuntamente con los métodos que sirven para generar estas condiciones. . así como lo que hay que bajar la sección inferior del tieback. El conductor.5 lpg. Si no existe uno. como mínimo. Para el caso base de todos los tiebacks hay que especificar un receptáculo o diámetro interno de empacadura.5 lpg.2.74 7. 0.°F .102. se puede usar el perfil de la temperatura estática para el caso base. El conductor introducido en áreas de roca blanda encuentra el perfil externo de “presión de poro natural” en el caso base. en el fondo se requieren 500 pies de cemento (lechada de cola) de muy buena calidad. Taughi. K.75 que fuere mayor.BHCT)/4 ( 7-2) donde BHCMT = temperatura de la sarta cementada en el fondo del hoyo . El perfil de temperatura para el caso base se determina a partir del perfil de la temperatura estática o de una correlación especial.M Kutasov y A.1 ( 7-1) donde BHCT g BHST = temperatura de circulación en el fondo del hoyo (°F) = gradiente de temperatura estática (°F/100 pie) = temperatura estática en el fondo del hoyo (°F) BHCMT = BHCT + (BHST.342 .54 g . El perfil de temperatura del caso base se puede calcular de la manera siguiente (válido para 166°F ≤ BHST ≤ 414 oF): BHCT = (1. cuando la temperatura estática en la sección inferior de la sarta es menor a 166°F.2228 g) BHST + 33. Nótese que para el conductor y las sartas de la tubería de revestimiento. El perfil de temperatura de todas las demás sartas de la tubería de revestimiento en su condición de cementadas se puede estimar utilizando una ecuación del trabajo titulado “Better Deep-hole BHCT Estimations Possible” de S. ST) ( 7-3) donde SCMT ST = temperatura de la sarta cementada en la superficie . Al igual que con los tiebacks.2. estática. 7. pero no descendente. En los tiebacks van ABIERTAS. se modela la sarta con una empacadura que le permite a la tubería de producción una cantidad ilimitada (o un número elevado como 9.999 pulgadas) de movimiento ascendente. En el Anexo A-3 se presentan algunas recomendaciones sobre fluidos de completación.°F = temperatura estática de superficie .2 Tubería de producción En una completación convencional. en la cual la tubería de producción queda libre para moverse hacia arriba pero no hacia abajo.°F Como se señaló anteriormente. En este tipo de completación se baja y afloja tensión a la profundidad donde se encuentra la empacadura. las zapatas de flotación van CERRADAS en todas las sartas de la tubería de revestimiento excepto los tiebacks. En la tubería de producción las zapatas de flotación van ABIERTAS. En el caso base de la tubería de producción se utiliza el perfil de temp. Los perfiles de presión interna y externa de los casos base de la tubería de producción están dados normalmente por la densidad del fluido de completación sin presión superficial. . en el Anexo A-2 se presentan las tablas donde se pueden seleccionar el diámetro interno de la empacadura y la fuerza inicial de bajada.3 (BHCMT .76 SCMT= ST + 0. Además. así se tiene: • Conductor • Prueba de presión • de vacío • Tubería de superficie. Estos casos dependen del tipo de tubería a diseñar. camisas y tiebacks de producción • Vacío total • Fuga de la tubería de producción cerca de la superficie .3 CONDICIONES DE SERVICIO O CASOS DE CARGA A continuación se presentan los diversos casos de cargas de servicio que se pueden superponer al caso base para verificar la integridad de la sarta. 7.77 Nótese que en algunas completaciones realizadas en pozos de elevada presión. quizá sea preferible enganchar la tubería a la empacadura. este tipo de completación no requiere un ensamble de sello para tubería ni largo ni costoso. que emplean sartas de tubería fabricadas de aleaciones resistentes a la corrosión y trabajadas en frío. de alta carga de fluencia (igual o mayor a 125. revestidores. La completación con tubería enganchada facilita el uso de fluidos de completación de peso liviano pues el movimiento de la tubería de producción no constituye problema alguno.Temperatura estática . corrosivos. Para modelar una completación con tubería enganchada se especifica 0 pulgadas de movimiento permisible ascendente y 0 pulgadas de movimiento permisible descendente. En una completación con tubería enganchada no hace falta bajarla aflojando la tensión. La completación con tubería enganchada puede resultar más confiable pues los sellos estáticos son más confiables que los sellos móviles. camisas y tiebacks intermedios • • • • de vacío Prueba de presión Arremetida de gas Perforación • Revestidores.000 psi). o más 0. que se pueda usar como perfil de presión externa o de respaldo para todas las cargas por presión de estallido diferencial para cada sarta de tubería del plan del pozo. tal como se muestra en la Fig.En caliente • Contrapresión estimulación a través de la tubería de producción • Estimulación a través del revestidor • Tubería de producción • • • • • • Cierre del pozo totalmente lleno de gas .1 Casos de carga del conductor En la mayoría de los pozos se requieren sólo dos casos de carga para el conductor: (1) prueba de presión de la sarta de tubería de revestimiento cementada y (2) 1/3 de vacío desde la profundidad a la cual se encuentra la sarta de revestimiento siguiente.2. El perfil de “presión de poro natural” se emplea para la presión externa en el caso de la prueba de presión. se supone que el revestidor está lleno del lodo con el cual se corrió la sarta a una presión interna superficial suficiente para producir una presión en la zapata del conductor que sea igual a la presión del “gradiente de fractura de seguridad”. para los pozos en desarrollo.5 lpg para los pozos exploratorios.Temperatura estática Vacío completo .3. Se debe generar un perfil de “presión de poro natural” para el pozo.En caliente Después del cañoneo Estimulación a través de la tubería de producción.En caliente Vacío completo .2 lpg.Temperatura estática Cierre del pozo totalmente lleno de gas . 7.1 Prueba de presión Para el caso de la prueba de presión. Nótese . 7.1. 7. El “gradiente de fractura de seguridad” es igual al gradiente de fractura más 0.3.78 • Fuga de la tubería de producción cerca de la superficie . 000 pies. Si ninguna sarta de la tubería de revestimiento está a una profundidad menor o igual a 3. 8. se supone que el pozo está a una presión normal. 7. se introduce esta profundidad en el perfil.5 lpg menos que el peso del lodo en el cual se corrió la sarta. es decir. Para los pozos costa afuera se incluye la distancia desde la superficie del agua hasta la base del pozo (air gap. Se asume que la presión de poro equivalente a todas las demás profundidades es 0. Pro f u n d idad Pin t Pe x t Pre s ió n in te rn a P = Gr a d ie n t e d e Fr a c t u r a d e Se g u r id a d x Pr o fu n d id a d Pr e s i ó n e xte rn a = Pr e s ió n n a t u r a l d e poro Pr e s i ó n Fig.5 lpg. Esquema del caso de carga “Prueba de presión”. que se aplica al conductor.79 que las presiones de respaldo para los tiebacks o las cargas por presión de estallido pueden ser diferentes a la presión de poro natural.000 pies. 0 psi) y un gradiente de agua marina de 8. Nótese que si el pozo .5 lpg equivalentes a 3. Este perfil comienza en la superficie (0 pies) e incluye las profundidades correspondientes a cada zapata del revestidor.2. En este caso. . 7. La presión externa está dada por el peso del lodo donde se corrió el conductor. El perfil de temperatura estática se usa para todos los casos de prueba de presión. Hay que construir un perfil de temperatura que se pueda utilizar para todas las sartas del pozo. Por debajo de 1/3 de la profundidad del hoyo abierto está el peso del lodo de la sarta siguiente. 7.2 1/3 de vacío Se considera vacío el interior del revestidor desde la superficie hasta 1/3 de la profundidad del hoyo abierto (la profundidad de la siguiente sarta o tubería de superficie) tal como se observa en la Fig. Dicho perfil comienza también en la superficie.3. se deben introducir profundidades adicionales para considerar dicha(s) regresión de presión. a 0 pies.0°F/100 pies). Para este caso de carga se utiliza la temperatura estática.1. Para los pozos costa afuera se puede incluir también la parte aérea (constante 65°F) y la profundidad del agua (-1.80 incluye regresiones de presión entre el revestidor.3. e incluye las profundidades correspondientes a cualquier cambio de gradiente de temperatura estática. 50 ó 100 bbl de arremetida de gas y la prueba de presión. para verificar el posible pandeo de la misma. 7. Nótese que en la mayoría de los casos la(s) carga(s) de la prueba de presión son más severa(s) que la(s) carga(s) de la arremetida de gas.3. Esquema del caso de carga “1/3 vacío”. A la derecha se muestran los perfiles de presión externa e interna. en aquellas sartas que no están totalmente cementadas hay que aplicar un caso más de carga.2 Casos de carga para tubería de superficie. Como las cargas de la arremetida . que se aplica al conductor y a los revestidores intermedios. revestidores. llamado “de perforación”. camisas y tiebacks intermedios Los casos de carga de la tubería de intermedia o de perforación son: 1/3 de vacío.3. Adicionalmente. 7.81 PT/ 3 Pro f u n d idad Vacío Pre s i ó n e xt e rn a = Pe s o d e l lo d o u t iliz a d o a l b a ja r la ú lt im a sa r t a Pr o fu n d id a d t o t a l PT Pre s i ó n in t e rn a = Pe s o d e l lo d o a c t u a l Lod o Pr e s i ó n Fig. 000 pies. si el plan del pozo establece una sarta de tubería intermedia de 9-5/8 pulgadas a 10. se pueden omitir en la mayoría de los pozos. tal como se muestra en la Fig. 7. Por ejemplo.3.2. Por debajo de 1/3 de la profundidad del hoyo abierto. sin embargo.000 pies. . 1/3 de vacío desde los 12. salvo que se generan múltiples casos de 1/3 de vacío cuando la(s) sarta(s) siguiente(s) son camisas de perforación.2. se generan múltiples casos de prueba de presión.2 Prueba de presión Las cargas para la prueba de presión del revestidor de perforación se determinan de la misma manera que las del conductor. El perfil de presión externa es el mismo para cada caso y es el peso del lodo en el cual se corrió la sarta. se considerarán tres casos de carga de vacío para dicha tubería de protección de 9-5/8 pulgadas: 1/3 de vacío desde los 10. Si una sarta tiene una o más camisas colgando de ella.000 pies.000 pies.500 pies y 1/3 de vacío desde los 15. uno para la profundidad de la zapata de la sarta de tubería de revestimiento y los demás para las profundidades de las zapatas de cada camisa (la prueba de presión se hace con la que dicta el gradiente de fractura multiplicado por la profundidad.3.1 1/3 de vacío Los casos de 1/3 de vacío para el revestidor de intermedio son los mismos que los del conductor. los pesos del lodo interno serán los pesos de lodo correspondientes a la profundidad del hoyo abierto.2. . La “presión de poro natural” genera el perfil de presión externa y se usa la temperatura estática para el perfil de temperaturas. 7. Se debe utilizar el perfil de temperatura estático. 7. una camisa de perforación de 7-5/8 pulgadas a 12.82 de gas son más difíciles de generar. sí se deberían considerar las cargas de las arremetidas de gas. En los pozos críticos.500 pies y una profundidad total de 15. junto con el lodo de perforación genera el perfil de presión interna. Al igual que en el caso de 1/3 vacío. el perfil de presión externa está dado por la presión natural de poro.2. que a su vez. El perfil de temperatura se calcula en base a la temperatura de circulación. la posibilidad de que haya fractura de la formación en la zapata y la altura del tope de gas.5 lpg y para los pozos exploratorios de 100 bbl a 1 lpg. del ensamblaje de fondo y la sarta de perforación. a continuación se explica como se calculan estos valores. del tamaño del hoyo. . Para generar el perfil de presión interna de esta caso de carga hay que verificar dos puntos críticos. se pueden generar múltiples casos de arremetida de gas dependiendo de la profundidad del hoyo.3 Arremetida de gas Para los pozos en desarrollo se considera una arremetida de gas de 50 bbl a 0. dependen del programa del revestidor.3.83 7. Esta arremetida. La altura de la arremetida de gas depende del programa del revestidor. 100 bbl (pozo exploratorio) ó = 280. A la derecha se muestran los perfiles de presión externa e interna. 7. Ga s d e la a r r e m e t id a Pr e s i ó n Fig.4.73 pie3 .46 pie3 . Para determinar el perfil de presión interna de las arremetidas de gas se deben efectuar los siguientes pasos: 1) Determinar el volumen de gas en pies cúbicos Volumen de gas = 561.84 Pro fu n d id ad To p e d e l gas En s a m b la j e d e fo n d o Lo d o Pr e s i ó n in te rn a = Pe s o d e l lo d o h a st a el to p e d el ga s o h a st a la z a p a t a Pr e s i ó n e xte rn a = Pr e s ió n n a t u r a l d e poro .50 bbl (pozo de desarrollo) 2) Calcular el volumen anular alrededor de los portamechas: ( 7-4) . Esquema del caso de carga de la arremetida de gas que se aplica a los revestidores intermedios. 85 Volanular = ( ) 2 0. pm ∗ Long pm ( 7-5) 144 donde = diámetro externo de los portamechas = longitud de portamechas/ensamblaje de fondo Dext. son iguales (ver ). asumir 0 lpg de gas. las presiones en el tope del gas y en el fondo del hoyo o por donde entra el gas. a) Si el volumen de gas ≤ volumen alrededor de los portamechas (Volanular): Altura = Volumen de gas∗144 2 0.tp = 4) diámetro externo de la tubería de perforación Calcular la presión del gas.7854∗ Tamaño del hoyo 2 − Dext .pm Longpm En las tablas del Anexo A-4 se muestran los diámetros y longitudes usuales de ensamblajes de fondo. En consecuencia.7854∗ (Tamaño hoyo − ( 7-6) 2 Dext . pm ) b) Si el volumen de gas > volumen alrededor de los collares de perforación:  Vol  gas − Vol pm  ∗144 Altura = Long pm + 2 0. como función del tamaño del hoyo. Presión del gas = 0. tp ) ( 7-7) donde Dext. 3) Calcular la altura de la arremetida de gas.7854∗ (Tamaño hoyo 2 − Dext .05195 y (DSOH) y (peso del lodo + x) donde DSOH = profundidad del hoyo (hoyo abierto) ( 7-8) . 2 lpg para los pozos en desarrollo o más 0.5.5.05195 x (DSOH .0 lpg para pozos exploratorios 5) Calcular la presión existente en la zapata. la presión actuante PKZ supera la resistencia a . Perfil de presión interna para una arremetida. 7. pero para el caso de que la formación cede a la presión.Altura de gas . Si la presión actuante en la zapata PKZ es menor que la de fractura de seguridad de la zapata PFZ. 7. 7.Profundidad de la ( 7-9) zapata) x peso del lodo 6) Calcular la presión de fractura de seguridad en la zapata.6. Si por el contrario.5 lpg para pozos en desarrollo y = 1. para la tubería de revestimiento correspondiente. PFZ. PKZ = P de gas . el perfil de presión interna por arremetida de gas es el que se muestra en la Fig.5 lpg para los pozos exploratorios. Nótese que el gradiente de fractura de seguridad es igual al gradiente de fractura más 0. PKZ.86 x = 0.0. Perfil de presión interna para una arremetida 7) Pr e s i ó n Fig. Pr e sió n c a l c u la d a Su p e r f i c i e Pro fu n d id ad Su p e r ficie Gr a d ie n t e = Pe s o d e l lo d o Pr e s ió n calcu la d a Pr o f u n d idad Gr ad ien t e = Peso d el lod o To p e d el ga s Pr e s ió n d el ga s Fo n d o d el h oyo Gr a d ie n t e = 0 Zap ata Pr e s i ó n Fig. 7. El perfil de temperatura de la arremetida de gas está basado en el perfil de la temperatura de circulación y la temperatura estática a la cual se origina la arremetida. Su p e r f i c i e Pro f u n d idad Te m p er a t u r a c a l c u la d a Gr a d ie n t e = 0 . Perfil de temperaturas para el caso de arremetida de gas. 7.9 0 T EF 2 / 3 Fo n d o d e h o y o .9 5 T EF To p e d el ga s Fo n d o d e l hoyo Te m p er at u r a e st á t ic a d e fo n d o d e h o y o T EF Gr a d i e n t e c a lc u la d o Te m p e rat u ra Fig. tal como puede verse en la Fig. 7.6.3.87 fractura de la formación PFZ.7.2.To p e d e l ga s 0 . la máxima presión será ésta y el perfil de presión interna será como se muestra en la Fig. 7.4 Perforación .7.8 ( g r a d ie n t e e s t á t ic o d e tem p era tu ra ) 0 . La temperatura de la arremetida de gas se modela como si el gas a temperatura estática “levantara” el perfil de temperatura de circulación en la zona de la arremetida. Además. También se puede considerar un procedimiento “bullhead” de control del pozo revestidor abajo. cualquier fractura o tratamiento de estimulación con ácido que se planee efectuar. Tabla para calcular el perfil de temperatura estático. con las temperaturas estáticas y fuga de la tubería de producción cerca de la superficie.(TVD = Profundidad vertical verdadera.95 x BHT 7.8 gte 2/3 TVD T2 = 0. con las temperaturas de flujo. camisas y tiebacks de producción se consideran siempre tres casos de carga: vacío total.3 lpg de densidad de circulación equivalente (DCE) La presión de poro natural es el perfil de presión externa y el perfil de temperatura será el de circulación que se muestra en forma de TABLA 7-1. bien sea tubería abajo o revestidor abajo. fuga de la tubería de producción cerca de la superficie.3 Revestidor.88 Para las tuberías de revestimiento que no están totalmente cementadas hay que generar un caso de carga “de perforación”.8 gte) 0.3. BHT = Temperatura de fondo de hoyo y gte = gradiente estático de temperatura) Profundidad (pies) 0 Temperatura (°F) Gradiente (°F/100 pies) T1 = T2-(2/3 x TVD x 0.9 x BHT Calculado TVD 0. camisas y tiebacks de producción Para los revestidores. El perfil de presión interna es el peso de lodo más pesado que se usará para perforar mientras esté dentro de la tubería de revestimiento más 0. debería considerarse como un caso de carga separado. Nótese que las cargas del revestidor de producción se deben considerar también para el revestidor intermedio que se use además como revestidor . con el fin de verificar si existe algún pandeo que pueda acelerar el desgaste de la sarta. 89 de producción.3. Por supuesto.3. 7. se deberían considerar las cargas de los revestidores intermedios. en búsqueda de señales de pandeo. 7.Temperatura estática Internamente. Como las cargas de producción son generalmente más severas que las cargas de perforación.2 Fuga de la tubería de producción cerca de la superficie . si el revestidor intermedio no está totalmente cementado se debería analizar la carga perforación con lodo más la densidad equivalente de circulación. en los pozos donde hay regresión de presión de poro. tal como se observa en la Fig. 7.3. 7. Se utiliza el perfil de la temperatura estática. La presión externa está dada por el peso del lodo donde se corrió la sarta.1 Vacío total Se vacía completamente todo el interior de la tubería de producción. Para cada camisa de producción y/o sarta de tiebacks del pozo se utiliza el mismo caso de carga por fuga de la tubería de producción en la superficie con la temperatura estática. Como perfil de presión externa se usa la presión de poro natural como se muestra en la Fig. en la mayoría de los casos se tienen que considerar solamente las cargas de producción.3. si éstas son más severas que las cargas de producción. .8. el revestidor soporta la presión de cierre del cabezal del pozo encima del fluido de completación.9. Además. Caso de carga de vacío total.4 lp g d u lce 7 . 7.9.0 lp g a g r io Pr e s i ó n Fig. .0 0 0 p si APB Fl u i d o a n u l a r: 8 .90 Pro fu n d idad Pr e s i ó n e xte rn a = Pe so d e l lo d o u t iliz a d o a l b a ja r la ú lt im a sa r t a Vacío Pr e s i ó n in te rn a = v a cío Pr e s i ó n Fig. Pro fu n d id ad Pr e s i ó n e xte rn a = Pr e s ió n n a t u r a l d e p or o Pre s ió n in t e rn a = flu id o d e c o m p le t a c ió n si e st á c a lie n t e s e le a ñ a d e n 2 . Caso de fuga en la tubería de producción. cerca de la superficie.8. 7. 8 gte 2/3 TVD 0. que cuando se está diseñando.3 Fuga de la tubería de producción cerca de la superficie . BHT = temperatura de fondo de hoyo y gte = gradiente estático de temperatura) Profundidad (pies) 0 Temperatura (°F) Gradiente (°F/100 pies) Calculada 0.95 x BHT estática Calculado TVD BHT estática 7. se puede estimar la presión de soporte máxima como del 50 al 60% de la presión de cierre del pozo.3. la presión de respaldo puede ser de hasta la mitad de la presión de la prueba hidrostática del revestidor de producción. Por supuesto.En caliente El caso de carga es idéntico al caso de fuga de la tubería de producción cerca de la superficie con las temperaturas estáticas a excepción de que se emplea un perfil de temperatura de flujo caliente para calcular la presión de cierre y definir la carga . .3. La presión de respaldo que ejerce la tubería de producción encima del fluido de completación es el perfil de presión interna del revestidor. no se sabe todavía cuál va a ser la presión de la prueba hidrostática. El perfil de temperatura de flujo se calcula de la manera que se muestra en la TABLA 7-2. En este caso. La presión de poro natural es el perfil de presión externa al revestidor de producción.3.4 Contrapresión estimulación a través de la tubería de producción. Tabla para calcular el perfil de temperatura de flujo caliente. TABLA 7-2.(TVD = Profundidad vertical verdadera. Por regla general.91 7.3. 3. y vacío completo con temperatura estática y de flujo. 7. Nótese que una alta tasa de tratamiento puede enfriar el revestidor hasta llevarlo a una temperatura 40% por debajo de la temperatura estática en el fondo del hoyo. Si calcula el perfil de temperatura fría.5 Estimulación a través del revestidor El arenamiento representa el peor escenario que se puede originar durante un tratamiento de fracturación revestidor abajo. la duración del trabajo. El perfil de presión interna de la condición de arenamiento es la presión máxima de bombeo ejercida encima del peso del fluido de tratamiento. La presión de poro natural es el perfil de presión externa. Este perfil de temperatura fría es difícil de estimar pues depende de la temperatura del fluido de estimulación. Se debe usar la temperatura de fondo del pozo más baja que se produzca durante el tratamiento. Para los planes de pozo que emplean fluidos de completación con bajo-balance.92 Para el caso de estimulación se emplea un perfil de temperatura fría. las tasas de bombeo.3. Como estimado. Utilice un perfil de temperatura fría tal como se discutió en la sección anterior sobre el caso de carga de estimulación hacia abajo de la tubería de producción.3. sea moderado. 7. en lpg. debería generarse un caso de carga adicional que represente las condiciones que se presentan . etc.4 Tubería de producción Los casos de carga generados para las sartas de tubería de producción comprenden: cierre del pozo totalmente lleno de gas con temperatura estática y temperatura de flujo caliente. utilice una temperatura de superficie de 60°F (emplee una temperatura menor si el pozo se encuentra ubicado en una región fría y no se calienta el fluido del tratamiento) y una temperatura del fondo del pozo igual a aproximadamente el 40% de la temperatura estática en el fondo del pozo. . 7. 7. Pro f u n d idad Pr e s i ó n e xte rn a = Flu id o d e c o m p le t a c ió n o lo d o . 7. p a r a ga s c a lie n t e Pre s ió n Ga s in t e rn a ga s = Flu id o d e co m p le tac ió n Pr e s i ó n Fig. El perfil de temperatura estática es el que se utiliza para este caso de carga.10.4.93 inmediatamente después de cañonear. temperatura estática o en caliente. como se muestra en la Fig.10. También debe considerarse esta carga cuando se planea realizar un tratamiento de estimulación tubería abajo. co n 0 p r e sió n e n la su p e r ficie p a r a e l c a so e s t á t ic o o 2 .Temperatura estática El interior de la tubería de producción está totalmente lleno de gas. Caso tubería de producción totalmente llena de gas. El perfil de presión externa es el fluido de completación o el peso del lodo en el que se bajó la sarta con una presión anular en la superficie de 0 psi.3.1 Cierre del pozo totalmente lleno de gas .0 0 0 p si. 3 Vacío completo . temperatura estática o en caliente.En caliente El interior de la tubería de producción está totalmente lleno de gas. Por supuesto.4. p a r a ga s c a lie n t e Pre s ió n Ga s in t e rn a ga s = Flu id o d e co m p le tac ió n Pr e s i ó n Fig.En caliente . Se utiliza la temperatura de flujo para definir la carga.4. el fluido de completación es el perfil de presión interna. 7.94 7.3. co n 0 p r e sió n e n la su p e r ficie p a r a e l c a so e s t á t ic o o 2 .2 Cierre del pozo totalmente lleno de gas . tal como se muestra en la Fig. La presión externa es la del fluido de completación.3.4 Vacío completo . Pro f u n d idad Pr e s i ó n e xte rn a = Flu id o d e c o m p le t a c ió n o lo d o .4.3.000 psi para modelar la expansión térmica del fluido.0 0 0 p si. Caso tubería de producción totalmente vacío completo. 7. con una presión anular de superficie de 2.11.Temperatura estática Este caso de carga es idéntico al caso de carga de vacío total de la camisa de producción. como se ve en la Fig. 7. 7.10.11. 7. 7.95 Es lo mismo que el vacío completo a temperatura estática. Profundidad 0 Presión BHP . 7.(0.5 Después del cañoneo Habrá que crear este caso de carga solamente cuando la presión equivalente en el fondo del pozo sea mayor que la densidad del fluido de completación.lpg Prof. Perfil de presión interna para el caso de cañoneo. El perfil de temperatura es estático. (BHP: Presión en el fondo del pozo). lo cual impide recuperar el cañón. (PT) Total BHP El perfil de presión externa es el fluido de completación con una presión superficial de 0 psi.3. como se observa también en la Fig. 7. como se ve en la Fig.05195 x PT x FC) Gradiente Fluido de completación (FC) . a excepción de que se utiliza el perfil de temperatura de flujo y el perfil de presión externa incluye una presión superficial de 2. .11.4.12 El perfil de presión interna se determina de la manera que se muestra en la TABLA 7-3 TABLA 7-3. Nótese que si este caso de carga genera pandeo. es posible volver a modelar la carga con la presión de respaldo de la tubería de producción de modo de eliminar o disminuir la tendencia al pandeo de la sarta.000 psi sobre el fluido de completación para modelar la expansión térmica del fluido. lp g - Flu id o d e co m p le tac ió n Pre s ió n d e fo n d o d e h o y o Pr e s i ó n Fig. En este caso.5 lpg a 1. El perfil de presión externa es la presión de respaldo de la tubería de producción sobre el fluido de completación.0 lpg para modelar la caída de presión por fricción en los orificios de cañoneo. después del cañoneo. 7. como puede ser el caso cuando se realiza una estimulación con ácido sin usar agente apuntalante alguno. Pre s i ó n in t e rn a = Flu id o d e c o m p le t a c ió n . se puede estimar el peor perfil de presión interna introduciendo la presión máxima de bombeo y una presión de fondo del pozo equivalente al gradiente de fractura más 0. 7.6 Estimulación a través de la tubería de producción Normalmente el arenamiento representa el peor caso que se puede originar durante un tratamiento de estimulación por fracturación. el perfil de presión interna está definido por la presión máxima de bombeo ejercida más la densidad del fluido de tratamiento. Se usa un perfil de temperatura fría.4.12. Si no puede ocurrir arenamiento.96 Pro fu n d idad Flu id o d e c o m p le t a c ió n lp g Pre s ió n e xt e rn a = Flu id o d e c o m p le t a c ió n c o n 0 p r e s ió n e n la su p e r ficie . Caso tubería de producción. en lpg.3. . 8. Y al final. tensión y compresión. quedaron iguales las viejas ecuaciones de API para el colapso porque las nuevas ecuaciones y clasificaciones propuestas “no eran lo suficientemente diferentes como para justificar el cambio”. El tema del colapso ha sido examinado extensa y exhaustivamente por los expertos de los comités técnicos de la API. presión interna. y debe ser mayor que uno: . CONSIDERACIONES DE DISEÑO En este capítulo se presentan todas las fundamentos de diseño necesarios para hacer los cálculos de los esfuerzos a que estarán sometidos los revestidores y tuberías de perforación.1 Factor de diseño para colapso El cálculo del factor de diseño6 para colapso requiere determinar la resistencia al 6 El factor de diseño representa la relación entre la resistencia nominal de una pieza a una carga determinada y dicha carga. presión externa. Luego se discute el análisis de pandeo de la sarta. así como sobre el efecto del desgaste en el revestidor. La determinación de valores nominales de resistencia al colapso es un tema todavía más polémico que el de la resistencia a las fugas de las conexiones API. Se han practicado y analizado muchas pruebas de colapso. así como el efecto de la temperatura en dicho análisis.1 CONSIDERACIONES DE DISEÑO PARA COLAPSO Se denomina colapso a la posibilidad de que la tubería falle debido a una presión externa excesiva. 8. Se presentan las principales cargas. Ha trascendido los principios correctos de la ingeniería y se ha convertido en el objeto de promesas de mercadeo típicas de cuentos de hadas.1. las ecuaciones que permiten calcular los esfuerzos consecuencia de esas cargas y la forma de combinar esos esfuerzos para compararlos con la resistencia a la fluencia del material.97 8. Finalmente hay una discusión para casos especiales. Sexta Edición. Generalmente la capacidad de carga nominal para el colapso y la tensión axial se pueden determinar usando las tablas de la normativa API Bulletin 5C27. and Drill Pipe”. Para el cálculo de los valores nominales de los tubulares se emplean cuatro (4) fórmulas: • • • • Por fluencia Colapso plástico De transición Colapso elástico La selección de la ecuación adecuada depende del coeficiente entre diámetro externo y el espesor de la pared (D/t).98 colapso de la tubería y la presión de colapso equivalente. Resistencia nominal Esfuerzo aplicado 7 API Bulletin 5C2. Drill Pipe. Estas cargas específicas incluyen presión externa (no presión interna) y tensión simple. La normativa API Bulletin 5C3 contiene tablas donde se suministra el rango D/t aplicable a los distintos grados de tubular que existen. “Bulletin on Performance Properties of Casing.2 Valores nominales de colapso Las ecuaciones que se usan para calcular los valores nominales de colapso de los productos API aparecen en la normativa API Bulletin 5C3. API Bulletin 5C3 contiene también ecuaciones que relacionan la resistencia a la fluencia del material con el rango D/t correspondiente. El factor de colapso de diseño se calcula utilizando la siguiente expresión: Resistencia al colapso de la tubería DFc = Presión de colapso equivalente (8-1) 8. así como de la resistencia a la fluencia específica de material. 8 API Bulletin 5C3. DF = . Tubing. and Line Pipe Properties”. pero sólo para cargas de colapso específicas. 1° de octubre de 1994. 31 de mayo de 1987.1. “Bulletin on Formulas and Calculations for Casing. Las tablas de consulta también existen en la normativa API Bulletin 5C38. Vigésima Edición. Por otra parte. Tubing. No obstante. 8. El enfoque que se emplea consiste en modificar la resistencia a la fluencia del tubular y llevarlo a un grado equivalente de esfuerzo axial con la siguiente ecuación: {[ Rp a = 1 − 0.2.1 Ajuste del valor de colapso para la tensión La tensión axial disminuye la resistencia al colapso de la tubería.99 8.1. Se trata fundamentalmente de la ecuación del esfuerzo tangencial de Lamé para un cilindro de paredes gruesas. La ecuación determina la presión externa que genera un esfuerzo tangencial en la superficie interna del tubo igual a la resistencia de fluencia del material.75 ⋅ (σ a Rp) ] 2 12 } − 0. cuya carga está dada sólo por la presión externa. Nótese que si el esfuerzo axial es cero.1. la ecuación no predice la presión de colapso que . API adoptó un método para determinar la resistencia al colapso de tubulares cargados con tensión axial. El esfuerzo de compresión axial incrementa la resistencia al colapso de la tubería. el método API no toma en consideración dicho incremento de la resistencia al colapso bajo carga por compresión axial.2. Como tal.5 ⋅ (σ a Rp) ⋅ Rp (8-2) donde Rpa σa Rp resistencia a la fluencia ajustada esfuerzo de tracción aplicado (si es de compresión se considera cero) resistencia a la fluencia normal La resistencia al colapso se calcula usando la resistencia a la fluencia ajustada (Rpa). la resistencia a la fluencia ajustada es igual a la resistencia a la fluencia.2 Colapso por fluencia La ecuación de la presión de colapso por fluencia fue derivada sobre una base teórica. 36989 ⋅ 10 −13 ⋅ Rp 3 (8-7) 8.10679 ⋅ 10 −5 ⋅ Rp + 0. en . el valor de colapso plástico tiene que estar.2. N-80: 1440 ensayos.030867 ⋅ Rp − 0.21301 ⋅ 10 −10 ⋅ Rp 2 − 0. El colapso plástico es un fenómeno de inestabilidad y dado que los factores de la ecuación fueron derivados mediante análisis de regresión de datos de ensayos reales.53132 ⋅ 10 −16 ⋅ Rp 3 (8-5) B = 0.026233 + 0. y C se pueden calcular con las siguientes ecuaciones: A = 2. La fórmula es:  (D / t ) − 1 Pc.10483 ⋅ 10 −7 ⋅ Rp 2 + 0.93 + 0.50609 ⋅ 10 −6 ⋅ Rp (8-6) C = −465.100 ocasionará una verdadera falla. y P-100: 646 ensayos. Por esta razón.Rp = 2 ⋅ Rp ⋅  2   (D / t )  (8-3) La fórmula de la presión de colapso por fluencia sirve para los coeficientes D/t siguientes: (D / t ) Rp [(A − 2) ≤ 2 ] + 8 ⋅ (B + C / Rp) 1/ 2 + ( A − 2) 2 ⋅ (B + C / Rp) (8-4) Los factores A. B.8762 + 0. sino simplemente la presión a la cual comenzará a ceder la pared interna de un tubo cilíndrico. la presión de colapso que se calcula es sólo un valor moderado de lo que sería un verdadero colapso físico.1.3 Colapso plástico La formula de la presión de colapso plástico se derivó a partir del análisis de regresión estadística de ensayos de colapso efectuadas en los siguientes revestidores sin costura: K-55: 402 ensayos. como por ejemplo: templado y revenido y la tubería laminada con o sin costura deberían presentar un valor de colapso mayor que la tubería fabricada con otros métodos. definida como menos de 5 fallas por cada 1000 tubos o el nivel de rendimiento garantizado (Assured Performance Level. estirada con rotación en caliente. La revisión detallada que efectuó el comité técnico de API indicó que efectivamente la tubería fabricada con los métodos modernos sí tiene una resistencia al colapso plástico ligeramente mayor. excentricidad o esfuerzos residuales. se calcula de la manera siguiente:  A  PC. en las cuales se retiró el espécimen de prueba de la línea manufacturera antes de su acabado final.APL) del 0. La presión de colapso mínima. Además.5%. por ejemplo: tubería sin costura. en función del modo en que fue hecha la tubería.P = Rp a ⋅  − B − C  (D / t )  (8-8) Esta ecuación se puede aplicar a los coeficientes D/t cuyos valores oscilan entre el valor de D/t calculado con la ecuación (8-4) y el calculado con la (8-9): (D / t ) PT = Rp a ⋅ ( A − F ) C + Rp a ⋅ ( B − G ) Los factores F y G se calculan así: (8-9) . la tubería presentó muy poca ovalización. la diferencia no era suficiente para justificar la modificación de los valores nominales. La tubería elaborada con los métodos de fabricación moderna. en promedio. Se realizaron una serie de pruebas controladas de colapso. extruida. usando tubería templada y revenida. sin embargo. demostrando que más del 96% de la resistencia al colapso estaba dada por la resistencia a la fluencia y el coeficiente D/t.101 parte. se desarrolló la ecuación de presión de colapso de transición.2. Para resolver esta anomalía. El valor mínimo adoptado fue el 71.25 por ciento de los valores teóricos.95 ⋅ 10 ⋅    2 + (B A)  F= 2  3B A   3B A  Ypa ⋅  − (B A ) ⋅ 1 −   2 + (B A)   2 + (B A)  (8-10) G = F·B/A (8-11) 3 6 8.5 Colapso elástico La fórmula de la presión de colapso elástico fue derivada sobre una base teórica. obteniéndose la siguiente ecuación: .2.102  3B A  46.T = Rp a ⋅  − G  (D / t )  (8-12) Esta ecuación se puede aplicar a los coeficientes D/t cuyos valores oscilan entre el D/t calculado con la ecuación (8-9) y el D/t calculado con la ecuación (8-13): ( D t )TE = 2 + (B A) 3B A (8-13) 8.4 Colapso de transición Cuando los valores nominales de presión mínima de colapso calculados con la ecuación para colapso plástico se grafican versus el valor de D/t. la curva no intercepta la curva de presión mínima de colapso elástico. La ecuación de la presión de colapso mínima en la zona de transición de colapso plástico a colapso elástico es la siguiente:  F  PC.1.1. Con pruebas de colapso se verificó que la presión de colapso elástico representaba el límite superior de las presiones de colapso. en otras palabras.000 psi.000 psi tienen externamente. la conexión de junta lisa (IFJ) resulte débil en el pin.000 psi de presión interna. lo cual lo hace conveniente para las conexiones API y las conexiones genéricas. para las conexiones de este tipo se debe reducir en un 10% la resistencia al colapso calculada con las ecuaciones API. con la probable excepción de la de tipo junta lisa (IFJ). Hace tiempo. ¿Es igual el efecto de estas cargas de presión? Si no lo es.000 psi de presión externa y 1. Es probable que bajo una carga por presión de colapso diferencial. las conexiones de junta lisa tienen una eficiencia del 90% cuando la carga es por presión de colapso diferencial. la tubería A recibe una carga más severa que la Tubería B. La tubería B recibe una carga de 10.3 Carga de colapso Supóngase que se tienen dos tubulares idénticos.1.E = 46.95 ⋅ 10 4 2 (D / t ) ⋅ [( D / t ) − 1] (8-14) El método API para el cálculo de la resistencia al colapso es independiente del tipo de conexión de la tubería.000 psi no tiene internamente la misma área que las 11.000 psi de presión externa y 0 psi de presión interna.000 psi. En el caso de la Tubería A. API basaba la carga por colapso simplemente en la presión diferencial . La tubería A recibe una carga de 11. la presión interna de 1. ¿Cuál es la carga más severa y por qué? Como se habrá dado cuenta. 8. las condiciones de carga no son idénticas y deben ser tratadas independientemente. por lo que la presión de colapso equivalente de la Tubería A es más de 10. considere las áreas laterales sobre las cuales se aplican las cargas de presión. El método API incluye el efecto que tiene la presión interna sobre la carga por colapso. Para determinar cuál es la carga más severa.103 PC. Como la presión de colapso equivalente para la Tubería B sí es de 10. Por lo tanto. 8. Mucho ingenieros aplican todavía esa presión diferencial para determinar la carga por colapso. generalmente orden de importancia decreciente.4 Tubería alto valor de resistencia al colapso El tema “alto valor de resistencia al colapso” es polémico. • • • • • • Coeficiente D/t promedio en la sección transversal Resistencia de fluencia API del material Forma de la curva esfuerzo/deformación (0. Esto puede traer serias consecuencias a la hora de diseñar sartas profundas para pozos de elevadas presiones y temperaturas. En las pruebas de colapso intervienen dos (2) factores significativos: • La relación longitud-diámetro (L/D) de los especímenes de prueba • Las restricciones presentes en los extremos .104 (Po .1. la presión de colapso equivalente se aproxima al diferencial de presión existente en el tubular. a medida que D/t se aproxima al infinito.02% del esfuerzo de prueba) Ovalidad de la tubería Esfuerzos residuales del material Excentricidad de la pared de la tubería Para los revestidores de acero de baja aleación.Pi) aplicada al tubular. El método actual de la API requiere calcular una presión de colapso equivalente (Pe) usando la siguiente expresión: Pe = Po − (1 − 2 ( D t )) P i (8-15) Nótese el efecto que surte un tubular de pared delgada en la presión de colapso equivalente. En la Ec. El D/t del tubular de pared delgada será elevado. estirados por rotación en caliente (o con alivio de esfuerzos). el 96% de la resistencia al colapso está dado por el D/t promedio en el plano transversal y por la resistencia a la fluencia API. Los estudios de la API y otros realizados por la industria han demostrado que la resistencia al colapso del revestidor está en función de los siguientes aspectos. (8-15). Determinar la resistencia a la fluencia ajustada (Rpa). Desafortunadamente. (8-2) Nota: Si el tubular está en compresión o cero esfuerzo axial.105 La normativa API Bulletin 5C3 permite efectuar pruebas de colapso a coeficientes D/t de 2. Para determinar el factor de colapso de diseño lo mejor es seguir la secuencia de pasos que se detalla en el diagrama de flujo de la Fig.000 psi y una carga por tensión de 50. a una profundidad de 10. y (8-13) Comparar el D/t del tubular con el D/t calculado anteriormente para determinar el modo de colapso Determinar la presión de colapso equivalente usando la Ec.0. usando la Ec. En todo diseño de sarta se debería utilizar solamente la resistencia al colapso API.1.1. los especímenes cortos (L/D≈2) pueden ocultar la resistencia al colapso mínima verdadera y hacerla parecer mucho mayor que la que se predice con la formula API para ajuste del L/D. Sólo debe exceptuarse esta regla cuando el fabricante ofrezca propiedades mecánicas y atributos dimensionales verificables. una presión interna de 1.000 pies. 8.1. Determinar el factor de colapso de diseño cuando el revestidor está sujeto a una presión externa de 12. (8-15) Determinar el factor de colapso de diseño usando la Ec. independientemente del alto valor de resistencia colapso que alegue ofrecer el fabricante.000 lb. (8-1) Fig. Determinación del factor de colapso de diseño . 8. (8-4). 8.5 Ejemplo de cálculo Se tiene un revestidor 23 P-110 de 5-1/2 pulgadas con conexiones roscadas y acopladas con sello metal con metal.858 psi. (8-9). entonces Rpa=Rp Determinar los coeficientes D/t para cada modo de colapso usando las Ecs. 5⋅(7.75⋅(7.63 pulg 2 Esfuerzo axial aplicado: σa = Fa 50.67 2 ) = 6.542 psi A p 6.5⋅(σa/Rp)}⋅Rp Rpa = {[1-0.10679⋅10-5⋅(106.8762+0.026233 + 0.63 pulg 2 Resistencia a la fluencia ajustada: Rpa = {[1-0.415 =13.10679⋅10-5⋅Rpa + 0. B.542/110. D.542/110.50609 ⋅10-6⋅Rpa .75⋅(σa/Rp)2]1/2-0. E.0.500/0.50 2 − 4.000)2-0.000 psi Rpa = 106.53132⋅10-16⋅(106. F y G: A = 2.000 psi Relación diámetro/espesor: D/t=5.106 Como el revestidor está en tensión.000 lb = = 7.21301⋅10-10⋅Rpa2 .253 Constantes A.8762 + 0.000)}⋅110.21301⋅10-10⋅(106. C.000)3 A = 3.165 B = 0.000)+0.000)2]1/2-0.53132⋅10-16⋅Rpa3 A =2. la resistencia a la fluencia ajustada se debe calcular de la manera siguiente: Area transversal: Ap = π 4 ⋅ ( D2 − d 2 ) = π 4 ⋅ ( 5. 732 3  3B A  46. falla por fluencia: .50609 ⋅10-6⋅(106.107 B = 0.0.000) B = 0.056⋅0.0252 3  3 ⋅ 0.95 ⋅ 10 ⋅    2 + (B A)  F= 2  3B A   3B A  Ypa ⋅  − (B A ) ⋅ 1 −   2 + (B A)   2 + (B A)  6 B/A = 0.252  46.026233 + 0.252 ⋅ 1 −   2 + 0.05188 Relaciones D/t límites para cada tipo de falla.000)-0.252   2 + (0.07988/3.030867⋅Rpa .000)2-0.10483⋅10-7⋅(106.000)3 C = 2.0.36989⋅10-13⋅(106.030867⋅(106.93+0.93 + 0.056 G = FB/A = 2.252  F= 2 3 ⋅ 0.165 = 0.252   3 ⋅ 0.95 ⋅ 10 ⋅    2 + 0.07988 C = -465.252  6 F = 2.36989⋅10-13⋅Rpa3 C =-465.252   Ypa ⋅  − 0.10483⋅10-7⋅Rpa2 .95 ⋅ 10 ⋅    2 + (B A)  F= 2  3B A   3B A  Ypa ⋅  − (B A ) ⋅ 1 −   2 + (B A)   2 + (B A)  6 3  3B A  46. 05188) (D/t)PT = 20.165 − 2.25  PC.54 falla por colapso plástico: (D / t ) PT = Rp a ⋅ ( A − F ) C + Rp a ⋅ ( B − G ) (D / t ) PT = 106.63 Como 12.165 − 2) 2 ⋅ (0.000) (D/t)Rp = 12.732 PC.63.732 / 106.056) 2.000 ⋅ (3.07988 + 2.108 (D / t ) Rp [(A − 2) = (D / t ) Rp [(3.25 < 20.P = 14.000) ] 1/ 2 + (3.(1-2/(D/t))Pi Pe = 12.P = Rp a ⋅   (D / t )   3.25)1.732 / 106.07988 − 0.(1-2/13.165 − 2) = 2 ] + 8 ⋅ ( B + C / Rp) 1/ 2 + (A − 2) 2 ⋅ ( B + C / Rp) 2 + 8 ⋅ (0.165  − 0. La resistencia al colapso plástico es:  A  − B − C PC.000 .54 < D/t=13.07988 − 2.07988 + 2.120 psi La presión de colapso equivalente: Pe = Po .858 .P = Rp a ⋅  13.732 + 106. hay que usar la ecuación para colapso plástico.000 ⋅ (0. 18 Presion de colapso equivalente 12009 psi .009 psi Y finalmente el factor de diseño a colapso: DFC = Resistencia al colapso de la tuberia 14120 psi = = 1.109 Pe = 12. En la Fig. a la presión que causaría que el esfuerzo tangencial máximo. El valor nominal será el más débil de los dos. la presión de estallido se alcanza cuando el tubular falla catastróficamente y deja de servir de barrera física para contener la presión.2. 8. haciendo un balance de fuerzas: Pi (d )( L) = σ h (2 )( t )( L) Para obtener la presión interna: Pi = 2σ h t d . Por otra parte. incorrectamente.2 Valor nominal de presión interna de fluencia Para determinar el valor nominal de la presión interna de fluencia. La prueba requiere realizar un simple balance de fuerzas como el que se ilustra a continuación.2 se presenta en forma esquemática la mitad de una tubería en la que se muestra.45 veces mayores que la presión interna de fluencia. la presión del fluido actuando en una dirección y los esfuerzos en las paredes impidiendo que el tubo se abra.110 8.3 a 1. a través de la pared del tubular. las presiones de ruptura son 1.2 CONSIDERACIONES DE DISEÑO CONTRA PRESION INTERNA A la presión de interna de fluencia se le llama a menudo. presión de estallido. Característicamente. 8.2. se deben considerar tanto la tubería como el acoplamiento.1 Factor de diseño para fluencia interna DFb = Presión interna de fluencia Diferencial de presión interna (8-16) 8. Se denomina presión interna de fluencia. sea igual a la resistencia a fluencia del material. Las ecuaciones para la determinación del valor nominal para el cuerpo de la tubería y el acoplamiento están basadas en la ecuación de Barlow para cilindros de pared delgada. 2.111 t σh Pi d L Pi σh D Fig.875 ⋅   D  (8-17) donde: P = presión interna de fluencia del cuerpo de tubería (redondear a los 10 psi más próximos) . sometido a presión interna. Representación esquemática de medio tubo.1 Valor nominal de presión interna de fluencia para tubería La ecuación que se emplea para calcular el valor nominal de la presión interna de fluencia para el cuerpo de la tubería es la siguiente: 2 ⋅ Rp ⋅ t  P = 0. La presión que provoca la fluencia es: Pf = 2 ⋅ Rp ⋅ t d 8.2.2. 8. 8. roscadas y acopladas con sello metal con metal (Metal-to-metal seal Threaded and Coupled . No hace falta verificar el acoplamiento usando la ecuación (8-18).001 pulgada más próxima) Para tubería de producción y revestidor con acoplamientos de rosca larga y corta: d 1 = E1 − ( L1 + A ) T + H − 2Srn donde: E1 = diámetro del paso en el plano de apriete a mano (pulg) (8-19) . Por otra parte.SLH).MTC). larga y trapezoidal W − d1  P = Rp c   W  (8-18) donde: Rpc = W = d1 = resistencia a la fluencia del acoplamiento (psi) diámetro externo del acoplamiento (redondear a la 0. para una conexión de junta entera lisa.MIJ) y de alto rendimiento para diámetros reducidos (Slim Hole .2 Valor nominal de presión interna de fluencia para acoplamientos de rosca corta. debería usarse una eficiencia a la presión interna del 90% en relación con el cuerpo de la tubería. La razón de ello es que el acoplamiento está diseñado de modo que sea equivalente o más fuerte que el cuerpo de la tubería en condiciones de carga por presión diferencial interna.112 Rp = t = D = resistencia de fluencia mínima del cuerpo de tubería (psi) espesor de la pared del cuerpo de la tubería (pulg) diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg) La ecuación (8-17) se usa exclusivamente para las conexiones API reforzadas (Extreme Line).001 pulgada más próxima) diámetro en la raíz de la rosca del acoplamiento en el extremo de la tubería en posición de apriete (redondear a la 0. de junta entera con sello metal con metal (Metal-to-metal seal Integral Joint .2.2. 500 0.0625 0. que todavía forman parte de las ecuaciones de la .375 T 0.1. Existe muchísima controversia en el seno de API y en la industria petrolera.014 pulgada para 10 HPP 0.0625 pulg/pulg para acoplamientos con rosca corta y larga) 0. acerca de la exactitud de las ecuaciones API para el cálculo de la resistencia a la fuga en los ajustes por contracción.08660 pulgada para 10 HPP 0. Tamaño (pulg) 4 1/2 5 a 13 3/8 Más de 13 3/8 I 0.10825 pulgada para 8 HPP 0.113 L1 = A T H = = = = Srn = = longitud. desde un extremo de la tubería hasta el plano de apriete a mano (pulg) holgura del apriete a mano (pulg) ahusamiento (0. TABLA 8. T = diámetro del paso (pulg) longitud de las roscas perfectas (pulg) Ver TABLA 8.1. Valores de I y T para roscas trapezoidales (Buttress).062 donde: E7 = L7 = I.0833 Nótese que la resistencia a la fuga por presión interna para revestidores con rosca trapezoidal y redondeada no se toma en consideración en la determinación del límite de operación por presión interna.017 pulgada para 8 HPP Para revestidor con acoplamiento de rosca trapezoidal (BTC) : (8-20) d 1 = E 7 − ( L 7 + I ) ⋅ T + 0.400 0.0625 0. cargar el revestidor o la tubería de producción con la presión nominal de colapso hará que fallen 5 de cada 1000 sartas. es preciso modificar la ecuación (8-17). pero la culminación de este trabajo requerirá todavía un par de años más.4 Tolerancia a la fluencia interna mínima mejorada Algunos grados especiales de material pueden garantizar en las paredes una tolerancia mayor al 87. 8. si se está en la región de colapso plástico. Además. el riesgo es mucho menor. Por el contrario. La verdadera presión de ruptura o estallido de la tubería es un 130% a un 145% más . no obstante.2.114 presión de prueba hidrostática de API. 8. solamente hará que se deformen ligeramente los tubos. La API ya empezó a trabajar en la creación de un nuevo método que permita calcular la resistencia a la fuga en los revestidores con 8 hilos por pulgada. se determina simplemente como la presión diferencial que existe en el revestidor o en la tubería de producción.2.5 Presión de ruptura El valor nominal de la presión interna de fluencia no es un “valor nominal de estallido”. pues usar la presión diferencial dará siempre una carga más moderada que si se calcula un carga por presión interna equivalente. presurizar el revestidor o la tubería de producción con una presión interna igual a la presión interna de fluencia no hará fallar la sarta.5% que ofrecen los grados API. Para aprovechar esta ventaja.3 Carga para fluencia interna mínima A diferencia del colapso. 2 ⋅ Rp ⋅ t  P = ω ⋅   D  (8-21) donde: ω = es la tolerancia de la pared de la tubería (como decimal) 8.2. Se permite hacer esto. la carga o presión para que ocurra fluencia interna. Además.115 alta que la presión interna de fluencia API.000 pies.216 + 0.312 psi y una presión externa de 1. La presión de ruptura se puede calcular. Determinar el factor de diseño de fluencia interna mínima cuando el revestidor está sujeto a una presión de 10.062 = 6.498 in  2 ⋅ Rp.000 psi a una profundidad de 1.6 Ejemplo de cálculo Se tiene un revestidor 7 35 P-110 (t=0.0 in  D    Determinar la resistencia a fluencia interna mínima del acoplamiento: d 1 = E 7 − ( L 7 + I ) ⋅ T + 0. dentro de aproximadamente un 5% de exactitud.695 psi  7.0625 + 0. t  P = 0.062 = 6.875 ⋅   = 13. El diámetro externo del acoplamiento es 7.5) ⋅ 0.846 . usando la fórmula: D Pr = Rm ⋅ ln    d (8-22) donde: Pr Rm D d = = = = presión de ruptura del cuerpo de la tubería resistencia a la tracción del material del cuerpo de la tubería diámetro externo diámetro interno Precaución: ¡Nunca use la ecuación (8-22) para diseñar revestidores o tubería de producción! 8.2.498 pulg) con conexiones de rosca trapezoidal (BTC). determinar la presión de ruptura del cuerpo de la tubería. Determinar el esfuerzo contra fluencia interna del cuerpo de la tubería:  2 ⋅110.656 pulgadas.954 in − (2.000 psi.875 ⋅  = 0.0. 656 El valor nominal de la presión interna de fluencia es 11640 psi (redondeando).004 in .846  P = Rp ⋅   = 110.000 in 6. el factor de diseño: DFb = Pr esión int erna de fluencia Diferencial de presión int erna DFb = 11640 psi = 1.116 W − d1   7.638 psi  W    7.656 − 6.1000) psi La presión de ruptura es: P r = Up ln D d = (125000 psi ) ln = 19186 psi 7. Sigue entonces.000 psi ⋅   = 11.25 (10312 . .3 CRITERIOS DE DISEÑO PARA TENSION Y COMPRESION En términos prácticos. En el ejemplo que sigue se trata más rigurosamente el tema. por lo que el Factor de Seguridad no se pueden establecer verdaderamente hasta que no ocurra una falla. Las implicaciones de lo señalado quedan ilustradas en el ejemplo que sigue: Ejemplo: Se corta en dos una junta 17 T95 MTC9 de 4-1/2. la capacidad teórica de portar carga del revestidor se basa en la resistencia máxima del material.117 8. En el pozo B se usa 9 Véase en el Capítulo 8 la descripción de las conexiones genéricas que se utilizan en este capítulo. la capacidad teórica de portar carga de la tubería de producción se basa en la resistencia de fluencia del material. por el contrario corresponde a la relación entre capacidad real de portar carga y la misma carga de diseño. el Factor de Diseño (DF) describe el “colchón” o margen que cabe entre la capacidad teórica de portar carga de una pieza y la carga de diseño (o carga aplicada). El Factor de Seguridad (SF). En general. Por otra parte. Ahora bien. DFt = Resistencia teorica de la junta Carga de tension estatica maxima (8-23) SFt = Resistencia real de la junta Carga de tension estatica maxima (8-24) Una de las diferencias que distinguen al diseño de los revestidores del de la tubería de producción es la manera en que se generan los valores nominales de tensión. En el pozo A se usa una de las mitades de la junta (material A) se usa como revestidor de producción. la capacidad de carga real no se puede determinar sino cuando la pieza se rompe. se utiliza la resistencia máxima del material: DFt. ¿Existe alguna diferencia en el factor de seguridad de tensión entre los materiales A y B? Solución: a. ¿Existe alguna diferencia en el factor de diseño de tensión entre los materiales A y B? b. revestidor = ≈ Rm Ap Carga de tension estatica para la tubería de produción. El factor de diseño es: DFt = Resistencia de la junta Carga de tension estatica maxima para el revestidor. Dado que se cargan ambos por igual con pura tensión: a. se utiliza la resistencia a la fluencia: DFt.tubería de producción b.118 la otra mitad (material B) como tubería de producción. tub. entonces DFt.revestidor > DFt. El factor de seguridad es: SFt = Resistencia real de la junta Carga de tension estatica maxima . prod = ≈ R p Ap Carga de tension estatica como Uy > Yp. tanto para tensión como para compresión. se deberá revisar el manual del fabricante y utilizar sus valores nominales en el diseño final.1 Factores de diseño para tensión y compresión De acuerdo con la definición de los factores de diseño señalada anteriormente. se definen los factores de diseño a tracción y compresión como sigue: DFt = DFcomp = Resistencia teorica de la junta Carga de tension estatica maxima (8-25) Resistencia teorica de la junta Carga de compresion estatica maxima (8-26) . se deberá contactar al fabricante y utilizar el valor nominal correspondiente. por lo tanto: SFt. 8. genéricas o patentadas.revestidor = SFt. Para muchas conexiones patentadas no se han publicado valores nominales de rendimiento en compresión. En ausencia de datos. el valor nominal de compresión para revestidores y tuberías de producción se basa en la resistencia a fluencia a tracción del material. la resistencia real de la junta es aproximadamente igual al la resistencia máxima.tubería de producción La resistencia a la compresión. antes de dar por terminado un diseño de sarta que incluya una conexión patentada específica.3. En consecuencia.119 para ambos. quizá no den resultados que concuerden del todo con los valores nominales de un fabricante de una conexión en particular. En las secciones siguientes se ofrece una guía para determinar los valores nominales de las conexiones API y las conexiones patentadas. aunque no es un valor de definido por API. Esto es particularmente cierto a la hora de diseñar camisas profundas. En general. Las ecuaciones derivadas para las conexiones roscadas y acopladas con sello de metal con metal. es un parámetro de diseño sumamente importante. así.95 ⋅ A jp ⋅ Rm (8-27) . Regirá el menor de los valores calculados con las ecuaciones (8-27). al cargarse excéntricamente por el efecto de un bloque viajero oscilante que empleaba elevadores de tubería de resalto. especialmente cuando los diámetros son grandes. Ppin = 0.2.3. así como por el gran efecto que en ellos produce la flexión. ocasionadas por el salto del pin. debido al efecto de la presión interna.5 y tabuladas en la API Bulletin 5C4. algunas veces combinadas con desgaste interno. se proporcionan las ecuaciones para calcular la resistencia de la junta en revestidores con rosca redonda. La resistencia del acoplamiento no es crítico para las dimensiones de los acoplamientos estándares y los pesos de tubería normales. Se han documentado fallas prematuras. Por lo demás. En la normativa API Bulletin 5C3. de 9-5/8” con rosca LTC. por ejemplo. los resultados experimentales obtenidos en 26 pruebas realizadas en K-55 de 17 lb/pie y 5-1/2” con STC no concuerdan bien con los resultados predichos a partir de las ecuaciones. que se han saltado 16 juntas STC en sartas cortas de revestidor superficial. que se enfrió por inyección en el espacio anular del foso de reserva.120 8. 47 lb/pie. parágrafo 4. se deberá evaluar también la resistencia del acoplamiento a la fractura. en ausencia de flexión. el caso de una sarta larga de un revestidor de producción C-95. a causa de la presión externa. pero si se utiliza tubería de paredes gruesas y/o acoplamientos con juegos especiales. las dos ecuaciones para la resistencia a la falla por flexión son de dudoso acierto para los tamaños de 7” o más.2 Valores nominales de tensión para el revestidor 8. STC y LTC es muy sensible a las presiones interna y externa. También.3. se calcula utilizando las siguientes ecuaciones. (8-28) y (8-29). La resistencia de la junta en revestidores con acoplamientos STC y LTC.1 Resistencia de la junta en revestidor con rosca redonda La capacidad de resistencia a la tensión de revestidores con juntas API 8R. Desafortunadamente. 121 donde: Ppin = Ajp = = D = d = Rm = resistencia a la fractura del macho o pin (lbf) área transversal de la pared de la tubería bajo la última rosca perfecta (pulg2) 0,7854 (( D - 0,1452 )2 - d2 ) diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg) diámetro interno del cuerpo de la tubería (pulg) resistencia máxima del cuerpo de la tubería (psi)   0,75D −0,59 Rm Rp Pj = 0,95 ⋅ A jp L  +  L + 0,14D   0,5L + 0,14D (8-28) donde: Pj L = = Rp = resistencia al salto del pin (lbf) longitud de rosca enroscada (pulg) = L4 - M para conexión nominal, Std 5B resistencia a fluencia mínima del cuerpo de la tubería (psi) Pc = 0,95 ⋅ A c Rm c (8-29) donde: Pc Ac W d1 = = = = Rmc = resistencia a la fractura del acoplamiento (lbf) área transversal del acoplamiento(pulg2) = 0,7854 (W2 - d12) diámetro externo del acoplamiento (pulg) diámetro en la última raíz de la rosca del acoplamiento del extremo de la tubería en la posición de apriete (redondeado hasta la 0,001 pulg más próxima) resistencia máxima del material del acoplamiento (psi) 122 8.3.2.2 Resistencia de la junta en revestidor con rosca trapezoidal La resistencia de la junta en tensión para un revestidor con rosca trapezoidal API se define en la normativa API Bulletin 5C3, Sección 4.2. Para las roscas trapezoidales, existen dos modos de falla crítica: Falla de las roscas del macho ( pin) y falla del acoplamiento. Rp    Ppin = 0,95 ⋅ A p ⋅ Rm ⋅ 1,008 − 0,0396 ⋅ 1,083 −  ⋅D  Rm    (8-30) donde: Ppin = Ap = = resistencia a la fractura del pin (lbf) área transversal del extremo liso de la tubería (pulg2) 0,7854 (D2 - d2) Pc = 0,95 ⋅ A c Rm c Igual a la (8-29) 8.3.2.3 Resistencia de la junta en revestidor con MTC Se considera que todos los acoplamientos MTC de revestidor son más fuertes que el pin. Para las conexiones MTC de revestidor, la resistencia de la junta a la tensión está dada por el mínimo de las ecuaciones siguientes: Rp    Ppin = A p ⋅ Rm ⋅ 1,008 − 0,0396 ⋅ 1,083 −  ⋅D  Rm    (8-31) Rm − Rp    Pcuerpo = A p ⋅ Rp +   ⋅ (0,025 − desv)  e − desv    (8-32) 123 (8-33)  A 0, 2   e = 6250  Rm 0,9  donde: Pcuerpo= resistencia del cuerpo de la tubería limitada a un 2,5% de deformación (lbf) t = espesor de la pared (pulg) A = (t)(w) (pulg2); véase la TABLA 8.3 para determinar w desv = deformación a la que se mide la resistencia de fluencia (Tab). TABLA 8.2. Deformaciones a las que se mide la resistencia a la fluencia de un material según el método API Carga de fluencia del cuerpo de la tubería Rp ≤ 95.000 95.000 < Rp ≤ 125.000 110.000 < Rp ≤ 125.000 125.000 < Rp ≤ 150.000 Desviación 0,005 0,006 0,0065 0,007 TABLA 8.3. Valores del parámetro w, como función del diámetro externo de la tubería. Diámetro externo de la tubería D ≤ 3,6 3,6 < D ≤ 7,8 7,8 ≤ D Parámetro w 0,75 1,00 1,50 124 8.3.2.4 Resistencia de la junta en revestidor con conexión SLH La resistencia a la tensión de la conexión de revestidor para diámetros reducidos (SLH) está dada por la siguiente ecuación: Pj = 0,769 ⋅ A p ⋅ Rm (8-34) donde: Pj = resistencia de la junta (lbf) 8.3.2.5 Resistencia de la junta en revestidor con IFJ La resistencia a la tensión de la conexión de junta entera lisa (Integral Flush Joint IFJ) para revestidor está dada por la siguiente ecuación. Pj = 0,5 ⋅ A p ⋅ Rm (8-35) 8.3.2.6 Resistencia de la junta en revestidor con MIJ La resistencia a la tensión de la conexión de junta entera con sello de metal con metal (MIJ) está dada por la siguiente ecuación: Pj = A p ⋅ Rp (8-36) 8.3.3 Valores nominales de compresión para el revestidor 8.3.3.1 Resistencia a la compresión en revestidor con rosca redonda La resistencia de la junta a la compresión en un revestidor con rosca redonda API es el valor mínimo que se obtenga de las tres ecuaciones siguientes: 125 Pc = 0,7854 ⋅ ( W 2 − d12 ) ⋅ Rp c (8-37) donde: PC W d1 Rpc = = = = resistencia a la compresión del acoplamiento (lbf) diámetro externo del acoplamiento (pulg) E1 - (L1+A)T + H - 2S1 resistencia a la fluencia mínima del acoplamiento (psi) Pbody = 0,7854 ⋅ (D 2 − d 2 ) ⋅ Rp (8-38) donde: Pbody= D = d = Rpc = resistencia a la compresión del cuerpo de la tubería (lbf) diámetro externo de la tubería (pulg) diámetro interno de la tubería (pulg) resistencia a la fluencia mínima del cuerpo de la tubería (psi) [ ] Ppin = 0,7854 ⋅ (D − 2 h s ) 2 − d 2 ⋅ Rp (8-39) donde: Ppin = hs = = = resistencia a la compresión del cuerpo del pin (lbf) altura de la rosca 0,05560 pulg para 10 TPI 0,07125 pulg para 8 TPI 8.3.3.2 Resistencia a la compresión en revestidor con rosca trapezoidal La resistencia de la junta a la compresión en un revestidor con rosca trapezoidal API es el valor mínimo que se obtenga de las tres ecuaciones siguientes: Rp    Ppin = 0,95 ⋅ A p ⋅ Rm ⋅ 1,008 − 0,0396 ⋅ 1,083 −  ⋅D  Rm    Igual a (8-39) 126 Pc = 0,95 ⋅ A c ⋅ Rp (8-40) donde: Pc = Ac = resistencia a la compresión del acoplamiento (lbf) área transversal del acoplamiento (lbf) Pbody = A p ⋅ Rp (8-41) donde: Pbody= Ap = resistencia a la compresión del cuerpo (lbf) área transversal de la tubería (pulg2) 8.3.3.3 Resistencia a la compresión en revestidor con MTC La resistencia de la junta a la compresión en un revestidor con conexión MTC es el valor mínimo que se obtenga de las dos ecuaciones siguientes: Rp    Ppin = A p ⋅ Rp ⋅ 1,008 − 0,0396 ⋅ 1,083 −  ⋅D  Rm    (8-42) donde: Ppin = resistencia a la compresión del acoplamiento (lbf) Pbody = A p ⋅ Rp donde: Pbody= Ap = resistencia a la compresión del cuerpo (lbf) área transversal de la tubería (pulg2) 8.3.3.4 Resistencia a la compresión en revestidor con SLH Igual a (8-41) 3.127 La resistencia de la junta a la compresión en un revestidor con conexión SLH está dada por la siguiente ecuación: Pjunta = 0.IJ) así como sus variaciones.3. Sin embargo.555 ⋅ A p ⋅ Rp (8-43) donde: Pjunta= resistencia a la compresión de la junta (lbf) 8.4 Valores nominales de tensión para tubería de producción Las conexiones API para tubería de perforación EUE.3.5 Resistencia a la compresión en revestidor con IFJ La resistencia de la junta a la compresión en un revestidor con conexión IFJ está dada por la siguiente ecuación: Pjunta = 0. debido principalmente a que las dimensiones de la tubería de producción son más pequeñas.6 Resistencia a la compresión en revestidor con MIJ La resistencia de la junta a la compresión en un revestidor con conexión IFJ está dada por la siguiente ecuación: Pjunta = A p ⋅ Rp (8-45) donde: Pjunta= resistencia a la compresión de la junta (lbf) 8. los modos de falla crítica de la tubería de producción son diferentes a los de . son todas conexiones de 8 ó 10 roscas por pulgada (8R ó 10R).3.3. NUE y junta enteriza (Integral Joint .5 ⋅ A p ⋅ Rp (8-44) donde: Pjunta= resistencia a la compresión de la junta (lbf) 8. está definida en la normativa API Bulletin 5C3.07125 pulg para 8 hilos por pulg diámetro interno tabulado (pulg) (8-46) . La resistencia del pin está dada por: Ppin = 0. 8.05560 pulg para 10 hilos por pulg 0. Por lo menos en las EUE. Sección 4. Existe una complicación más con las conexiones de rosca redonda para tubería API derivada del hecho de que la EUE tiene un pin con un resalto. Es el valor mínimo de la resistencia del cuerpo de la tubería y la del pin.4. NUE e IJ La resistencia de la junta a la tensión en una tubería de producción con conexiones API. de que el área transversal del pin es siempre menor que el área transversal del cuerpo de la tubería.3.128 los revestidores. como ocurría con las conexiones de revestidor API con rosca redonda. Por otra parte. es preciso calcular ambas áreas para determinar el área crítica y por ende el modo de falla crítica. el área transversal del acoplamiento es mucho más grande que la del pin o la del cuerpo de la tubería para los distintos tamaños de tubería. Por lo tanto.7852 ⋅ ((D 4 − 2 h s ) 2 − d 2i ) ⋅ Rp donde: Ppin = D4 = hs = = = di = resistencia a la compresión de la junta (lbf) diámetro principal tabulado (pulg) altura de la rosca (pulg) 0.4. En consecuencia. no se da el caso. de modo que tampoco se toma en consideración. la resistencia de la junta se calcula de manera diferente a la de las conexiones de revestidores 8R discutidas anteriormente. para estas conexiones. la falla por salto del pin no constituye un modo de falla crítica para los distintos tamaños de tubería. En particular. de modo que no es necesario considerar la falla del miembro de acople entre los componentes de la resistencia de la junta a la tensión de estas conexiones.1 Resistencia de la junta en tubería de producción con EUE. 2 Resistencia de la junta en tubería de producción con MTC La resistencia de la junta a la tensión en una tubería de producción con MTC está dada por el valor mínimo que se obtenga de las dos ecuaciones siguientes: Pbody = A p ⋅ Rp ( 8-48) Rp     1.4.9576 + 0.0085 ⋅ D) (8-49) 8. La anotación di se usa a menudo para el diámetro interno de la conexión de junta enteriza.083 − Rm  ⋅ D Ppin = A p ⋅ Rp ⋅ (0. La resistencia del cuerpo de la tubería se calcula con la siguiente ecuación: Pbody = A p ⋅ Rp (8-47) donde: Pbody= resistencia mínima del cuerpo de la tubería (lbf) 8.3.3.4.0396 ⋅ 1. Ello se debe a que la conexión de junta enteriza tiene un resalto interno. para destacar este punto.008 − 0.3 Resistencia de la junta en tubería de producción con MIJ La resistencia de la junta a la tensión en una tubería de producción con MIJ está dada por la siguiente ecuación: Pjunta = A p ⋅ Rp (8-50) .129 Nota: En una conexión de junta enteriza (IJ) el diámetro interno tabulado no es igual a (D-2t). 130 donde: Pjunta= resistencia de la junta (lbf) 8.(L1+A)T + H -2Srn resistencia de fluencia mínima del acoplamiento (psi) Pbody = 0.3.05560 pulg para 10 hilos por pulg 0.5 Valores nominales de compresión para tubería de producción 8.7854 ⋅ ( W 2 − d12 ) ⋅ Rp c (8-51) donde: Pc W d1 Rpc = = = = resistencia a la compresión del acoplamiento (lbf) diámetro externo del acoplamiento (pulg) E1 .7854 ⋅ (D 4 − 2 h s )2 − d 2 ⋅ Rp donde: Ppin = D4 = hs = = = resistencia mínima del pin (lbf) diámetro D4 (pulg) altura de la rosca (pulg) 0.1 Resistencia a la compresión de tubería de producción con rosca redonda La resistencia de la junta a la compresión de una tubería de producción con rosca redonda API está dada por el valor mínimo que se obtenga de las tres ecuaciones siguientes: Pc = 0.07125 pulg para 8 hilos por pulg (8-53) .3.7854 ⋅ (D 2 − d 2 ) ⋅ Rp (8-52) donde: Pbody= resistencia a la compresión del cuerpo (lbf) [ ] Ppin = 0.5. 008 − 0.5.6.9576 + 0.6 Cargas de tensión y de compresión 8.3.131 d = Rp = diámetro interno del cuerpo de la tubería (pulg) carga de fluencia mínima del cuerpo de la tubería (psi) 8.1 Factores de flotabilidad El principio de Arquímedes establece que todos los cuerpos inmersos poseen una fuerza de flotación que es igual al peso del fluido desplazado por el cuerpo inmerso. sin cambios en los diámetros interno y externo y que el peso del lodo dentro y fuera de la sarta es el mismo.0085 ⋅ D) ( 8-55) 8.3.083 − Rm  ⋅ D Ppin = A p ⋅ Rp ⋅ (0.3 Resistencia a la compresión en tubería de producción con MIJ La resistencia de la junta a la compresión en una tubería de producción con conexión MIJ está dada por la siguiente ecuación: Pj = A p ⋅ Rp ( 8-56) 8.2 Resistencia a la compresión en tubería de producción con MTC La resistencia de la junta a la compresión en una tubería de producción con MTC está dada por el valor mínimo que se obtenga de las dos ecuaciones siguientes: La resistencia de la junta a la tensión en una tubería de producción con MTC está dada por el valor mínimo que se obtenga de las dos ecuaciones siguientes: Pbody = A p ⋅ Rp ( 8-54) Rp     1.3.0396 ⋅ 1.5.3. se puede calcular un . Suponiendo que se tiene un pozo vertical (sin desviación). . Como la tubería está fija en sus partes superior e inferior. El factor de flotabilidad siempre es menor a 1. tubería de producción tendida) provocaría un cambio de longitud debido a la expansión térmica del material.BF) que permita determinar el peso sumergido de la tubería.132 factor de flotabilidad (Buoyancy Factor .2 Efectos térmicos El modelo para vida de servicio considera otros factores que afectan la cantidad de tensión de la sarta.2   ρa   (8-57) donde: BF = ρl = ρa = factor de flotación (Bouyancy Factor) densidad del lodo densidad del acero (65. entre los que se cuentan los cambios de temperatura. La fuerza será de compresión (negativa) cuando aumente la temperatura y de tensión (positiva) cuando disminuya la temperatura.  ρ   ρ  BF = 1 − l  = 1 − l  65.0 y al multiplicarlo por el peso del aire de la sarta. El caso base está definido como el estado en que el revestidor o la tubería de producción se encuentran instalados. Cualquier cambio de temperatura con respecto al estado de instalación (revestidor cementado. la expansión térmica se ve impedida y aparece una fuerza sobre el tubular. 8.2 lpg = 488 lb/pie3) Hay que destacar con suficiente énfasis que para obtener la ecuación del factor de flotabilidad se parte de muchas suposiciones.3. Para determinar la tensión axial o la carga por compresión que exista en cualquier punto determinado de la sarta se recomienda emplear los diagramas de cuerpo libre. En el Anexo XX se presentan varios ejemplos sobre la utilización de este tipo de diagramas.6. dará el peso de la sarta en flotación. Y lo cierto es que dichas suposiciones son tan restrictivas que NO se recomienda usar la ecuación del factor de flotabilidad. con lo que queda: Ftemp = −αEA p ∆T (8-58) donde: Ftemp= α = E = Ap = = D = d = ∆T = fuerza aplicada por cambio de temperatura (lbf) coeficiente de expansión térmica (F-1) módulo de elasticidad (psi) área transversal del cuerpo de la tubería (pulg2) 0. Esto hace que se acorte su longitud. su diámetro se expande o “abomba” ligeramente. como la tubería sigue fija por su parte superior e inferior.3 Abombamiento El módulo de Poisson es simplemente la relación que existe entre la expansión o contracción lateral de un tubular debido a un cambio de longitud y viceversa. aparece una fuerza de tracción adicional.d2) diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg) diámetro interno del cuerpo de la tubería (pulg) cambio de temperatura en relación con el estado de instalación (F) 8. Cuando se presuriza un revestidor por dentro.6. Sin embargo.7854(D2 . Fbal = 2υ(A i ∆Pi − A o ∆Po ) (8-59) donde: Fbal = ν = Ai = fuerza de tracción (o compresión) adicional debido al cambio de presión (lbf) coeficiente de Poisson (sin unidades) área interna del cuerpo de la tubería (pulg2) .3.133 La fórmula para calcular la fuerza asociada a éstos cambios de temperatura se deduce al compensar la posible deformación térmica con una deformación elástica de la misma magnitud y sentido contrario. Sin embargo.4.134 = d = Ae = = D = ∆Pi = ∆Pe = 0. El modelo de vida de servicio incluye una fuerza de flotabilidad para cada cambio de área transversal.3. La flexión induce esfuerzos de compresión axial en el lado interno de la curvatura y esfuerzos de tensión axial en lado externo.6. no toma en consideración la flotabilidad en las sartas ahusadas o las diferentes capas de fluido.6.7854 d2 diámetro interno del cuerpo de la tubería (pulg) área externa del cuerpo de la tubería (pulg2) 0.4 Flexión 8. La presión hidrostática está en función del fluido (o múltiples capas de fluido). Las unidades comunes para el ángulo de severidad de la pata de perro son el cambio de ángulo por 100 pies de longitud de hoyo (grados por 100 pies) La ecuación del esfuerzo axial por flexión es la siguiente: σ bend = ± Erα = ±218αD (5730)(12) (8-60) .3. La fuerza es igual a la presión hidrostática en ese punto multiplicada por el área horizontal expuesta por la intersección. La curvatura de un pozo direccional se expresa generalmente en términos de cambio de ángulo del hoyo por unidad de longitud.7854 d2 diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg) cambio de presión interna con respecto a la instalación (psi) cambio de presión externa (psi) El método convencional de diseño contempla parcialmente la flotabilidad.1 Flexión del cuerpo de la tubería Los momentos de flexión debido a pandeo o curvatura del hoyo (patas de perro) generan esfuerzos axiales no axisimétricos en la tubería. la presión superficial y la profundidad de interés. 8. Una flexión de más de 10 grados por 100 pies debería ser señal de advertencia para no usar conexiones API de rosca corta (STC) o larga (LTC).6.135 donde: Sbend= E = r = α D = = esfuerzo axial debido a flexión (psi) módulo de elasticidad (psi) en el plano de flexión.3. se calcula primero la inclinación y severidad de la pata de perro y luego se determina el esfuerzo de flexión debido a pandeo (Véase la Sección 5. de un revestidor N-80 con acoplamientos API de rosca redonda larga.000 lbf de carga por tensión axial en una porción de un hoyo direccional que tiene una .2 Conexiones en flexión En realidad se deberían practicar ensayos de verificación para comprobar la resistencia a las fugas que ofrecen los fabricantes de conexiones. Aunque las conexiones de rosca trapezoidal pueden sobrevivir estructuralmente cargas de flexión mayores. 39 lpp.3. éstos impiden que la curva de flexión se produzca suavemente.6. Por ello quizá se justifique tratar más rigurosamente los casos de flexión en pozos sumamente desviados que estén sometidos a altos niveles de tensión. pues podría haber fugas por las juntas.4. 8. Se deberá considerar el uso de conexiones patentadas de sello metal a metal en aquellos casos donde la flexión sea más severa. Como el diámetro de los acoplamientos es más grande que el de los tubos. 8. lo cual podría convertirse en un problema.5).4. distancia desde el centro de la tubería al radio donde se calcula el esfuerzo de flexión (pulg) severidad de pata de perro en grados/100 pies. si el revestidor está sujeto a 400.3 Ejemplo de cálculo Determinar el esfuerzo axial máximo para 36 pies de junta de 7-5/8 pulgadas. 2 diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg ) Si la flexión se debe a pandeo. se deberán tomar precauciones en los casos de flexión de más de 10 grados por 100 pies. 000 lbf / 11. entonces: Esfuerzo total = 35. El diámetro interno de la tubería es 6. pu lg 2 4 El esfuerzo axial sin flexión es: F/A = 400. Calcular el esfuerzo axial máximo suponiendo que el contacto entre el revestidor y la pared del hoyo es uniforme.max = 218 ⋅ 4 ⋅ 7.6252 − 6.136 severidad de pata de perro de 4° por 100 pies.6252 ) = 11192 .625 = 6649 psi El esfuerzo total es.389 psi ( 8-61) .740 psi El esfuerzo adicional provocado por la flexión en el lado convexo de la tubería se puede calcular con la ecuación ∆σ z.649 psi = 42.192 pulg2 = 35. por lo que el área transversal del acero en el cuerpo de la tubería es: π ⋅ (7.625 pulgadas.470 psi + 6. DFVME ) en servicio dulce se obtiene mediante la ecuación ( (8-62): DFVME = Resistencia de fluencia minima API Esfuerzo combinado VME ( (8-62) Por su parte. La energía elástica total se divide en dos partes: la que se asocia a los cambios volumétricos que experimenta el material y la que ocasiona las distorsiones por cizallamiento. el factor de diseño correspondiente a VME en servicio agrio se deduce a partir de la ecuación (8-63): DFVME = Esfuerzo umbral NACE Esfuerzo combinado VME (8-63) El Esfuerzo Umbral NACE puede definirse como el nivel de esfuerzo en el que se inicia el agrietamiento en una solución NACE.137 8. 8.4 ANALISIS DE ESFUERZOS TRIAXIALES (VME) Un criterio exacto y ampliamente aceptado para predecir el inicio de la cedencia de materiales isotrópicos dúctiles es la teoría de la energía de distorsión. Se ha demostrado mediante experimentos que la teoría de Hencky von Mises predice la cedencia de materiales isotrópicos dúctiles con un grado elevado de precisión. La teoría de Hencky-von Mises se basa en conceptos de energía. conocida también como teoría de la energía de cizallamiento o teoría de Hencky-von Mises.1 Factor de diseño para la intensidad de esfuerzo equivalente triaxial.4. a la energía de distorsión por cizallamiento en condiciones de esfuerzo combinado. El factor de diseño correspondiente a VME (VME Design Factor . Se establece el criterio de cedencia para esfuerzo combinado igualando la energía de distorsión por cizallamiento en el punto de cedencia por tensión pura. . las cargas de fuerza axial y presión generan esfuerzos triaxiales y no biaxiales o monoaxiales. 8. σa = Fa Ap (8-64) donde: σa = Fa = Ap = = D = d = esfuerzo axial del cuerpo de la tubería (psi) carga axial del cuerpo de la tubería (+ tension. los esfuerzos radiales que se producen en las superficies interna y externa del cilindro son de magnitud equivalente a la presión y las cargas de compresión.1 Esfuerzo axial El esfuerzo axial en un tubo es equivalente a la fuerza axial que actúa sobre la pieza dividida entre el área transversal del tubo. Para el Diámetro Externo de la Tubería σ r.2. Además.7854(D2 .138 8.4.compresión) (lbf) área transversal del cuerpo de la tubería (pulg2) 0.2.4.2 Esfuerzo principal En las tuberías.d2) diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg) diámetro interno del cuerpo de la tubería (pulg) 8. Los tres esfuerzos principales que experimenta un tubo que se encuentra sometido a cargas de presión y fuerza axial son: axiales. . radiales y tangenciales.2 Esfuerzo radial Evidentemente.4. también se agrega el esfuerzo de corte o cizallamiento. Dicha relación se muestra en la siguiente ecuación. cuando es sometido a torque. según se podría deducir de las ecuaciones API de capacidad de carga.o = − Po donde: (8-65) . o = Po = esfuerzo radial del cuerpo de la tubería en la pared externa (psi) presión externa (psi) Para el Diámetro Interno de la Tubería σ r.o = 2 Pi A i − Po (A o + A i) Ao − Ai donde: σt.3 Esfuerzo tangencial Los esfuerzos tangenciales se calculan a partir de la ecuación de Lamé para cilindros de paredes gruesas de la siguiente manera: En el caso del Diámetro Externo de la Tubería: σ t.139 σr.7854(D2) diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg) área interna del cuerpo de la tubería (pulg2) 0.4.o Pi Po Ao D Ai d = = = = = = = = = esfuerzo tangencial del cuerpo de la tubería en la pared externa (psi) presión interna (psi) presión externa (psi) área externa del cuerpo de la tubería (pulg2) 0.2.7854(d2) diámetro interno del cuerpo de la tubería (pulg) En el caso del Diámetro Interno de la Tubería: (8-67) .i = Pi = esfuerzo radial del cuerpo de la tubería en la pared interna (psi) presión interna (psi) 8.i = − Pi (8-66) donde: σr. 7854(D2) = diámetro externo del cuerpo de la tubería (pulg) = área interna del cuerpo de la tubería (pulg2) = 0.i = Pi (A o + A i ) .2 Po A o Ao − Ai (8-68) donde: σt.2.4. el desplazamiento angular puede ( ) calcularse a partir de la siguiente fórmula: Θ = TL GJ donde: Θ = = desplazamiento angular (radianes) 2π radianes por revolución (8-70) .140 σ t.4 Esfuerzo de cizallamiento El esfuerzo de cizallamiento puede determinarse utilizando la siguiente fórmula: τ = Tr J (8-69) donde: τ T r J = = = = esfuerzo de cizallamiento en el radio r (psi) torsión aplicada (pulg-lbf) radio del tubo donde se debe determinar el esfuerzo de cizallamiento (pulg) momento polar de inercia (pulg4) π = ⋅ D 4 − d 4 ( tubo hueco) 32 Si bien no se trata de un esfuerzo principal.7854(d2) = diámetro interno del cuerpo de la tubería (pulg) 8.i Pi Po Ao D Ai d = esfuerzo tangencial del cuerpo de la tubería en la pared interna (psi) = presión interna (psi) = presión externa (psi) = área externa del cuerpo de la tubería (pulg2) = 0. 4 Diagramas de capacidad de carga triaxial Resulta difícil evaluar la conveniencia general de un diseño de sarta.141 T L G J = = = torsión aplicada (pulg-lbf) longitud del tubo (pulg) módulo de cizallamiento (psi) E = = 11. se expresa de la siguiente manera: σ VME = {0. El diagrama de capacidad de carga triaxial (TELCAP) constituye una representación .4. su capacidad de carga API y los modos de carga previstos. el esfuerzo de compresión es negativo. según la teoría Hencky-von Mises para un cilindro.4. tan sólo examinando los factores de diseño. 8.5 ⋅ [(σ a − σ t ) 2 + (σ t − σ r ) 2 + (σ r − σ a ) 2 + 6 ( τ 2t + τ 2r + τ a2) ]}1/ 2 (8-71) donde: σVME= σa = σt = σr = τa = τt = τr = esfuerzo triaxial (VME) (psi) esfuerzo axial (psi) esfuerzo tangencial (psi) esfuerzo radial (psi) esfuerzo de cizallamiento axial paralelo al eje radial (psi) esfuerzo de cizallamiento tangencial perpendicular al eje longitudinal (psi) esfuerzo de cizallamiento radial perpendicular al eje longitudinal (psi) Nota: Es de vital importancia conservar el signo adecuado cuando se utilice la Ecuación (8-71) El esfuerzo de tensión es positivo.3 Esfuerzo equivalente Von Mises (VME) El enunciado matemático para el cálculo del esfuerzo equivalente. por lo que ha desarrollado un método gráfico que permite representar en una gráfica bidimensional (2-D) la capacidad de carga triaxial del cuerpo de la tubería.5x10 6 psi (aceros) 2 ⋅ (1 + ν) = momento polar de inercia (pulg4) π = ⋅ D 4 − d 4 ( tubo hueco) 32 ( ) 8. particularmente su zona de debilidad. se escoge una presión externa.5. la presión interna pi (presión de estallido) se iguala a cero. se emplea la siguiente ecuación: σ 2vme = σ a2 + (c1pi + c 2 pe )σ a + c 3pi2 + c 4 pe2 + c5pi pe (8-72) donde c1. y c5 son constantes basadas en la relación diámetro externo/espesor del cuerpo de la tubería. tal como se observa en la Fig. eso significaría que la superficie interna del cuerpo de la tubería probablemente habría sufrido algún grado de deformación plástica. la mitad inferior de la elipse se crea de manera similar. El esfuerzo axial se gráfica como una fuerza conjuntamente con su correspondiente presión externa. La mitad superior de la elipse se crea igualando σvme a la resistencia de fluencia del material y la presión externa pe (presión de colapso) a cero. se iguala σvme a la resistencia de fluencia del material. c3. Cuando se unen las dos mitades elípticas. y se resuelve σa en la ecuación cuadrática resultante. 8. c4. . Luego se gráfica el esfuerzo axial como una fuerza (puesto que se conoce el área del cuerpo de la tubería) conjuntamente con la presión interna correspondiente.142 del esfuerzo equivalente de von Mises del cuerpo de la tubería. Dado que el esfuerzo triaxial se define mediante tres (3) variables independientes (esfuerzo axial.3. c2. En efecto. pero presentada en formato de fuerza axial y presión interna o externa. Si ocurrieran combinaciones de presión y/o cargas axiales que excedieran la envolvente triaxial. seleccionando una presión interna y resolviendo σa en la ecuación cuadrática resultante. es preciso aplicar un proceso de normalización que permita crear una representación bidimensional (2-D) de datos tridimensionales (3-D). Para ello.4. Por su parte. 8. presión interna y presión externa). se produce la Fig. 8. como se ve en la Fig. 8. se gráfica la presión normalizada en función de la carga axial. donde σvme y σa están definidos por la carga del servicio (σvme es el esfuerzo equivalente real. Representación de la parte inferior del diagrama TELCAP para los esfuerzos equivalentes VME Fig. 8. Es una línea porque representa los diferentes valores de esfuerzo equivalente σvme para cada profundidad. tal como se observa en la Fig. La carga del servicio se gráfica fijando en cero la presión que sea menor entre la interna y la externa pi y pe.3. Pi Compression Tension Pe Fig. ya que estas tres variables no pueden graficarse en una superficie bidimensional (2-D).4. Representación de ambas partes del diagrama TELCAP para los esfuerzos equivalentes VME Se traza una línea de carga de servicio especificando valores de carga axial. La otra presión se calcula nuevamente utilizando la Ecuación (8-72).143 Pi Comp resión Comp resión Pi Pi Tensión Tensión Comp resión Pe Fig. También en este caso. 8. la línea de carga de servicio representa la presión equivalente (interna o externa) que genera el mismo esfuerzo triaxial. calculado con los valores originales de presión interna y externa).6. 8.6.5. presión interna y presión externa en función de la profundidad. . Diagrama TELCAP donde se ha representado la línea correspondiente a una carga de servicio. es preciso aplicar un procedimiento de normalización. 8. Representación de la parte superior del diagrama TELCAP para los esfuerzos equivalentes VME Pe Tensión Pe Fig. Por consiguiente. Tras calcular cada punto a lo largo de la longitud de la sarta. para la carga axial definida. . Por su parte. • Una línea de carga de servicio muestra la variación del esfuerzo equivalente en una sarta a lo largo de toda su extensión. si algún punto cae entre la elipse pequeña y la grande. Los siguientes parámetros resultan de utilidad para comprender el diagrama de capacidad de carga triaxial: • La ventana operativa API es el área circundada por la capacidad de presión y tensión API de la tubería a la que se le han introducido los ajustes pertinentes de factores de diseño. así como el aumento de la resistencia de las conexiones LTC/STC en función de la presión interna. Si la línea de carga de servicio cae toda dentro de la elipse pequeña. donde todas las líneas de carga están dentro de la “elipse” más pequeña (hay varios casos de carga representados). se tiene un diseño seguro. • La curva de esfuerzo VME define el nivel de esfuerzo permisible en el cuerpo de la tubería en términos de presión interna o externa y fuerza axial. pero no es un diseño seguro (no cumple con el factor de diseño establecido o margen de seguridad) y si hay alguna parte de la línea fuera de la elipse grande. 8. puede efectuarse una comparación visual directa entre las cargas de servicio previstas y la capacidad de carga API y los factores de intensidad de esfuerzo VME de diseño. Por consiguiente. 8. La Fig.8 muestra una gráfica TELCAP correspondiente a un diseño inseguro. es decir. esa zona del tubo sufrirá deformación plástica y eventualmente puede fallar. que se ha ajustado con los factores de diseño pertinentes de presión (estallido y colapso) y tensión axial. la Fig. También es posible representar gráficamente la capacidad de carga API.144 Dividiendo la resistencia a la fluencia (o lo que es lo mismo el esfuerzo equivalente VME permitido) por el factor de diseño. Se incluye el efecto biaxial de la tensión en la resistencia al colapso.7 muestra una gráfica TELCAP correspondiente al diseño seguro de una sarta de tubería de producción . se obtiene una nueva “elipse” más pequeña. probablemente no habrá deformación plástica. Evacuación total sarta #5 Fig.80 J-55 MTC: 0 a 14.000 lb) Colapso Casos de carga B.Luego de perforar 2.600 pies Estallido Compresión F (1.70 L-80 MTC: 0 a 14.Evacuación total.875 8.Flotando 1.Evacuación total.600 pies Estallido Compresión F (1.Flotando 1. 8. Capacidad Equivalente de Carga Triaxial (Diseño Aceptable) Ca p a c id a d d e Ca r g a Tr ia xia l Eq u iv a le n t e 2.145 Ca p a cid a d d e Ca r g a Tr ia xia l Eq u iv a le n t e 2. caliente 3.Cierre estático 4.875 7. 8.Luego de perforar 2.7. Capacidad Equivalente de Carga Triaxial (Diseño No aceptable) .Cierre estático 4.Cierre caliente 5.Cierre caliente 5.000 lb) Colapso Casos de carga B.000 lb) Tensión F (1.8.Evacuación total sarta #5 Fig. caliente 3.000 lb) Tensión F (1. Calcular los esfuerzos radiales y tangenciales que se producen en los diámetros interno y externo del cuerpo de la tubería utilizando las ecuaciones de Lamè. De producirse la flexión. 4. el esfuerzo de flexión es positivo o de tensión. el máximo esfuerzo VME puede ocurrir en la superficie interna o externa de la tubería. . 8.9. Calcular el esfuerzo axial producto de la fuerza axial que actúa sobre la tubería. Calcular los esfuerzos de flexión en los diámetros interno y externo del cuerpo de la tubería.146 8. dicho esfuerzo es negativo o de compresión tal como se muestra en la Fig. Calcular el esfuerzo VME en las superficies interna y externa en la parte interna y externa del acodamiento. 3.5 Esfuerzo triaxial y flexión En ausencia de flexión.4. cuatro (4) lugares. El procedimiento utilizado para calcular el esfuerzo VME pico en revestidores o tuberías de producción sujetos a momentos flectores es el siguiente: 1. 2. en el otro lado. superponiendo el esfuerzo axial ocasionado por la flexión y el producido por la fuerza axial que actúa sobre la tubería. dependiendo de la magnitud de ésta. el máximo esfuerzo VME siempre ocurre en la superficie interna de la tubería. mientras que. Recuérdese que de un lado de la tubería. 4.6 Efecto de las tolerancias dimensionales en el esfuerzo VME Dado que los revestidores y las tuberías de producción se fabrican con tolerancias dimensionales en el diámetro externo y espesor de pared de la tubería.9. resulta prudente en . Localización de los puntos de cálculo de los Esfuerzos VME cuando existe pandeo 8.147 La carga deflexión causa esfuerzosdecompresión La carga deflexión causa esfuerzos de tensión Fig. 8. Cuando se compara directamente el máximo esfuerzo equivalente de von Mises con la resistencia de fluencia del material o con el esfuerzo umbral.758 in2 4 4 Ai = π 2 π 2 d = (4. de flexión y tangenciales.000 psi.) para ser utilizado en servicio dulce.598 lbf. 8.630 in2 En vista de que no existe flexión. Determinar el factor VME de diseño cuando el revestidor está sometido a una carga axial de 378. y un torque de 20.4.415 pulg. el máximo esfuerzo VME se produce en el diámetro interno de la tubería.129 in2 = 6. Cálculo de las áreas del cuerpo de la tubería: Ao = π 2 π 2 D = (5. deberá utilizarse el diámetro externo máximo y el grosor de pared mínimo. así como los correspondientes radios. una presión externa de 0 psi.129 in2 4 4 ( ) ( ) A p = A o − A i = 23. Por consiguiente. se obtiene un factor de diseño equivalente único para todas las cargas simultáneas que se imponen a la sarta. al determinar el máximo esfuerzo VME permisible.758 in2 − 17. Calculando los esfuerzos principales en dicho lugar: . una presión interna de 10. para calcular los esfuerzos axiales.7 Ejemplo de cálculo Se tiene un revestidor P-110 de 5 1/2 (t=0. en el caso de servicio agrio.148 aplicaciones críticas tomar en cuenta dichas tolerancias al calcular el esfuerzo VME. Determinar también el desplazamiento angular del revestidor debido al torque.670 in) = 17.5 in) = 23.000 ft-lbf . 54 − 4.758 in 2 + 17.129 in 2 = 61679 psi J= π π ( D4 − d 4) = (5.630 in2 σa = σ r.51 Esfuerzo equivalente VME 73059 psi Determinación del número de revoluciones entre el tope y el fondo del revestidor cuando se aplica fuerza de torsión: .149 Fa F 378598 lbf = = 57112 psi Ap 6. in4 Pi Fa Cálculo del esfuerzo VME en la pared interna: 2 2 2 1/ 2 σ VME = { 0.lbf)(12 in ft)(4.2 Po A o Ao − Ai σ t.000 ft P-110 T Pi ( Ao + A i) .5 [(σ a − σ t ) + ( σ t − σ r ) + ( σ r − σ a ) + 6 ( τ 2a ) ] } 2 2 2 1/2 σ VM E = { 0.67 2 in) = = 12990 psi J 4314 .5 [(57112 − 61679 ) + ( 61679 − ( −10000) ) + (−10000 − 57112 ) + 6(12990) ] } = 73059 psi Cálculo del factor de diseño VME: DFVME = Re sistencia a la fluencia min ima API 110 000 psi = = 1.129 in 2 ) .14 in4 32 32 τ = Tr (20000 ft .i = = 10000 psi (23.0 23.i = − Pi = − 10000 psi T 10.758 in 2 − 17.6704) = 43. x106 psi)(4314 . in2 )( ft 2 ) . GJ (115 .150 Θ = TL (20000 ft .lbf)(10000 ft)(144 in2 ) = = 58 rad ≈ 9 rev. se explicarán métodos que permiten estimar la cantidad de pandeo que tienen las sartas de tubería de revestimiento y producción. Por otra parte. la severidad de pata de perro y el punto neutro. En el presente capítulo. El desgaste normal. así como el desgaste asociado. que a su vez se encuentra determinada por la cantidad de pandeo. Ahora bien. La cantidad de pandeo depende de la fuerza axial. Las tuberías pandeadas podrían impedir que bajen por ellas herramientas de reacondicionamiento o perfilaje.5 CONSIDERACIONES DE DISEÑO DE PANDEO 8. la cual podría lograrse de mejor manera con una computadora. deberán tomarse en consideración los posibles problemas para el paso de herramientas y mechas. La relación fuerza-cambio longitud no es lineal. a menos que produzca una deformación que supere el límite elástico.151 8. se requerirá una solución iterativa. . mientras la sarta esté pandeada. producto de la perforación. resulta mucho más complicado. Así pues. es decir. lo que eventualmente puede ocasionar la deformación permanente de la tubería en forma de espiral. La determinación de la presencia de pandeo constituye un proceso relativamente sencillo. Ahora bien. por consiguiente. se exacerba cuando los revestidores de perforación están pandeados helicoidalmente. el paso de la hélice. los esfuerzos de flexión inducidos por pandeo son parte importante del estado general de esfuerzo triaxial del revestidor o tubería de producción.5. calcular con exactitud la cantidad de pandeo.1 Introducción El pandeo NO es un modo de falla. deberá calcularse en estos casos la presencia y grado de pandeo. que puede efectuarse a mano cuando se conocen las fuerzas axiales. AIME 225. compresión). Althouse. “Helical Buckling of Tubing Sealed in Packers” (En castellano.2 Predicción del pandeo: la fuerza efectiva Los dos factores que promueven el pandeo en tubulares son la fuerza axial y la presión. J. Pet. De igual modo.S. Arthur. La ecuación (8-74) muestra cuáles son las condiciones que favorecen el pandeo.AiPi (8-74) Si utilizamos la convención usual de signos para la fuerza axial (+ tracción. En su análisis acerca del pandeo. Trans. cuando existe gas a alta presión en el 10 Lubinski. Una fuerza axial negativa (compresión) reducirá la fuerza efectiva (es decir. Este no suele ser el mismo punto de fuerza axial cero. y J. Esto se produce cuando la tubería está fija en ambos extremos y se calienta o cuando presiones elevadas actúan en el fondo de la sarta.AiPi (8-73) La fuerza ficticia se combina con la fuerza axial para formar una fuerza efectiva. Ffict. sí lo está. Por encima de este punto neutro. que asocia la presión al pandeo.5. Asimismo. Ffict = AoPo . Por debajo del mismo. Logan.L. esto indicaría que se producirá pandeo (despreciándose la fuerza crítica requerida para que el pandeo se inicie). Por ende. . si la Feff es positiva no habra pandeo. Tech. El punto neutro se define como la profundidad a la cual la fuerza efectiva es igual a cero. W. (Junio 1962) 665-70.152 8. si Feff es negativa. por ejemplo. el revestidor no está pandeado. la determinación del punto neutro es un cálculo importante. el pandeo se ocurre más fácilmente).. Esto ocurre. Feff = Fa + AoPo . Lubinski10 describe una fuerza ficticia. “Pandeo helicoidal de tuberías de producción selladas con empacaduras”). una presión interna alta reducirá la fuerza efectiva. 10.el desgaste por perforación es más probable en revestidores pandeados cierre estático de la tubería de producción . 8.153 interior de la tubería o cuando se emplea lodo pesado para perforar hasta la siguiente profundidad. . En esta se muestra una tubería pandeada donde se representa el paso (distancia entre crestas). así como la longitud máxima de herramienta que puede pasar por la tubería. Lh e r r Pa s o Fig. Es posible proporcionar apoyo radial al revestidor y mantenerlo derecho con un buen trabajo de cementación.el gas a alta presión puede pandear una sarta de tubería de producción flotante e impedir el paso libre de herramientas El pandeo puede mitigarse aplicando una tracción adicional al revestidor antes de que las cuñas se asienten o elevando el tope de cemento hasta llevarla por encima del punto neutro. incluso en aquellos casos donde la fuerza efectiva es negativa. Los casos de carga en los que el pandeo puede llegar a ser grave son: • • perforando con lodo caliente y pesado . depende del paso P y la holgura radial entre la tubería y el hoyo abierto (rc). pata de perro y paso de herramientas. . tal como se muestra en la Fig. lo cual indica cuán agudo es la curvatura de la sarta pandeada. Naturalmente.154 8. Por su parte.3 Severidad del pandeo: Paso. Ltool varía en función del diámetro de la herramienta. La severidad de la pata de perro DLS. La cantidad de pandeo que registra una sarta puede caracterizarse por medio de varios parámetros. Si la tubería pandeada se encuentra dentro del revestidor. 8.AiPi Nótese que la ecuación (8-75) no es válida para fuerzas efectivas positivas. El paso es la distancia vertical necesaria para formar una hélice de 360°.10. el paso tiende a infinito a medida que la fuerza efectiva se aproxima a cero. Además. es decir. Una herramienta cuya longitud sea superior a Ltool se atascará dentro de la hélice y no avanzará. El paso (P) medido en pies puede determinarse a partir de la fuerza efectiva y de la geometría de la tubería. P= π −8EI / Feff (8-75) 12 donde P E I Feff = = = = Paso (pie) Módulo de elasticidad del material (psi) Momento de inercia de la tubería (pulg2) Fuerza efectiva = Fa + AoPo .5. Finalmente. la severidad de la pata de perro (Dog Leg Severity - DLS) es una medida de la variación de ángulo dividida entre la longitud del revestidor. la longitud de paso libre de herramienta (Ltool) representa la longitud máxima que una herramienta rígida puede tener para bajar por la tubería pandeada. tuberías no pandeadas. 8. tales como enganchar la tubería a la empacadura o mantener presión anular durante los trabajos de rehabilitación.5. la inclinación y la holgura radial. En el capítulo sobre desgaste se verá cómo se puede determinar el límite superior de DLS para cargas de perforación. La severidad de la pata de perro es medida en grados por 100 pies es: DLS = 275. L tool =  (d − D tool )  P cos −1 1 −  π rc + d 2   (8-77) La longitud de paso libre de herramienta se torna fundamental si.- .000 π 2 rc 144 P 2 + 4 π 2 rc2 (8-76) La DLS se utiliza a menudo para determinar si una sarta está demasiado pandeada para perforar a través de ella sin ocasionar un desgaste excesivo del revestidor. es posible calcular los esfuerzos de flexión ocasionados por el pandeo utilizando la DLS e incorporarlos al análisis de esfuerzos triaxiales de una sarta. Casos como éste requerirían que se adoptaran medidas eficaces para contrarrestar el pandeo de la tubería de producción. La longitud máxima de herramienta que puede pasar por la tubería pandeada Ltool.4 Ejemplos de cálculos de pandeo Ejemplo 1. se determina a partir del diámetro de la herramienta Dtool. Además. por ejemplo. la herramienta de rehabilitación que se desea que pase por el tubo es más larga que Ltool mientras el pozo está cerrado.155 entonces rc será la holgura radial entre la tubería y el diámetro interno de la sarta. 156 Se coloca una tubería de revestimiento K55 LTC de 9-5/8” y 36.00 (pared de 0,352 pulg.) en un orificio de 12-1/4” a 6.000 pies (véase la figura anexa). El tope de cemento está a 4,000 pies., sobre el cual hay 9,0 lpg de lodo. Se perfora entonces un hoyo de 8-1/2 pulg. hasta 10.000 pies. con 13,0 lpg de lodo. Determinar (1) si el revestidor se pandeará; (2) si se pandea, dónde se encuentra el punto neutro; (3) cuál es la severidad máxima de pata de perro. Caso Base Durante Perf. 70° 0’ 114° 4000’ cemento: 1500’ 12,5relleno 500’ 16,2 cola 9,0 lpg 12,0 lpg 154° 6000’ 182° 10.000’ D = 9,625 pulg d = 8,921 pulg Ao = 72,76 pulg2 Ai = 62,51 pulg2 Ap = 10,25 pulg2 I = 110,4 pulg4 rc = 1,313 pulg E = 30x106 psi Datos del primer ejemplo (1) ¿Se pandeó el revestidor? Encontrar Feff en el tope del cemento TOC. En primer lugar, se calcula la fuerza axial del caso base. Pi 6000’ = (6.000 pies)(9,0 ppg)(0,05195) = 2.805 psi Po 6000’ = [(4.000)(9,0) + (1.500)(12,5) + (500)(16,2)]0,05195 = 3.265 psi Fa 6000’ = AiPi - AoPo = (62,51)(2.805) - (72,76)(3.265) = -62.200 lbs Fa 4000’ = -62.200 + (2.000 pies)(36,00 lb/ft) = 9.800 lbs Fa 0’ = 9.800 + (4.000)(36,00) = 153,800 lbs Se calcula Fa durante la perforación (despreciando la fuerza debida al pandeo) ∆Pi nocementado = 0,5(4.000 pies)(12,0 - 9,0 ppg)(0,05195) = 312 psi ∆Po nocementado= 0 psi Festallido = 2ν(Ai∆Pi - Ao∆Po) = (2)(0,3)(62,51)(312) = 11.700 lbs ∆T nocementado = 0,5(114° + 159°) - 0,5(70° + 126°) = 38,5° F∆T nocementado = -αEAp∆T = -(6,9x10-6)(30x106)(10,25)(38,5) = -81.700 lbs 157 Fa 4000’ = 9.800 + 11.700 - 81.700 = -60.200 lbs Se calcula la fuerza efectiva en tope del cemento TOC, con la ecuación (8-74) Pi 4000’ = (4.000)(12,0)(0,05195) = 2.494 psi Po 4000’ = (4.000)(9,0)(0,05195) = 1.870 psi Feff = -60.200 + (72,76)(1.870) - (62,51)(2.494) = -80.000 lbs La fuerza negativa indica que el revestidor pandea (2) Encontrar el punto neutro. El punto neutro es la profundidad a la que Feff = 0. Es posible determinar esa profundidad calculando la cantidad de peso que hay que agregar para contrarrestar la fuerza efectiva negativa que hay a la altura del tope de cemento. (36,00 lb/ft) (z) - 80.000 = 0 lbs z = 2.222 pies, o profundidad = 4.000 - 2.222 = 1.778 pies Sin embargo, esta aproximación no incluye la fuerza ficticia. En términos de profundidad, Fa es: Fa 0’ = -60.200 + (4.000 pies)(36,00 lb/ft) = 83.800 lbs Fa = 83.800 - (36)(profundidad) De igual modo, la presión se establece en función de la profundidad. Po = (9,0)(0,05195)(profundidad) Pi = (12,0)(0,05195)(profundidad) Si se incorporan estos valores a la ecuación (8-74), se obtiene: Feff = 83.800 - (36)(profundidad) + (34,02)(profundidad) - (38,97)(profundidad) = 0 por lo que: profundidad = 2.046 pies 158 La diferencia con la aproximación inicial, sin tomar en cuenta Ffict, fue de 268 pies. (3) ¿Cuál es la severidad máxima de pata de perro? La ecuación (8-76) muestra que la DLS aumenta a medida que P disminuye. Asimismo, P alcanza su valor máximo cuando Feff presenta su valor mínimo (o valor de compresión más elevado). Por consiguiente, la peor pata de perro se encuentra en el TOC. P@TOC π −8(30 × 10 6 )(110.4) / ( −80,000) = = 150.7 ft 12 DLS = 275,000 π 2 1.313 = 1,1 °/100 pies 144(150.7) 2 + 4 π 2 (1.313) 2 Si esta cantidad de pandeo es excesiva para ser tolerada durante la perforación, entonces deberá halarse el revestidor de 9-5/8” con tensión adicional (sobretracción). En el caso específico de este ejemplo, una sobretracción adicional de 50.000 lbs hará que el punto neutro se ubique a 3.257 pies con una severidad máxima de pata de perro de 0,4 °/100 pies. 80.000 lbs de sobretracción hace que el punto neutro se reubique por debajo del TOC, con lo que la totalidad de la sarta se mantiene sin pandeo mientras se perfora hasta TD. Ejemplo 2.- Se asienta neutralmente una tubería de producción N80 EUE de 3-1/2” y 9.30 (pared de 0,254 pulgadas) en una empacadura a 9.500 pies, dentro de un revestidor de producción C95 BTC de 7” y 29.00 (pared de 0,408 pulgadas). Se efectúa una completación flotante que permite a la tubería de producción subir pero no bajar dentro de un orificio de empacadura de 4 pulgadas. El fluido de completación es 8,4 lpg de agua tratada. El pozo produce gas con una presión de fondo (Bottom-Hole Pressure - BHP) estática de 6.445 psi y una presión de cierre en la superficie (Shut-In Static Pressure - SISP) de 5.522 psi. En el caso del cierre estático, determinar (1) la profundidad del punto neutro, (2) la longitud de paso libre de herramienta 159 para una herramienta de 1-11/16 pulgadas, y (3) la longitud de paso libre de herramienta para la misma herramienta si se aplica una presión superficial de 2.000 psi en el espacio anular comprendido entre la tubería de producción y el revestidor de producción. 0’ SISP = 5.522 psi Datos de la tubería de producción: D = 3,5 pulg d = 2,992 pulg Ao = 9,621 pulg2 Ai = 7,031 pulg2 Ap = 2,590 pulg2 8,4 ppg 9.500’ 10.000’ I = 3,432 pulg4 rc = 1,342 pulg E = 30x106 psi BHP = 6.445 psi @ 9.500’ Datos del segundo ejemplo de pandeo (1) Determinar la profundidad del punto neutro. En primer lugar, se calcula la fuerza axial del caso base. Pi 9500’ = Po 9500’ = (9.500 pies)(8,4 ppg)(0,05195) = 4.146 psi Fa 9500’ = -PoAp = (4.146)(2,590) = -10.700 lbs Fa 0’ = -10.700 + (9.500 pies)(9,3 lb/ft) = 77.600 lbs Seguidamente, se calcula la fuerza axial del caso de carga. Los perfiles de temperatura del caso base y el caso de carga son estáticos, por lo que no se produce ninguna fuerza a causa de modificaciones de la temperatura. El aumento de la presión interna hace que la tubería de producción se abombe, lo que disminuye la longitud a lo largo de la cual la tubería puede moverse libremente hacia arriba en el orificio del sello y no ocasiona ningún cambio en la fuerza axial. La presión externa es la misma tanto en el caso base como en el caso de carga. Ahora, sin embargo, la fuerza de flotabilidad refleja que la presión de fondo de hoyo BHP está actuando en sentido ascendente en el fondo del ensamblaje de sello 160 y que el fluido de completación está actuando en sentido descendente en la transición tubería de producción - ensamblaje de sello. Po Po Efecto de las presiones en la empacadura para el Ejemplo 2. BHP Po 9500’ = 4.146 psi Area interna de la empacadura = π42/4 = 12.566 Fa 9500’ = Po(Area interna de la empacadura - Ao) - BHP(Area interna de la empacadura - Ai) = (4.146)(12,566 - 9,621) - (6.445)(12,566 - 7,031) = -23.500 lbs Fa 0’ = -23.500 + (9.500 pies)(9,3 lb/ft) = 64.900 lbs Fa = 64.900 - 9,3(profundidad) La presión externa es: Po = (8,4)(0,05195)(profundidad) = 0,4364(profundidad) La presión interna, tomada como una línea recta entre los valores de SISP y BHP, es: Pi = 5.522 + (6.445-5.522)(profundidad)/9.500 = 5.522 + 0,0982(profundidad) La fuerza efectiva en el punto neutro es cero. La ecuación 5.5.2 se convierte en: Feff = 64.900 - 9,3(profundidad) + (9,621)(0,4364)(profundidad) - (7,031)[5.522 + 0,0982(profundidad)] = 0 161 Feff = 26.080 - 5,792(profundidad) = 0, profundidad = 4.503 pies (2) Determinar la longitud del paso libre de una herramienta de 1-11/16 pulgadas. En primer lugar, se define la inclinación a 9.500 pies. Feff 9500’ = 26.080 - 5,792(profundidad) = -28.900 lbs P@9500' = π −8(30 × 10 6 )(3.432) / ( −28,900) = 44.2 ft 12 Se introducen estos valores en la ecuación (8-75): L tool =  (2.992 − 1.5625)  44.2 cos −1 1 −  = 14,8 ft π 1.342 + 2.992 2   Así, una herramienta rígida de 1-11/16 pulgadas y de 20 pies de longitud no pasaría por una tubería de producción pandeada. (3) Determinar la longitud de paso libre si se mantiene una presión de 2.000 psi en el espacio anular. La fuerza axial a 9.500’ debería reflejar ahora una Po diferente. Po 9500’ = 1.000 + (9.500 pies)(8,4 ppg)(0,05195) = 6.146 psi Fa 9500’ = (6.146)(12,566 - 9,621) - (6.445)(12,566 - 7,031) = -17.600 lbs Feff 9500’ = -17.600 + (9,621)(6.146) -(7,031)(6.455) = -3.900 lbs P@9500' = L tool = π −8(30 × 10 6 )(3.432) / ( −3900) = 120.3 ft 12  (2.992 − 1.5625)  120.3 cos −1 1 −  = 40,3 pies π 1.342 + 2.992 2   La presión interna aplicaría tensión adicional a la tubería a través del efecto de Poisson. lo que mantendría la tubería recta. Un segundo método consiste en enganchar la tubería de producción en la empacadura.162 Así. Esta es una manera de mitigar el pandeo para el paso de herramientas. . una herramienta más larga puede bajar por la tubería de producción mientras se aplica la presión en el espacio anular. 163 8. Entre ellos se encuentran: • • • • • • • • • Diseño y optimización de revestidores Cargas sobre los revestidores Diseño de lechadas de cementación Diseño y optimización de tuberías de producción Movimiento de tuberías de producción Condiciones de anclaje Límites de los equipos Acumulación de presión anular (annular pressure build-up . mas no así la temperatura.apb) Corrosión El perfil de temperatura. se conocen las presiones internas y externas.6. conjuntamente con los perfiles de presión interna y externa conforman el corazón del modelo para vida de servicio de las sartas de tubería de revestimiento y tubería de producción.6 CONSIDERACIONES DE TEMPERATURA La temperatura desempeña un papel fundamental en casi la totalidad de los aspectos relacionados con el diseño de revestidores y tuberías de producción.1 Perfiles de temperatura Las siguientes gráficas ilustran las tendencias de profundidad versus temperatura en varias condiciones de producción: . En una gran mayoría de casos. 8. La presente sección proporciona correlaciones empíricas que permiten determinar los perfiles aproximados de temperatura sin necesidad de contar con un modelo térmico de diferencia finita o elementos finitos. Circulación hacia adelante a través de una sarta de perforación con camisa. Circulación hacia adelante en una sarta de perforación Profundidad Dentro de la sarta de perforación Fuera (espacio anular) Temperatura estática Temperatura 2. Dentro de la sarta Profundidad Fuera de la sarta (espacio anular) Temperatura estática Temperatura .164 1. 165 3. En otras palabras. un fluido de completación de diesel se comporta como un aislante en comparación con el agua. Las temperaturas de producción en un pozo que utilice el diesel como fluido de . Producción de gas donde se emplea diesel como fluido de completación. Completación con diesel Profundidad Completación con agua Temperatura estática Temperatura El tipo de fluido de completación que se seleccione repercutirá significativamente en la distribución de la temperatura resultante en una sarta de tubería de producción. La conductividad térmica del agua es más de cuatro veces superior a la del diesel #2. Producción de gas donde se utiliza agua como fluido de completación. Inyección a través de la tubería de producción Tubería e producción Profundidad Temperatura estática Temperatura 4. 166 completación rebasarán considerablemente las temperaturas del mismo pozo cuando utilice agua como fluido de completación. Inyección Cierre Temperatura de fondo de hoyo. estática Temperatura Tubería de producción Temperatura de superficie. estática Temperatura Tubería de producción Temperatura de superficie. Temperatura en la superficie versus tiempo para producción @ 10 MMCFD. en el caso de una inyección seguida de un período de cierre. 10 20 Cierre Temperatura de fondo de hoyo. Temperatura en el fondo del pozo versus tiempo. estática Tiempo 6. seguida de producción @ 20 MMCFD. estática Tiempo . seguida de un período de cierre. 5. Todas las mediciones se efectuaron en el interior de una tubería de perforación de 5 y 5-1/2 pulgadas. Entre ellas se encuentran: • • • • • • Temperatura estática en el fondo del pozo Tamaño del revestidor. Los Anexos de la Especificación 10 de API representan el método más comúnmente utilizado para obtener temperaturas circulantes en el fondo del pozo. que las temperaturas circulantes en el fondo del pozo obtenidas de las tablas API no son exactas para aplicaciones de cementación que están fuera de los parámetros de los anexos de API. camisas y tubería de perforación Tiempo de acondicionamiento del hoyo Tasa de bombeo del lodo y cemento Tipo de lodo de perforación y propiedades reológicas Temperaturas de entrada del lodo y cemento Se recomienda aplicar las siguientes reglas para determinar el perfil de temperatura en condiciones de cementación de los diseños de revestidores y tuberías de producción cementados: . Se realizó una correlación matemática utilizando dichos datos y se elaboraron tablas con los datos de temperatura que caían fuera de los parámetros de prueba. podría ocasionar una diversidad de problemas costosos. El uso de datos incorrectos sobre temperaturas circulantes en el fondo del pozo. Estas tablas fueron diseñadas a partir de datos recolectados de un grupo selecto de pozos. sin embargo. Son numerosas las variables que inciden en la temperatura circulante en el fondo del pozo y en las temperaturas de colocación de lechada de cemento.6. tales como retardo excesivo de la lechada de cemento. al diseñar trabajos de cementación.167 8. espera excesiva en el tiempo de cementación y desarrollo de una baja resistencia a la compresión. para diseñar y probar lechadas de cemento.2 Predicción de temperatura en condiciones de cementación La temperatura es el factor de control que afecta el desempeño de las lechadas de cemento. Se ha demostrado en estudios realizados. 54 G − 102 . puede calcularse la temperatura de la sarta de tubería de revestimiento cementada a partir de las siguientes ecuaciones: CTBH = (1. mayo 25. deberá utilizarse el perfil de temperatura estática.K. I.M. A. Kutason y A.6. 1987. Tras comparar con los resultados obtenidos a partir de los modelos de diferencia finita. se demostró que las ecuaciones (8-78). Oil and Gas Journal. Taighi11 y se basa en mediciones de campo efectuadas en 79 pozos profundos.1 (8-78) CMTBH = CTBH + ( TBH − CTBH ) / 4 (8-79) CMTS = TS + 0. deberá considerarse la posibilidad de recurrir a la simulación térmica. Esto es más que suficiente para el diseño de revestidores y tuberías de producción. y Taighi.M. • En el caso de las condiciones restantes.3 Predicción de la temperatura de inyección 11 Kutason.. 2228 G ) TBH + 33.168 • En el caso de los conductores y sartas de tubería de revestimiento donde el perfil de temperatura estática en el fondo de la sarta es inferior a los 166 °F.K. “Better Deep Hole BHCT Estimation Possible” (en castellano. (8-79) y (8-80) proporcionan perfiles de temperatura cuyo margen de error es de ±10 °F. 342 − 0. . 8. Cuando se diseñen pozos profundos costa afuera (profundidad del agua > 1500 pies). “El mejor cálculo posible de la temperatura circulante en el fondo del pozo en un hoyo profundo”). 3( CMTBH − TS ) (8-80) donde: TS TBH G CMTS CMTBH CTBH = = = = = = temperatura estática en la superficie (°F) temperatura estática en el fondo del pozo (°F) gradiente de temperatura estática (°F/100 ft) temperatura superficial de la sarta cementada (°F) temperatura de fondo de la sarta cementada (°F) temperatura de fondo circulante de la sarta (°F) La ecuación (8-78) fue diseñada por I. entonces debería utilizarse la ecuaciones en la Sección 7.3. La experiencia ha demostrado que la temperatura mínima de fondo es la que se obtiene a partir de la Ecuación (882). se aconseja emplear un modelo de análisis térmico de diferencia finita o de elementos finitos. el fluido inyectado y la cantidad de tiempo durante el cual se inyecta el fluido.169 8.2. Para la inyección de líquidos: T(z. t ) = Tgeo − A  G +  + Ti − Ts + A  G +  e gcJCp   g cJCp     A= Tgeo (8-84) mC p f ( t ) (8-85) 2πk e = Ts + Gz (8-86) .2 Predicción analítica de la temperatura de inyección Las ecuaciones que se presentan a continuación pueden utilizarse para obtener estimaciones en función del tiempo de la temperatura de la tubería de producción durante la inyección. Asimismo.4. Se recomienda utilizarlas solamente para períodos de inyección superiores a tres horas. Si se programa un proceso de inyección donde no se producirá ningún enfriamiento en estado estable.6. en el caso de períodos de inyección inferiores a tres horas.6. INJTS = Ti INJTBH = Ti + 10 (8-81) (8-82) donde: Ti = temperatura de entrada de la inyección (°F) INJS = temperatura de la sarta de inyección en la superficie (°F) INJBH = temperatura de la sarta de inyección en el fondo del pozo (°F) 8.1 Predicción empírica de la temperatura de inyección El perfil de inyección de temperatura depende en alto grado de la tasa de inyección. t ) = Tgeo − GA + (Ti − Ts + GA )e − z / A (8-83) Para la inyección de gases:   g   g   −z/A T(z.3.6. abril 1962.25 1. H. La Tabla 13 resume los parámetros de la función tiempo más adecuados en función de la geometría del pozo. 95 TBH − 0. TABLA 8. Si se programa la producción con una tasa de flujo diferente. 1994.. el fluido de producción y la cantidad de tiempo durante el cual se produce dicho fluido. “Wellbore Heat Transmission” (en castellano “Transmisión de calor en el pozo”). deberán utilizarse las ecuaciones de la sección 8.1 Predicción empírica de la temperatura de producción El perfil de temperatura de producción depende en alto grado de la tasa de producción. . J.70 2.5. p.8 1. 95TBH 12 (8-88) (8-89) Erpelding.4 Predicción de la temperatura de producción 8.4.2 PRODTS = 0.. Las Ecuaciones (8-88).6.20 0.6. 533( G )z D PRODT 2 / 3 = 0 . A.25 1. y Miller.170 (8-87)  α ⋅t f (t ) = a + b ⋅ log 2   r0  Las ecuaciones (8-83) y (8-84) fueron desarrolladas por P.25 8. P. R. OTC 7537. (8-89) y (8-90) establecen que la producción de gas en estado estable es de aproximadamente 10 MMCFD.6. 427-435. JPT. 13 Ramey.25 1. Parámetros para la función tiempo de la ecuación (8-87) Revestidor de Producción Tope de cemento 20% 50% 100% 50% Fluido de Completación a b Salmuera Salmuera Salmuera Diesel 0. Miller12 y se basan en un trabajo realizado por Ramey13. A. Erpelding y R. “Tubing Temperature Correlations for Injection and Production Based on Simulation and Field Experience” (en castellano “Correlaciones de la temperatura en la tubería de producción para inyecciones y producción basadas en simulaciones y experiencia de campo”).50 0.4. 4. Para la producción de un líquido: [ ] T(z. t ) = Tgeo + GA + TBH − (Ts + Gz D ) − GA e( z − z D ) / A (8-91) Para la producción de un gas:   g  g   T(z. t ) = Tgeo + A  G − − G   e( z − z D ) / A  + TBH − (Ts + Gz D ) + A  gcJCp     gcJCp  A= Tgeo mC p f ( t ) 2πk e = Ts + Gz  αt  f ( t) = a + b log 2   ro  (8-92) (8-93) (8-94) (8-95) . se aconseja emplear un modelo de análisis térmico de diferencia finita o de elementos finitos. Se recomienda utilizarlas solamente para períodos de producción superiores a tres horas.2 Predicción analítica de la temperatura de producción Las siguientes ecuaciones pueden utilizarse para efectuar estimados de la temperatura de la tubería en función del tiempo durante la producción. en el caso de períodos de producción inferiores a tres horas.171 PRODTBH = TBH (8-90) donde: TBH = G = zD = PRODTS = PRODT2/3 = temperatura estática de fondo (°F) gradiente de temperatura estática (°F/100 pies) profundidad vertical del pozo (°F) temperatura de la sarta de producción en la superficie (°F) temperatura de la sarta de producción (°F) a 2/3 de la profundidad verdadera del pozo PRODTBH = temperatura de la sarta de producción en el fondo del pozo (°F) 8.6. Asimismo. 25 1.5. 1994. y Miller.1 Predicción empírica de la temperatura circulante El perfil de la temperatura circulante depende en alto grado de la velocidad de circulación.20 0. La TABLA 8.6. 533( G ) z D CIRCT2 / 3 = 0 .5 Predicción de la temperatura circulante 8.172 Las Ecuaciones (8-91) y (8-92) fueron diseñadas por P. TABLA 8. Las ecuaciones (8-96). .25 1. el fluido circulante y la cantidad de tiempo durante el cual circula dicho fluido. A. A.25 1. CIRCTS = 0. (8-97) y (8-98) proporcionan una aproximación razonable a los perfiles de temperatura de circulación/perforación a los fines del diseño de revestidores.2.50 0. OTC 7537. R.8 1.5 resume los resultados obtenidos a partir de estos datos y enumera los parámetros más adecuados de la función tiempo en función de la geometría del pozo.6. deberán utilizarse las ecuaciones que se presentan en la sección 5. Cuando se requieran perfiles de circulación en estado estable. Parámetros para la función tiempo de la ecuación (8-95) Revestidor de Producción Tope de cemento 20% 50% 100% 50% Fluido de Completación a b Salmuera Salmuera Salmuera Diesel 0.25 8.6. Miller14 y se basan en trabajos efectuados por Ramey15. Erpelding y R. “Tubing Temperature Correlations for Injection and Production Based on Simulation and Field Experience” (en castellano “Correlaciones de la temperatura en la tubería de producción para inyecciones y producción basadas en simulaciones y experiencia de campo”). 9 TBH − 0 .6.5.. 9 TBH CIRCTBH = 0 .70 2. 95 TBH 14 (8-96) (8-97) (8-98) Erpelding. P. J..C. S. “Calculation of Circulating Mud Temperatures. abril 1962.6. C. 427-435. . “Transmisión de calor en pozos”) JPT. p..2 Predicción analítica de la temperatura circulante Las siguientes correlaciones de temperatura fueron desarrolladas por Holmes y Swift16 para circulación de lodo en estado estable.S. 16 Holmes. “Wellbore Heat Transmission”. “Cálculo de temperaturas circulantes del lodo”). H. y Swift.173 donde: TBH G zD CIRCTS CIRCT 2/3 = temperatura estática en el fondo del pozo (°F) = gradiente de temperatura estática (°F/100 pies) = profundidad vertical del pozo (°F) = temperatura de superficie circulante de la sarta (°F) = temperatura circulante de la sarta (°F) a 2/3 de la profundidad vertical del pozo CIRCTBH = temperatura de fondo circulante de la sarta (°F) 8. JPT junio 1970.5.” (en castellano. (en castellano. Tp = K 1 e C1z + K 2 e C 2 z + Ts + Gz − GA Ta = K 1 C 3 e C1z + K 2 C 4 e C 2 z + Ts + Gz (8-99) (8-100) K 1 = Ti − K 2 − Ts + GA GA − ( Ti − Ts − GA ) e C1z D (1 − C 3 ) K2 = e C 2 z D (1 − C 4 ) − e C1z D (1 − C 3 ) mC p A= 2πrp h p rU B= rp h p (8-101) (8-102) 4  B  C1 =   1 + 1 +   2A   B (8-105) 4  B  C2 =   1 − 1 +   2A   B (8-106) 4  B  C3 = 1 +    1 + 1 +   2  B (8-107) donde: 15 (8-103) (8-104) Ramey. 670-674. p. 6 Propiedades térmicas Material Acero LAS 13 Cromo Dúplex Densidad (lbm/pie3) 490 484 487 Calor Específico (Btu/lbm-F) 0.6.4 9.LGK = temperatura de la sarta en el fondo (°F) 8. 8 ( G)( 0. 9 TBH GKTGK = 0 . 67 z DSOH − L GK ) GKT2 / 3 = 0. 95TBH GKTBH = TBH (8-109) (8-110) (8-111) (8-112) donde: TBH G zDSOH LGK GKTS GKT2/3 GKTGK GKTBH = = = = = = temperatura estática en el fondo del pozo (°F) gradiente de temperatura estática (°F/100 pies) profundidad del siguiente hoyo abierto más profundo (pies) altura de la arremetida de gas (pies) temperatura de superficie circulante de la sarta (°F) temperatura circulante de la sarta (°F) a 2/3 de la profundidad vertical del pozo = temperatura circulante de la sarta (°F) a una profundidad de zDSOH . 9 TBH − 0 .110 0.174 (8-108) 4  B  C4 = 1 +    1 − 1 +   2  B 8. GKTS = 0 .115 Conductividad (Btu/hr-ft-F) 26.110 0.6.3 Predicción empírica de la temperatura circulante de arremetida de gas (caso de carga) La temperatura de la arremetida de gas se modela como si el gas a temperatura estática “elevara” el perfil de temperatura circulante una altura equivalente a la altura de la arremetida.0 14.5.8 . 55 0.3 0.3 102.108 0.7 Ejemplo de cálculo Se tiene una producción de gas de un pozo de 15. Calcular la temperatura de flujo en la superficie después de que el pozo ha estado produciendo durante una semana (168 horas).39 0.5 pulgadas y 9.2 ppf.105 0.2 0. tubería de superficie.120 0.4 5.11 0. Además.145 0.000 pies cuya composición es 82% metano.2 53.3 Suelo Cemento (Húmedo) Cemento (Seco) 140 104 104 0. hay 10 lpg de fluido de completación a base de agua que rodea una sarta de tubería de producción de 3.8 165 264 1.0 0.6. .081 0.44 8. la temperatura superficial es 60 °F y el gradiente geotérmico es 0.2 1.0 0. tubería de protección y revestidor de producción.3 Agua Diesel Bentonita Baritina 62. La sarta de revestidor de producción está cementada en un 20% de su longitud. La velocidad de producción es de 20 MMCFD.110 0.102 0.209 6.50 0.23 0.5 6.7 7.300 psi. El pozo consta de las siguientes sartas de tubería de revestimiento: conductor. 9% etano y 9% CO2. La temperatura del yacimiento es 285 °F y su presión es 11.175 Austenístico 1 Austenístico 2 Ni-3Mo Ni-6Mo C276 Titanio Aluminio 496 501 508 508 555 276 173 0.87 1.015 °F/pie.7 4.8 5. 3rd ed.92) Como se está produciendo gas. ) log  = 3. McGraw-Hill. (Véase Reid17 para la determinación de estos valores).58) (778)(.3 lbm/pie3 a 11.58 Btu/lbm-ºF . T. 92 ) = = 0.168) = 174 °F Nota: El resultado por el método de diferencia finita en este ejemplo es 175 °F. α= ke (. R.022)(168)  f (168) = 0.0) = 13030 2 π (0.58)   T(0.2 + (125 .168) = 60 + 13030 .052 lbm/pie3 a STP y 19. 3 )  (. / 24) 2  m = ρ STP ( MMCFD)( 41667) m = (. y Sherwood.176 Solución: La densidad de la mezcla de gas es de 0.. “Propiedades de los gases y líquidos”).015 e(0 −15000)/ 13030  + 285 − 285 + 13030    (778)(. Prausnitz.0  (35 .015 − −. .58)(3.. 1977.: “The Properties of Gases and Liquids” (en castellano. 022 ρeCpe (140 )(. J.C. deberá utilizarse la Ecuación (8-92) 1 1      T(0. 17 Reid.300 psi y 285 °F.K. La capacidad térmica específica a 285 °F es 0.052)( 20)( 41667) = 13030 A= (43300)(.M. Por lo tanto. 8. Las cargas adicionales podrían hacer que el tieback presentara fugas o incluso se partiera. con excepción del efecto biaxial en virtud del cual se reduce la resistencia al colapso en condiciones de tensión axial.7 CONSIDERACIONES ESPECIALES DE DISEÑO 8. una sarta que posea factores de diseño API adecuados para el cuerpo de la tubería.177 8.11 describe un escenario donde la tubería de protección no está cementada a la tubería de superficie y el tope de cemento del tieback de producción está mucho más arriba que el tope de cemento de la tubería de revestimiento.7. lo que haría que el pozo perdiera integridad de presión de su sarta de producción. Si la tubería de protección se . En condiciones operativas inusuales. Una manera en que las sartas pueden interactuar es a través de la adhesión del cemento que se encuentra entre un revestidor y otro. pero pueden interactuar en el pozo. Si la sarta de tubería de revestimiento se desviara o saliera de las cuñas. pues es posible que la conexión no sea tan resistente como el cuerpo de la tubería en condiciones de cargas combinadas. Sería necesario efectuar un análisis triaxial completo de esfuerzos en tubulares. El caso inverso. pues son uniaxiales. es necesario evaluar dicha interacción. podría estar sin embargo mal diseñada si la conexión no pudiera manejar los esfuerzos triaxiales a los que se encuentra sometida la sarta.7. entonces se agregaría el peso de esta sarta y el cemento a las cargas axiales a las que está sometido el tieback. a fin de tomar en consideración casos de cargas combinadas tales como estallido y compresión simultáneos.2 Transferencia de cargas Las sartas de tubería de revestimiento se diseñan individualmente. La Fig. arroja un diseño mucho más seguro. Dicho análisis debe cubrir tanto el cuerpo de la tubería como la conexión. cuando el tope de cemento del tieback está a mayor profundidad que el tope de cemento de la tubería de protección.1 Cargas combinadas Las ecuaciones 5C3 de API resultan insuficientes para diseñar revestidores. Una regla básica consiste en diseñar el tope de cemento de las sartas internas de manera tal que esté a mayor profundidad que el tope de cemento de las sartas externas. es decir. 8. las distintas sartas .178 desprendiera de las cuñas. Dado que el volumen anular entre las sartas de tubería de revestimiento permanece básicamente constante. Los operadores deberán entonces purgar esta presión o diseñar sus sartas para que puedan tolerar las cargas de presión adicionales. 8. lo que a su vez modificará los volúmenes anulares dentro y fuera de la sarta. 8. lo que nuevamente determinará la cantidad de deformación que experimenten los tubulares. Representación esquemática de una sarta en la que el tope del cemento de una sarta interna (tieback de producción) está por encima de una sarta externa (revestidor intermedio) y se produce un efecto de transferencia de cargas. Calcular la cantidad de acumulación de presión en el espacio anular podría implicar un largo proceso de cálculos numéricos en el caso de geometrías de pozos complicadas. El diferencial de presión a través de la pared de un revestidor hará que el tubular se deforme ligeramente.3 Acumulación de presión anular Los fluidos anulares que se encuentran en el pozo se expanden a medida que se calientan.7. Por consiguiente.11. Todo cambio en el volumen anular también afectará la presión. los fluidos que se expanden incrementan la presión. Revestidor de superficie Tieback de producción Revestidor intermedio Camisa de producción Fig. entonces su peso se transferiría al cemento y a la formación y no a la sarta interna. La presión hará que se modifique el diámetro de la tubería. El mismo comprende tres pasos: expansión térmica. Si se sella el espacio anular. Este aumento de la temperatura ocasiona la expansión de los fluidos anulares. la presión modifica ligeramente las dimensiones de la tubería. entre otras razones. V = V0 ⋅ (1 + α∆T ) (8-113) En este caso. lo cual encuentra explicación en que. V0 es el volumen anular inicial y α es el coeficiente de expansión térmica.179 de tubería de revestimiento y los espacios anulares están todos acoplados y deberán ser resueltos simultáneamente. entonces el fluido deberá comprimirse a una presión P para poder caber en el volumen original V0. se obtiene: ∆P = − V0 − V0 (1 + α∆T) α∆T = V0 BN BN (8-115) La Ec. (8-115) puede utilizarse para calcular el límite superior de acumulación de presión anular. ∆P = − V −V ∆V =− 0 V0 BN V0 B N (8-114) Al incorporar la ecuación ( (8-62) en la (8-114). El incremento real de presión podría ser significativamente menor a éste. presurización del fluido y deformación elástica de la tubería. tal como lo predicen las ecuaciones de Lamè: . Un pozo se calienta cuando entra en producción. aunque el método es directo y posible de aplicar mediante cálculos efectuados a mano. Esto se logra fácilmente mediante rutinas de computación. Además. toda variación de temperatura ocasionará un cambio de presión anular. u = Pi ⋅ C 2   d3 D2  donde C 2 =  ⋅ ( 1 − ν ) + ( 1 + ν ) ⋅   2 2 d 2    E ⋅ ( D − d )  u = − P0 ⋅ C 3 2⋅d D2 donde C 3 = E ( D2 − d 2 ) (8-118) (8-119) Generalmente.180 u = Pi x d2 D2   1 − ν + 1 + ν ( ) ( ) E ( D 2 − d 2 )  x 2  (8-116) x D2 d2   1 − ν + 1 + ν ( ) ( ) E ( D 2 − d 2 )  x 2  (8-117) u = − Po donde u x = = variación de diámetro es el lugar de interés diametral. lo que a su vez afectará la presión. 8. lo que deberá resolverse simultáneamente. la deformación dependerá solamente de la presión. Si se coloca x en el diámetro interno y toda deformación de la tubería se determina tomando como referencia ese punto. se producirán intracciones entre múltiples espacios anulares sellados.3. lo que modificará las dimensiones de la tubería y el volumen anular. se presenta un ejemplo sencillo que muestra los principios básicos la acumulación de presión en el espacio anular. A continuación.1 Ejemplo del cálculo: Tubería de producción en el interior de un revestidor de . entonces para una tubería determinada.7. Deberá suponerse que el cemento se encuentra totalmente rígido.50 (pared de 0.3) + (1 + 0. 2.000 psi. El fluido de completación es 8.000 pies dentro de un revestidor de producción N80 de 5 18.26x10 −7 in 3 lb (1 − 0. Pi Pa D2 = 5. determinar las presiones en el espacio anular a 0 pies y a 10.875 d1 = 2. Dichas constantes no necesitan ser calculadas para el revestidor de producción.441  30 x10 ( 2. No tomar en cuenta la expansión térmica de la tubería.875 2   C2 = = 5. D1 = 2.000 pies.217 pulgadas) asentada a 10.4 lpg de agua tratada y el revestidor se encuentra totalmente cementado. utilizar los siguientes valores: α = 2. hay que calcular las constantes C2 y C3 de la tubería de producción.000’ Tinicial 60° F 220° F Tprod 150° F 220° F En primer lugar.362 pulgadas).276 Po Profund 0’ 10. El pozo produce gas con una presión de fondo de 6.000 psi y una presión de cierre en la superficie de 5.181 producción Se tiende una tubería de producción L80 de 2-7/8 6. Para las temperaturas de producción que se muestran en la fig anexa.4413 2.5x10-4 F-1 and BN = 2.441 Esquema para el ejemplo de cálculo para el aumento de presión anular.00 (pared de 0. porque la rigidez del cemento impedirá que se expanda por acción de la presión.875 − 2.8x10-6 pulg2/lb.000 d2 = 4. En el caso del agua.441 )  . tal como se muestra en la figura anexa.3) 2  6 2 2  2. 875 2 = 5.8752)(10. ∆Pa = 2.2762 . a saber.43 = 0.26x10-7)(5.5x10 −4 × 45 = 4.182 C3 = 2 × 2.65 pies3 ∆V = 546.8x10 −6 Las presiones Pi y Pa modificarán ligeramente las dimensiones de la tubería de producción de acuerdo con las ecuaciones (8-118) y (8-119).000) = 5.83x10 −7 in 3 lb 30 x10 6 ( 2.546.875 2 − 2.2. Se calcula una presión promedio dentro y fuera de la tubería de producción.65 .874282)(10.441 2.200) = -7.43 pies3 D1 = 2.4412 ) Ahora se halla el ∆T medio del espacio anular.180 + 4.000/144) = 546.5(5.875 .200 psi u = C2Pi .0.500) . Esto incrementará ligeramente el volumen anular. Pi = 0.(5.00072 = 2.05195) + ∆Pa = 2.500 psi Pa = (8.4 ppg)(5.020 psi 2.2762 .000 + 6.000 pies)(0.D12)(long/144) = (π/4)(4.2x10-4 pulg El diámetro de la tubería de producción se reducirá ligeramente.22 pies3 .83x10-7)(6. ∆T = Tprod − Tinitial = 12 (150 + 220) − 12 ( 60 + 220) = 45° F La ecuación (8-115) considera la expansión y compresión térmicas del fluido que se encuentra en el espacio anular. una milésima de pulgada aproximadamente.2.87428 pulg V = (π/4)(4.C3Pa = (5. V0 = (π/4)(d22 .020 = 6.000/144) = 546. 000’ = (8.75 56.921 .144 = 8. propiedades del fluido o gradiente de temperatura. Profundidad 0’ . Una columna de fluido puede dividirse en secciones que podrían reflejar un cambio de geometría.876 psi Pa.144 = 3.43 × 2.3. ∆Pa = − ∆V 0.500’ 2.7.020 . Para demostrarlo.10.000’ ∆T (°F) 78.61 136. la geometría del ejemplo 5. Estas secciones pueden resolverse individualmente y luego sumarse para determinar la variación total de presión y volumen.5.000 pies)(0.25 V0 (pies3) 136.8x10 −6 V0 B N La presión en el espacio anular se reduce en 144 psi.183 La ecuación (8-114) permite determinar la variación de presión anular ocasionada por este aumento del volumen.61 ∆V (pies3) 2. Nótese que la presión de la tubería de producción no resulta afectada porque ésta no se encuentra sellada en el tope y el fondo.4 ppg)(10.22 =− = −144 psi 546.7.05195) + 4.1 puede dividirse en cuatro secciones iguales para hallar el incremento de presión ocasionado solamente por modificaciones de temperatura.2 Estratos múltiples de fluidos El método empleado para calcular la acumulación de presión en el espacio anular puede utilizarse también en columnas de estratos múltiples de fluidos.690 1.000 psi ubicados encima de un fluido de completación de diesel o un colchón de aire (air gap) de 5 pies encima de una columna de lodo de perforación. Ejemplos de ello lo son 3.000 pies de nitrógeno a 3.020 .500’ .0’ = 4. Las presiones finales son las siguientes: Pa.236 psi 8.3.2. Utilizar α = 1. El gas actúa como un “amortiguador” de presión.75 11.148 ∆V =− = 4. No tomar en cuenta la expansión térmica de la tubería.8x10 −6 V0 B N La subdivisión del espacio anular en cuatro secciones no modificó el aumento de presión ocasionado por la expansión térmica.020 psi 546.44 × 2.10.000’ ∆P = − 33.1x10-3 pulg2/lb para el nitrógeno. El aumento de presión en el espacio anular puede reducirse considerablemente mediante el uso de un gas comprimible encima del líquido.3.000 pies a 900 psi que se coloca encima de 8.4 lpg de agua tratada. Se reemplaza el fluido de completación por una columna de nitrógeno de 2. 8.7. Las presiones y temperaturas iniciales son las siguientes: .500’ 7.44 1.7.6x10-3 F-1 y BN = 1.500’ .3. modificando su volumen sin alterar significativamente la presión.000 pies durante la producción de gas.25 sum = 136.148 6.384 6.000’ .3 Ejemplificación de cálculo: Almohadilla de gas La tubería de producción y el revestidor de producción del ejemplo 5.7.61 546.1 tienen la mismas temperaturas y presiones de tubería.153 0.184 5. Determinar las presiones anulares a 0 pies y a 10.61 136. 93 pies3 El volumen total deberá caber en el V0 original de 546.000 psi Pa 900 psi 1.29)(1.185 depth 0’ 2.0.8x10 −6 = 546.D12)(8. La sección uno estará constituida por nitrógeno desde la superficie hasta los 2.5x10-4)(36) = 3. V0(1) = (π/4)(d22 .5(150 + 164) . mientras que la sección dos será la columna de agua restante.43 pies3.43 V0 . Es posible llegar a un valor aproximado de la compresibilidad del fluido tomando una combinación de las dos compresibilidades.490 psi El primer paso consiste en expandir los fluidos del espacio anular mediante calor.000’ 10.000/144) = 437.29 × 11 .16 pies3 ∆V(2) = V0(2)α(2)∆T(2) = (437. BN = V0 (1) × B N (1) + V0 (1) × B N (1) 109.000 psi 4.5(60 + 92) = 81° F ∆T(2) = 0.6x10-3)(81) = 14. lo que ocasiona un aumento de presión.14 × 2.29 pies3 V0(2) = (π/4)(d22 .000 pies de profundidad.200 psi 6. x10 −3 + 437.D12)(2.000/144) = 109.14)(2.000’ Tinitial 60° F 92° F 220° F Tprod 150° F 164° F 220° F Pi 5.0.000 psi 5.5(164 + 220) .5(92 + 220) = 36° F ∆V(1) = V0(1)α(1)∆T(1) = (109.14 pies3 ∆T(1) = 0. ponderada por volumen. 34x10-3 pulg D1(2) = 2.100 psi Pi(1) = (0. deberá calcularse la variación de volumen anular que ocasiona la presión.000) + ∆Pa = 5.200 + 6.16 + 3.5)(1.000) + ∆Pa = 1.876342)(8.43 × 2.250) .877122)(2.14 = -0.87712 pulg ∆V(1) = (π/4)(4. Este cálculo se efectuará para cada una de las secciones.5)(5.186 BN = 2.437.2762 .26x10-7)(5. Pa(1) = (0.83x10-7)(1.5)(5.2.000 + 5.750 psi u(2) = C2Pi(2) .2.12x10-3 pulg D1(1) = 2.2762 .47 pies3 .5)(900 + 1.C3Pa(1) = (5.2x10-4 pulg2/lb El aumento de presión por expansión térmica es: ∆Pa = − 14.109.750) .895) = 1.000 + 4.26x10-7)(5.100) = 2.895 psi Pi(2) = (0.000/144) .(5.14 pies3 Pa(2) = (0.93 ∆V =− = 150 psi 546.200) + ∆Pa = 5.875 + 2.2x10 −4 V0 B N Ahora.875 + 2.29 = -0.490) + ∆Pa = 2.83x10-7)(2.12x10-3 = 2.33 pies3 ∆V = ∆V(1) + ∆V(2) = -0.000/144) .250 psi u(1) = C2Pi(1) .87634 pulg ∆V(2) = (π/4)(4.(5.12x10-3 = 2.C3Pa(2) = (5. podría emplearse un método iterativo para determinar los términos ∆V y sus correspondientes ∆P de cada espacio anular. el resto del presente capítulo se concentrará en los aspectos clave que inciden en el aumento de presión del espacio anular.050 psi Pa. Por último.43 × 2.3.187 El volumen del espacio anular se torna más pequeño en realidad.636 ≈ 4. aunque una variación de presión diferente. Si bien es posible utilizar las ecuaciones básicas. Pa. . la solución no puede ser escrita de manera cerrada. Por lo tanto.2 x10 −4 V0 B N La presión se modifica escasamente debido a la elevada compresibilidad del gas.640 psi 8.0’ = 900 + 150 .47 ∆V =− = 4 psi 546.4 = 4.046 ≈ 1.7. Esta modificación del volumen incrementa la presión anular a través de la Ecuación (8-114).490 + 150 .4 = 1. se calculan las presiones a 0 pies y a 10.000 pies. En lugar de presentar los detalles de dicha solución. estas interdependencias entre espacios anulares requieren soluciones simultáneas.4 Espacios anulares múltiples El cálculo del aumento de presión anular es más complicado en el caso de pozos que poseen numerosos espacios anulares. debido a que la presión en la tubería de producción es muy superior a la presión del espacio anular. Por el contrario.000’ = 4. Este sistema de ecuaciones se resuelve mejor con una computadora. ∆Pa = − −0.10. La solución se complica porque la variación de un volumen anular ocasiona una alteración equivalente en el volumen del espacio anular adyacente. Toda alteración considerable del volumen producirá una pequeña variación en la presión.. Aquí. También es importante la hipótesis de la rigidez del cemento. El segundo caso corresponde a una escasez de cemento. Por otra parte. Es concebible que la presión pueda aumentar en esta geometría hasta que se produzca una falla. que se muestra en la parte derecha del pozo. puesto que no existe ningún mecanismo que limite la presión a medida que se caliente el pozo.5 Acumulación de presión anular y cemento El tope de cemento incide significativamente en la acumulación de presión. Aumento de la presión anular 8. Todo aumento adicional de presión se escapará hacia la formación.7. Dicho caso se muestra en la parte izquierda del pozo en la Fig. El cemento podría estar completamente rígido. anul. . podría utilizarse un perfil de presión como respaldo del cemento. frac en cerrados zapata Fig. 8.12.3. lo que probablemente reflejaría la resistencia a la compresión del cemento.12. 8. impidiendo así que el revestidor se deforme de alguna manera. Si se cementa nuevamente la sarta en la zapata anterior. entonces el espacio anular estará sellado realmente.188 esp. la presión existente en el espacio anular está limitada por la presión de fractura en la zapata anterior. 7. α (R) a base de agua a base de aceite gas ideal 2.0x10-6 1 / Tabs 1/P . Esto puede dar lugar a una técnica de solución iterativa en virtud de la cual se determinan las presiones. por lo que el problema se mitigaría si los valores iniciales fuesen adecuados. donde T y P representan la temperatura (R) y la presión (psi) del gas.3. se actualizan los valores de compresibilidad y se calculan nuevas presiones.6 Valores característicos de los coeficientes de compresibilidad y expansión térmica Los coeficientes de expansión térmica y compresibilidad dependen de la temperatura y la presión. las compresibilidades de los líquidos no varían considerablemente con la presión. No obstante.9x10-4 5.5x10-4 BN (pulg2/lb) 2. La tabla que se muestra a continuación presenta los valores comunes correspondientes a estos coeficientes.189 8.8x10-6 3. En tanto la corrosión no haya reducido excesivamente el diámetro externo. esta información deberá incorporarse efectivamente al proceso de diseño. La rapidez con la que se produce el desgaste. la tubería de revestimiento desgastada puede ser tratada simplemente como una tubería más liviana. repercute en el diseño de la misma manera que la utilización de tubulares de paredes más delgadas. Si se detecta el uso de revestidores desgastados o el empleo de revestidores que se desgastarán antes de la completación del pozo.25 .190 8.1 Reducción uniforme de las paredes Cuando se detecta o prevé antes de diseñar y bajar por el hoyo el revestidor. La fórmula que se presenta a continuación se emplea para ilustrar cuáles son los términos que determinan la eficiencia de desgaste: K= VH µLD (8-120) donde: K V H D = = = = L µ = = “eficiencia de desgaste” adimensional Volumen de metal removido por el desgaste (pulg3) Dureza de Brinell (psi) Circunferencia de la junta multiplicada por el número de revoluciones (pulg) Fuerza lateral (lbf) Coeficiente de fricción de deslizamiento (adimensional) ≅ 0. especialmente el caso de revestidores que se desgastan de manera uniforme debido a la rotación de la tubería de perforación. independientemente de que sea producto de la corrosión o de la abrasión por uso de herramientas en el fondo del pozo. las medidas mínimas de las paredes pueden proporcionar un valor conservador para fines de diseño.8 DESGASTE DEL REVESTIDOR La disminución de espesor del revestidor.8. puede expresarse en términos de “eficiencia de desgaste”. 8. En el caso de presión interna. b. Algunas de las generalizaciones importantes que se derivan de los trabajos efectuados en laboratorio en materia de eficiencia de desgaste son: En condiciones similares.191 La expresión µ L D representa la fuerza de fricción multiplicada por la distancia que se ha deslizado la superficie giratoria de la junta de la herramienta. c. Un revestidor grado N-80 se desgasta más rápidamente que uno K-55. La reducción de la pared como resultado del desgaste uniforme equivale prácticamente al uso de un tramo más liviano de revestidor. puesto que podrían generar roturas y demás problemas locales de sobrecarga. así como tensión excesiva contribuyen por igual al colapso. las marcas de llaves y las marcas de cuñas no pueden ignorarse. El espesor de pared promedio que realmente queda constituye el parámetro clave para determinar el valor nominal de resistencia a la tensión. De hecho. Zonas aplanadas. Esto no significa que podamos permitirnos el lujo de no tomar en cuenta el desgaste y el daño del revestidor. desigualdad de resistencia alrededor de la circunferencia del tubo o del acodamiento. Asimismo. un revestidor grado P-110 se desgasta más rápidamente que uno N-80. tubos mal configurados. La tensión utiliza la sección transversal promedio para sustentar una carga. Las pruebas realizadas en laboratorio confirman que el efecto del desgaste en el caso de desgaste preferencial no es el mismo que en el caso de desgaste uniforme. El contenido de arena no incide en el grado de desgaste del revestidor. Según sean el tamaño y la severidad del área dañada. los pozos desviados. c. con tráfico excesivo a. d. . b. el simple daño producido por las llaves de apriete ha llegado a reducir en más de un 70% la resistencia al estallido. El uso del modelo de eficiencia de desgaste hace que el desgaste sea una función lineal de la fuerza lateral. a. Las fallas por colapso son consecuencia directa de una falta de uniformidad geométrica. pero los cortes severos. la falla puede producirse como resultado de imperfecciones o desgaste locales. El impacto del área adelgazada puede mitigarse con la ayuda de una cantidad limitada de material circundante más resistente. Los tres tipos de carga que deben considerarse cuando se evalúa el efecto neto del desgaste no uniforme son la presión interna. el valor nominal de resistencia al estallido de la tubería dañada puede ser prácticamente el mismo que en el caso de una tubería nueva. la tensión y la presión externa. El revestidor puede desgastarse más rápidamente en un lodo a base de aceite que en un lodo a base de agua. Los calibradores permiten medir los diámetros promedios y calcular la pérdida de pared. 8. 8. La tasa de desgaste no depende del grado del revestidor. podrían desarrollar una ranura en la parte inferior del hoyo a medida que se hace descender la tubería. La rotación de la tubería de perforación suele ser la causa principal de desgaste del revestidor.8. se resumen los resultados de pruebas efectuadas en varios estudios. para verificar luego las pérdidas de espesor con medidas realizadas posteriormente.2. Existen algunos métodos computarizados que permiten cuantificar el desgaste. Dichas pruebas arrojaron los siguientes resultados: a.8. La presencia de arena o baritina aumenta la tasa de desgaste.8. En agua y lodos no densificados que contienen arena. se analizarán solo los aspectos cualitativos del desgaste del revestidor. uno de los factores fundamentales de diseño es su resistencia al estallido. Se han efectuado pruebas empíricas para estudiar el desgaste inducido por cable.2 Desgaste por uso de la tubería de perforación a. A continuación.1 Desgaste del revestidor inducido por el cable El desgaste del revestidor puede obedecer al roce con distintas fuentes. En esta sección del documento. fundamentalmente las conexiones de la tubería de perforación. . 8. Es fundamental tener valores de base. c. Este tipo de desgaste debilita el revestidor por un solo lado y contribuye al colapso. b. es decir.2. La pérdida de pared es progresiva y predecible. medidas efectuadas inmediatamente después de la instalación del revestidor. Particularmente en el caso del revestidor de producción. el aumento de la carga ocasiona un incremento de la tasa de desgaste.2 Resultados de las pruebas de laboratorio y campo El desgaste del revestidor suele ser resultado de la perforación misma.192 de herramientas por las juntas. Con una tensión de 200. 8. El desgaste del revestidor inducido por cable no suele tener mayor importancia. 8. es decir. Se v e r id a d d e la p a t a d e p e r r o e n º/ 1 0 0 p ie s Ta sa d e d e s g a st e p o r c a d a 1 .0 0 0 lb d e t e n s ió n ( m ilé s im a s d e p u lg / d ía ) Se v e r id a d d e la p a t a d e p e r r o e n º/ 1 0 0 p ie s Fig. c. aunque incrementará el producido por el cable. sin embargo. d.000 libras de tensión. 8. desgaste.13 muestra la tasa teórica de desgaste basada en la severidad de la pata de perro (línea recta). Nunca debe hacerse rotar las juntas revestidas de metal duro (hard banding) dentro del revestidor.13 predice que una pata de perro de 10 grados por 100 pies producirá un desgaste de aproximadamente 0. La Fig. el desgaste alcanzaría 0.0 0 0 lb d e t e n s ió n ( m ilé s im a s d e p u lg / d ía ) Ta sa d e d e s g a st e p o r c a d a 1 . la línea recta que aparece en la Fig.2. Por ejemplo.3 Severidad de la pata de perro Son numerosos los factores que producen fuerzas de contacto y. por ende. Curva de predicción de desgaste.8.013 pulg/día.065 * 200 = 13 milésimas de pulgada por día.13. Las observaciones efectuadas en el campo.065 milésimas de pulgada/día por cada 1. b. 8. Añadir geles y baritina o ripios no abrasivos tenderá a reducir el desgaste ocasionado por la sarta de perforación. Uno de ellos es la severidad de la pata de perro. e.000 libras. señalan que la correlación correcta podría aproximarse más a la línea punteada/curva. 0.193 Las gomas de la tubería de perforación pueden ser de gran ayuda para reducir el desgaste en aquellos puntos donde las cargas de contacto son elevadas. Con esta . .8. 8.4 Prácticas de campo recomendadas El desgaste del revestidor puede reducirse al mínimo si se aplican una serie de procedimientos sencillos: • • Mantener al mínimo las patas de perro.194 combinación de circunstancias. • Mantener tan bajo como sea posible el contenido de arena en el lodo.500 libras.2. un revestidor # 26 de 7 pulgadas quedaría completamente desgastado en 28 días. Instalar gomas en las juntas en aquellos lugares donde las fuerzas de contacto rebasen las 1. • Correr juntas de herramientas de superficie metálica dura solamente en hoyos abiertos. 195 . mientras que las probabilidades de otras cargas. específicamente la evaluación de la probabilidad de fallas. ni considera otra resistencia de la tubería que no sea su valor nominal. se utilizan para calcular la probabilidad de falla. Las mismas magnitudes de las cargas y las resistencias. las cargas de servicio se pueden considerar como una distribución de cargas. En este capítulo se discutirá la confiabilidad del revestidor y la tubería de producción. Más bien. como una arremetida de gas de 3 lpg. Un factor de diseño bajo puede resultar aceptable si la carga usada para generar dicho factor de diseño tiene muy pocas probabilidades de ocurrir.472 pulg. FACTOR DE SEGURIDAD Y PROBABILIDAD DE FALLAS El factor de seguridad se define como: . Es simplemente una comparación entre una carga de servicio más o menos teórica y un valor de resistencia calculado. Asimismo. de un lote de tuberías. la resistencia al colapso o cualquier otra propiedad. puede ser de 100%. pero con la probabilidad de ocurrencia (la distribución).310 psi.00 (pared 0. No todas las juntas de 9-5/8 47.196 9. tendrá una distribución de valores. CONFIABILIDAD DE REVESTIDOR Y TUBERÍA DE PRODUCCIÓN Este manual ha usado el concepto de factores de diseño para indicar si una sarta es adecuada para el servicio que se le pretende dar. Las magnitudes de las cargas y las resistencias se combinan para formar los factores de diseño. Sin embargo. En realidad. puede ser muy remota. el factor de diseño no refleja la probabilidad de que la carga de servicio utilizada en el diseño realmente aparezca. como el cierre de una tubería de producción. La probabilidad de falla es importante al caracterizar el riesgo.1 FACTOR DE DISEÑO. una sarta de revestidor tendrá algunas juntas más fuertes y otras más débiles. La probabilidad de que ocurra una carga fuerte.) P110 BTC tendrán una resistencia real al colapso de 5. 9. 9. si se excede demasiado la capacidad de carga nominal. sí se puede esperar que ocurra una falla.1. Se llega a un factor de seguridad de 1.00.00 se producirá una falla. El factor de diseño se basa más en la clasificación del material que en las propiedades reales y se define como: DF = Capacidad nominal de la tuberia Carga de servicio maxima prevista El diseño de una sarta no va necesariamente a fallar si la carga de servicio mínima prevista está ligeramente por encima de la capacidad de carga nominal. es decir.197 SF = Carga de Falla Carga Aplicada Real Cuando la carga aplicada real es igual a la carga de falla. ej. Esto se debe a que la capacidad real de la tubería normalmente es mayor que su capacidad nominal y las cargas de servicio reales suelen ser menos fuertes que las cargas mínimas previstas. la falla es inminente. Ravg Carga Resistencia Cavg C∩R 4500 5000 5500 6000 6500 7000 Presión (psi) Fig. Por lo tanto. hay un factor de diseño poco menor que 1. si el factor de seguridad es menor que 1.00. Cargas y curvas de resistencia para cedencia interna . Sin embargo. La distribución de las presiones internas posibles aplicadas al revestidor está representadas por la línea continua.000 psi. un factor de seguridad de 1. como un número único. El revestidor promedio en este ejemplo tiene una resistencia de 6.198 La Fig.500 psi. la resistencia de una junta de revestidor específica en este lote. La probabilidad de falla es un indicador de riesgo. La probabilidad de falla viene definida por la intersección de las dos curvas de distribución (L ∩ R). 1 falla en cada 10. puede encontrarse entre aproximadamente 6. De manera análoga. Por ejemplo.700 psi y 6. ej. Este banco de datos podría contener un historiograma de las profundidades de evacuación. No obstante. 10-4 (1 / 10. Si se usaran valores promedio para este calculo. más que una simple relación. El factor de diseño viene definido por una carga única y una resistencia única. La probabilidad de falla puede expresarse como una relación entre el número de fallas en cierto número de instancias.0 o menos. 9.000. Las cargas se pueden basar en la experiencia de campo y en un análisis de incertidumbre. este número no incluye ningún conocimiento de las distribuciones. Sin embargo.500 = 1.1 muestra las curvas de carga y de resistencia para la cedencia interna de una sarta de revestidor arbitraria.300 psi. ej. donde la falla es eminente.18. la presión interna promedio que puede encontrar esta sarta es de 5.000 casos ó 1:10.000 psi y 7.500 psi.2 DISTRIBUCIÓN DE CARGAS Y RESISTENCIAS La distribución de cargas y resistencias debe determinarse antes de calcular la probabilidad de falla. 9. la presión interna real puede hallarse entre 4. Representa la probabilidad de que la carga aplicada sea igual o mayor que la resistencia del material. Esta se reporta a veces también. 54 pozos evacuados a un 30% de la profundidad de hoyo .000 = 1x10-4).500 / 5. Debido a la incertidumbre de las de presiones de formación. el factor de diseño sería de 6. Es decir.500 psi de presión interna para que ceda la junta promedio en este lote en particular. debe registrarse el nivel de evacuación del lodo de perforación para cada pozo que se perfore. se necesitan 6. Esta distribución de resistencias está representada por la línea punteada. ej. La incertidumbre de la profundidad y presión exactas de la zona de pérdida de circulación se puede expresar como una distribución de profundidades probables. La distribución de resistencias puede ser una representación estadística de propiedades mecánicas. Es importante que la forma de la distribución concuerde con la del conjunto de datos físicos. O también. Sus dos parámetros clave son la media µ. σ. éstas son la normal y la de Weibull. Por ejemplo. la distribución de profundidades de evacuación podría basarse en la incertidumbre del gradiente de fractura de la formación. 72 evacuados a un 35%. etc. Aquí sólo se ofrece una descripción básica para aclarar la idea de probabilidad de falla. La carga de colapso puede ser la evacuación de lodo que balancee una zona de pérdida de circulación. La forma básica de la curva puede basarse en la historia colectiva que tenga el fabricante sobre las pruebas de colapso. Existen dos distribuciones que modelan de manera efectiva muchas distribuciones en ingeniería. Puede resultar conveniente considerar los datos como distribución estadística. En un texto de matemática o estadística se puede encontrar una explicación completa de cada una de ellas. lo cual remite una vez más a una distribución de cargas. Una vez determinados estos parámetros. se usan unos cuantos puntos de prueba para modificar la curva histórica de modo que represente el lote especifico. La distribución normal sigue la conocida curva “de campana”. la distribución tiene la siguiente densidad: 1 x−µ  2  σ  −  1 f (x) = e 2 σ 2π (9-1) .199 abierto. Luego. Este historiograma se traduce en una distribución de presiones de colapso basada en la profundidad reales de evacuación. la resistencia al colapso de un lote de tubería puede caracterizarse por un “ajuste de curva” de unas cuantas pruebas de colapso para una distribución estadística prevista. y la desviación estándar. La función de densidad para la probabilidad de Weibull es: .5 ± 0. la fracción de la distribución es aproximadamente igual a f(x) * ∆x. entonces la fracción entre 0. Si ∆x es 0. La probabilidad de que el valor de un conjunto de datos sea menor que x se describe como: P[≤ x] = F( x) ((9-4) La distribución Weibull sirve para analizar datos dispersos. Esto puede describirse como sigue: (9-2) p[x ± 12 ∆x] ≅ f ( x) ∆x así.55 es 3.352.45 y 0.52%.55 es 0. Para la banda x ± 0. Por ejemplo.1. la probabilidad de que x esté ente 0.05] = 0. Es decir.0352 o 3.0352 cuando µ = 0 y σ = 1.52%. la distribución normal acumulativa es la integral de la Ec. p[0.5 * ∆x. Sus parámetros clave son el valor característico η y la pendiente. Sólo se necesitan unos cuantos puntos para predecir la distribución general de los datos.45 y 0. entonces la densidad a x = 0. Ésta es la fracción total de datos menores o iguales a determinado valor.5 es 0. Con frecuencia conviene describir los datos en términos de distribución acumulativa. pero la distribución normal acumulativa aparece en forma de tabla en muchos textos matemáticos y también viene con algunos programas comerciales de hoja de cálculo. Por ende. consiste en la integración de las densidades. (9-1) de menos infinito a x: 1 F( x ) = σ 2π x ∫e 1 x−µ  2 −   2 σ  dx (9-3) −∞ La Ecuación (9-3) no es fácil de evaluar. si µ = 0 y σ = 1.200 La densidad da la fracción de la distribución total para un x dado. Matemáticamente. 3 CALCULO DE PROBABILIDADES DE FALLA El primer paso para calcular la probabilidad de falla es determinar las distribuciones de cargas y resistencias con respecto a una variable. La Ecuación (9-7) se puede integrar numéricamente dividiendo el intervalo de intersección en varios anchos de banda menores. . 9. la probabilidad de falla es: P[ L ∩ R] = ∫ p L [ x]PR [≤ x]dx (9-7) La falla se define como el momento en que la resistencia es menor que o igual a la carga. se calculan las probabilidades de carga y resistencia para cada intervalo. la función resistencia en la Ecuación (9-7) es acumulativa mientras que la función de carga es una densidad. Por ello. y se combinan para aproximar la probabilidad de falla. 9. la distribución Weibull se usa frecuentemente para calcular probabilidades de falla (ver Fig.201  x −  β f (x) = β x β −1 e  η  η β (9-5) y su distribución acumulativa es: F( x ) = 1 − e  x −   η β (9-6) La distribución Weibull se utiliza para las “colas” de las curvas de distribución. generalmente presión o esfuerzo. Los extremos de la distribución donde la probabilidad de ocurrencia es muy remota. En términos de una variable x.2). Como la intersección de las curvas de carga y resistencia se produce en las colas. Dicho producto se integra en el intervalo de intersección para hallar la probabilidad general de falla. La probabilidad de que dos eventos se den simultáneamente es el producto de las probabilidades de ocurrencia individuales. ej. ) N80 BTC tiene una distribución de 0.450 determinada de 7 23.200 psi.100 0. Calcular la probabilidad de falla por colapso para la sarta.202 (9-8) P[ L ∩ R ] ≅ ∑ p L [x i ]PR [≤ x i ] i donde p L [xi ] = p L [xi ± ∆xi ] and PR [≤ xi ] = PR [− ∞ < x ≤ xi ] Las probabilidades individuales pL y PR se calculan con la Ecuación (9-2) y ((9-4) y la función de densidad de probabilidad apropiada.259 psi y β = 53. 9. Está sometida a una carga de colapso con una distribución normal.200 0. 9.59. La Fig. con η = 4. La probabilidad de ocurrencia para la carga se determina con . Distribuciones de carga y resistencia de la sarta del ejemplo de cálculo las distribuciones de densidad de carga y resistencia para el revestidor de 7 pulg.400 load resistance pulg.3.050 0. El intervalo de intersección para las dos distribuciones (L ∩ R) está básicamente entre 3.300 resistencias al colapso representada por una distribución de Weibull. donde µ = 3.1 Ejemplo de cálculo: Probabilidad de Falla por Colapso Una sarta de revestidor 0.000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Presión de Colapso (psi) y σ = 200 psi.350 0.317 0.00 (pared 0. 9. Para este ejemplo se tomará un ancho de banda de ∆x = 100 psi.250 0. o a partir de a historiograma de datos recabados.2 muestra Fig. El intervalo se divide en secciones más pequeñas.2.150 0.600 psi y 4.500 psi 0. 59 = 0. Entonces.0012 o 0. 1  3600 − 3500  2   200 −  1 f (3600) = e 2 200 2 π = 0. F(3600) = 1 − e  3600  −   4 . La densidad de distribución de probabilidades para la carga viene determinada por la Ecuación (9-1) para distribuciones normales. La TABLA 9.650 psi se halla a partir de la Ecuación (9-2).00176)(100) = 0.1 muestra los datos para este cálculo.200 psi. Aproximadamente 1 de cada 800 sartas con esta combinación de cargas y resistencias presentaría fallas.00176 La probabilidad de que la carga esté entre 3.550 psi y 3. p[3600 ± 12 100] ≅ f ( 3600) ∆x = (0. La probabilidad de falla resultante es de 0. .203 la Ecuación (9-2).600 psi a 4. La probabilidad acumulativa de ocurrencia para la resistencia se determina con la Ecuación ((9-4).000122 = P[3600] Se repite este procedimiento para cada valor xi de 3.12%.176 La distribución de probabilidad acumulativa para la resistencia se determina a través de la Ecuación (9-6) para distribuciones de Weibull.600 ± 50 psi. 259  53 . se combinan las bandas usando la Ecuación (9-8) para hallar la probabilidad de falla. Finalmente. La primera banda es xi = 3. se usa la Ecuación (9-8) para combinar las probabilidades individuales de ocurrencia en una probabilidad general de falla. 00027 0.900 4.377 suma probabilidad de falla 0.0341 0.1.200 0.00014 0.700 3.00017 0.0012 .0270 0.0022 0.00888 0.100 4.1210 0.0648 0.00223 0.00024 0.00030 0.122 0.800 3.204 TABLA 9.0088 0. Cálculo de probabilidad de falla del ejemplo xi (psi) carga resistencia 3.0004 0.000 4.600 3.000531 0.00002 0.1760 0.00006 0.000122 0. 205 . 2. sólo se realiza parte del análisis correspondiente. ya que es similar al aquí desarrollado. que pueda ayudar a mejorar el contenido aquí presentado. EJEMPLOS CON APLICACIÓN DE LAS CONSIDERACIONES PARA DISEÑO DE REVESTIDORES En esta sección se presentan una serie de ejemplos prácticos. Análisis de una tubería de revestimiento de acuerdo al método de diseño convencional API. Se agradece cualquier comentario o sugerencia. tomando en cuenta problemas de pega diferencial y arremetidas al perforar secciones más profundas. 10. 4.206 10.3. con el fin de incorporarlo a futuras ediciones de este documento. Análisis de una tubería de revestimiento de acuerdo al método de diseño de vida de servicio. . en los cuales se muestra la aplicación de los criterios y consideraciones para el diseño de revestidores desarrollados en los capítulos anteriores. Selección de los diámetros de revestidores a utilizar. Es importante notar que para el Ejemplo No. Tales ejemplos están estructurados de la siguiente manera: 1. dejándose como ejercicio para el lector el resto. Selección del número de revestidores y de la profundidad de asentamiento de cada uno. 3. 5 8. TABLA 10-1. y seleccione la profundidad de asentamiento de cada tubería.2 15.0 Gradiente de fractura (lpg) 12.5 8.5 9.0 18.5 14.8 15.1: SELECCIÓN DEL NÚMERO DE REVESTIDORES Y DE LAS PROFUNDIDADES DE ASENTAMIENTO.5 15.000 4. 10. 10.4 16.5 8.5 lpg al hacer la selección de las profundidades de asentamiento y un límite de presión diferencial máximo de 2.8 16.000 8.5 15.000 pies de manera segura.1 Profundidad (pies) 1. Gradiente de presión de poro y grandiente de fractura.000 5.000 2. La longitud mínima del revestidor de superficie requerido para proteger los acuíferos de agua fresca es de 2000 pies. Utilice márgenes de sobrebalance y arremetida de 0.0 16.000 7. Utilizando los datos de la tabla anexa.5 11.000 10.5 8.4 18. determine el número de tuberías de revestimiento que deben correrse dentro de un pozo.2 14.000 15.8 17.000 Gradiente de presión de poro (lpg) 8.2 18.000 12.1 EJEMPLO NO.000 psi en zonas con presiones normales. para alcanzar una profundidad objetivo de 15.7 16.000 3.2 18.0 12.8 14.207 10.5 8. Ejemplo No. Además se requieren aproximadamente 180 pies de conductor para prevenir que ocurra “washout” en su exterior.000 9.5 8.000 11.000 14.5 8.000 6.000 13.5 8.9 13.6 . 1. Esta condición requiere el asentamiento de un revestidor intermedio a 11. Al mismo tiempo debe generar una presión menor que la de fractura.400 pies y asentar el revestidor intermedio. para luego ir pasando sucesivamente de ésta a la de superficie. para perforar de manera segura hasta una profundidad de 11. Es evidente que el gradiente de fractura es mayor que el gradiente de presión de poro. Primero se grafica el programa de densidades de lodo para mantener un margen de sobrebalance de 0. el proceso se inicia en el fondo. Entonces.5 lpg en cada profundidad. Se asienta el revestidor correspondiente en ese punto y se inicia nuevamente el proceso (segmento c-d) y así sucesivamente hasta llegar a la superficie. se requiere un lodo de densidad 16. Como puede verse. 10.6 lpg. para perforar a una profundidad de 15. asentar un revestidor superficial . proyectando la densidad del lodo a la profundidad total (presión de poro más sobrebalance) hasta el punto donde se intersecta el gradiente de fractura menos el margen de arremetida (segmento a-b).5 lpg. De manera similar. Se debe. 10. tal como se muestra en la Fig.5 lpg (punto a) aproximadamente. se requiere un lodo de densidad 12.000 pies.1. para que no comience a invadir la formación. De esta manera. deberá utilizarse un fluido de perforación (lodo) que cumpla con las siguientes condiciones: 1. y luego se grafica el gradiente de fractura de la formación manteniendo un margen de arremetida de 0. 2.208 Solución: La estrategia más utilizada para determinar el lugar de asentamiento del revestidor consiste en seleccionar la tubería más profunda primero. entonces. Debe generar una presión hidrostática mayor que la presión de poro para poder controlar al pozo.400 pies (punto b) para prevenir la fractura de la formación por encima de esta profundidad. Estas variables corresponden a las líneas punteadas de la Fig. 1.000 c Gradiente de presión de poro b Densidad del lodo Profundidad objetivo a 16. 8.500 pies (punto d).000 Fig. 10. la profundidad usual para un conductor de 180 pies es apropiada. Debido a que la formación está presurizada normalmente a 2. 8 Densidad de lodo equivalente (lpg) 10 12 14 16 18 20 2.000 14.000 12.000 Gradiente de fractura menos 0.000 10.000 .000 Gradiente de fractura d Profundidad (pies) 4.5 lpg.209 a 2. 6. . Gradiente de presión de poro y gradiente de fractura.500 pies. Entonces se determina el máximo diferencial de presión al que estará expuesto cada revestidor.000 psi ⇒ No hay riesgo de pega diferencial. peso del lodo (lpg).0 − 8.8 psi < 2.052 ⋅ (12. Los estudios de campo han demostrado que puede tolerarse un diferencial de presión de hasta 2. El siguiente revestidor. presión de poro (lpg). sin que ocurra atascamiento.6 lpg. usando la siguiente ecuación: ∆p = 0. será bajado usando un lodo de 12.5 lpg. Este fenómeno puede presentarse si existe una gran diferencia de presión entre el sistema de lodo y la formación. Así.918.052 ⋅ (9. ya que la tubería tiende a pegarse donde se encuentran las presiones diferenciales máximas.210 Ahora hay que verificar la posibilidad de que ocurra pega diferencial durante la corrida de los revestidores dentro del hoyo.000 = 1. por lo que disminuye el riesgo de que ocurra atascamiento).500 = 65 psi << 2.000 ó 3.5) ⋅ 9. esto es a 9.5) ⋅ 2. el revestidor que se asentará a 2. la diferencia de presión máxima será: ∆p = 0. La situación más crítica es aquélla donde todavía existe presión normal de 8. Entonces. en contacto con la formación.000 pies (luego de esta profundidad la presión de poro aumenta. La diferencia de presión será: ∆p = 0.000 psi. profundidad (pies).6 − 8.500 pies será bajado con un lodo de 9.000 psi .0 lpg.052 ⋅ ( MW − PP) ⋅ z donde: ∆p MW PP z = = = = diferencial de presión (psi). intervalo más profundo (pies). Sustituyendo estos valores en la ecuación anterior. total = ∆M = OMW = peso de lodo equivalente a la profundidad de interés (lpg). De esta forma.5) + 12. 10. La arremetida que tendría que resistir el revestidor superficial (el que se asienta a 2.7 lpg. El valor obtenido con esta ecuación debe ser menor que la resistencia a la fractura de la formación. .6 lpg.500 pies es de sólo 12.9 lpg. tal como se observa en la Fig.211 ⇒ No hay riesgo de pega diferencial.6 = 14.1. arremetida  2. Adicionalmente hay que tomar en cuenta que la profundidad de asentamiento del revestidor superficial debe seleccionarse considerando la posibilidad de una arremetida que pueda ocurrir al perforar secciones más profundas. peso del lodo original (lpg).400  EMW =   ⋅ ( 0.400 pies. total  EMW = ⋅ ∆M + OMW arremetida  Pr of . con el lodo de 12. debe seleccionarse una profundidad mayor para evitar que la arremetida fracture la formación (y eventualmente pueda salir hasta la superficie). de interes  donde: EMWarremetida= Prof. Para determinar la presión que ejercería una arremetida a la profundidad seleccionada se utilizará la siguiente ecuación:  Pr of . aumento incremental del peso del lodo en la arremetida (lpg).500 pies) podría originarse al perforar el siguiente hoyo hasta 11. se tiene que: 11.500  El gradiente de fractura a 2. Estos valores se grafican en la Fig.000 pies (si no se considera el margen de seguridad) ó 5.5) + 12.000 Profundidad objetivo 16.212 La forma de calcular la profundidad de asentamiento apropiada es mediante la aplicación reiterada de la ecuación anterior para cada profundidad y ver donde intersecta a la línea de gradiente de fractura. Dado que el cálculo anterior ya considera un factor de seguridad.400/2. se escogerá el valor de 4.000)(0. 8 Densidad de lodo equivalente (lpg) 10 12 14 16 18 20 2.400/4. 8.2 y se observa el punto de intersección con la línea de gradiente de fractura.000 Fig.6 = 14. ésta se produce alrededor de los 4.000 Profundidad (pies) 4. = (11. 10.6 = 14.000 6.2.5) + 12.000 10.000 12. 10.500 pies originales).6 = 13. Selección de la profundidad de asentamiento del revestidor superficial tomando en cuenta consideraciones de arremetida al perforar secciones más profundas.6 lpg. = (11.0 lpg.000 pies como profundidad de asentamiento (en lugar de los 2. .500)(0.9 lpg.5) + 12.000 14.000 .400/6.200 pies (si se considera el margen de seguridad). EMWarrem = (11.000)(0. Solución: La selección del diámetro se realiza según el diámetro del hoyo y la holgura entre el hoyo y el tubular. La Fig.2 EJEMPLO NO.2: SELECCIÓN DE DIÁMETROS DE LOS REVESTIDORES En el Ejemplo No. 17 1/2” 20” Conductor. De acuerdo a la Fig. 10. .000 pies es un revestidor de producción y tiene un diámetro externo de 5 1/2 pulg. Superficial. 10. se selecciona primero el diámetro del revestidor de producción y siguiendo paso a paso hacia abajo. Así. en el cual la línea continua representa la opción más viable. 12 1/4” 13 3/8” Mecha y hoyo: Revestidor: Producción. 10. seleccione los diámetros externos (OD) para cada revestidor. el revestidor asentado a 15.(pulg. 10.1.D.3.) Revestidor: 5 1/2” Mecha y hoyo 7 7/8” Revestidor: 9 5/8” Mecha y hoyo: Revestidor: Intermedio.3 muestra un diagrama para la Selección del Diámetro del Revestidor. para el problema planteado se tienen los siguientes resultados: O. A partir de este dato. se van seleccionando los diámetros del hoyo y del siguiente revestidor hasta llegar a la superficie.213 10. 2 pueden representarse gráficamente a través del siguiente esquema de revestidores.3. en el cual se muestran los diámetros externos y profundidades de asentamiento para cada uno. Secuencias usuales de diámetros de los revestidores.214 Re v e s t id o r o ca m isa Me c h a y h oyo Re v e s t id o r o ca m isa Me c h a y h oyo Re v e s t id o r Me c h a y h oyo Re v e s t id o r Me c h a y h oyo Re v e s t id o r Fig. mechas y hoyos.1 y 10. 10. 10. . Los resultados de los Ejemplos No. Esquema de tuberías de revestimiento para el problema planteado.4.400 pies 15.000 pies 9 3/8” 5 1/2” 11.215 20” 180 pies 13 3/8” 4. 10.000 pies Fig. . las cargas normales que probablemente le impondrá la operación. Los casos de carga más importantes aplicados a un revestidor de producción son: 1. utilizando un MODELO DE VIDA DE SERVICIO. 23. Este procedimiento. 2. Fuga en la tubería de producción en superficie . Una sarta se considera que está bien diseñada si para cualquier combinación de cargas base y de servicio. es decir. mantiene los márgenes de seguridad mínimos necesarios.000 pies de profundidad.Un perfil de presión interna y un perfil de presión externa.216 10. Para un revestidor el caso base es cuando está cementado y para una tubería de producción cuando está instalada. Un caso de carga o condición de servicio está definido por: .5. asentado a 15.3 EJEMPLO NO. Sobre este sistema inicial se sobreponen las CARGAS DE SERVICIO.temp. Vacío total.0 lb/pie P-110 MTC.Un perfil de temperatura.3: ANÁLISIS DE UNA TUBERÍA DE REVESTIMIENTO DE ACUERDO AL “MODELO DE VIDA DE SERVICIO” Se está planificando la perforación de un pozo en el norte de Monagas. 10. como se muestra en la Fig. Determine los factores de diseño del revestidor de producción. Se supondrá que se trata de un revestidor de producción de 5 1/2 pulg.3. 10.1 Consideraciones y datos generales Los cálculos de este ejemplo están basados en el procedimiento de Carga de Diseño para la Vida de Servicio. . La completación de dicho pozo requiere el uso de un revestidor de producción de 5 1/2 pulg. consiste en considerar que cada elemento se encuentra bajo un sistema inicial de cargas llamado CASO BASE. . 10. estática y en caliente. perfil de temperatura. Definir las condiciones del Caso de Carga: . esfuerzos y presiones del Caso de Carga (Fuerzas debido a abombamiento.secciones cementadas. . . Definir las cargas que soporta el revestidor o tubería de producción. .ajustes axiales.perfiles de presión interna y externa. Procedimiento para el Cálculo de un Modelo de Vida de Servicio. fricción. . presión y expansión térmica se superponen a las fuerzas del Caso Base). Calcular los factores de diseño (DF) para cada carga: DF = (Resistencia Teórica del Material)/ (Carga aplicada) ¿DF>DFmín? No Modificar los criterios de diseño Sí ¿Más Casos de Carga? Sí No Reportar los factores de diseño mínimos. 10.5. Calcular las fuerzas.perfiles de presión interna y externa. Calcular las fuerzas.fricción.217 Definir las condiciones del Caso Base: . . . incluyendo el efecto de la presión sobre la resistencia de las conexiones y el efecto de la tensión sobre la resistencia al colapso. esfuerzos y presiones del Caso Base.perfil de temperatura. Fig. 000 8.000 245 270 DATOS DE PRESIÓN: Phidrostática = 0.987 .000 pies.0 lpg.858 Gradiente (lpg) 17.0 12. Densidad del fluido de empaque = 10.5 15.67 pulg.50 lpg.572 16.415 pulg.0 lpg.5 8.875 pulg. Densidad del lodo = 16.000 190 200 15. Tope del cemento = 10. 23 lb/pie P-110 MTC d=4. DATOS DE TEMPERATURA: Profundidad (pies) Cementada (oF) Estática (oF) 0 80 60 10. Diámetro del hoyo = 7. t=0. Densidad del cemento = 17.05195ρlodoz (psi) Caso base: Condición cementada Profundidad z pies) Pi(psi) 0 0 Gradiente (lpg) Po (psi) 0 16.000 12.000 pies 5 1/2 pulg. (Espesor de la pared).218 DATOS: 0-15.572 16.5 10. (Diámetro interno). 858 Caso de carga II: Fuga en la tubería de producción cerca de la superficie .792 Gradiente (lpg) 8. estática.195 8. Profundidad z (pies) Pi (psi) 0 10.5 12.000 15.000 0 16.219 Caso de carga I: Vacío total Profundidad z (pies) Pi (psi) 0 0 Gradiente (lpg) Po (psi) 0 0 10.572 0 15.624 .000 17.5 4.416 10 15.000 Gradiente (lpg) 0 16.5 8.000 Gradiente (lpg) Po (psi) 0 10 10.5 6.temp. .Fuga en la tubería de producción cerca de la superficie int . DFVME.195 psi 4.572 psi 200 °F 15.6. 2.000 psi ext .Vacío Total int . DFESTALLIDO.416 psi 12. 10.000 psi 0 psi 8.estática Hallar: DFTENSIÓN ó COMPRESIÓN..estática Hallar: DFTENSIÓN ó COMPRESIÓN.8.572 psi 200 °F 0 psi 12.0 psi ext .572 psi 15.220 Caso base 0 pies 80 °F 0 psi 10. . Caso de Carga I y Caso de Carga II. DFVME.000 pies 190 °F 8.987 psi 270 °F 0 psi 60 °F 10. DFCOLAPSO..624 psi Fig.10. CARGAS: 1.5 lpg temp.000 pies 245 °F 12.16. Datos correspondientes al revestidor del ejemplo en las tres condiciones: Caso Base. .858 psi Caso de Carga I 0 psi Caso de Carga II 60 °F 0 psi 0 psi 8.792 psi 6.5 lpg temp.858 psi 270 °F 17. C. • El perfil de presión externa está dado por el lodo en el tope del cemento o sólo el cemento.2 CASO BASE: Condición Cementada. Como el sistema debe ser estático. La primera carga de interés es la fuerza de tensión en el revestidor. .1 Consideraciones de tensión y/o compresión. la suma de todas esas cargas debe ser cero y de esa forma se puede calcular el valor en cualquier punto.3.3.3.1 Consideraciones Generales • El perfil de presión interna está dado por el peso del lodo al cual se corrió la sarta sin presión superficial.2. 10.2 Análisis del Caso Base 10.2.L). lo que sea más apropiado. Para determinar la carga axial real (tensión o compresión) que existe en el revestidor cuando está cementado se utiliza un Diagrama de Cuerpo Libre (D. • El perfil de temperatura se determina a partir del perfil de temperatura estática o de una correlación especial.2.3. 10.2. la cual está determinada por el peso suspendido y la fuerza de flotabilidad al fondo de la sarta.221 10. el cual se construye dibujando un croquis del sistema físico e identificando todas las cargas que recibe el tubular. Fuerza de Flotabilidad (presión del fluido) .5) = 23.758 pulg . Diagrama de Cuerpo Libre del revestidor de producción en el caso base. . Cálculos @ 0 pies (en superficie) ∑ Fy = 0 ⇒ Fa − W + PoAo − PiAi = 0 ⇒ Fa = W + ( PiAi − PoAo ) @ 0 pies.Areas: A= π 2 D 4 π 2 2 ( 5.000)x(23) = 345.Peso Total del Revestidor Suspendido W = (Profundidad)x(Peso Nominal) W = (15.129 pulg . 10.000 pies Ai Pi Ao 15. 4 Ao = . .000 pies Po Fig.7.222 Fa 0 pies W 10. 4 π 2 2 Ai = ( 4.000 lbf.67) = 17. 000 pies Pi Po Po Fa = W + PiAi .PoAo FPR = (12. .000 pies (extremos inferior de la tubería) se supone que se tiene un corto tramo de tubería de peso despreciable.700 lbf.000 y 15.000 .987)(23.129) . 10. 10. 10. 10.(12.700 lbf. Fig.7.8-b Fig. Como puede observarse en la Fig. Diagramas de Cuerpo Libre del revestidor de producción en el caso base. Por lo tanto.PoAo = 26.300 lbf.000 pies W Fa Ai Ao Pi 15. para determinar la carga axial a 15.000 pies.758) = -88.223 FPR = PiAi . la fuerza axial a la que está sometido el revestidor en superficie es: Fa @ 0 pies = 345.8-b.8.8-a Ao Fa = PiAi .000 pies 15.8. se realizan diagramas de cuerpo libre similares al de la Fig.88. tal como se muestra en la Fig.858)(17. Fig. (Tensión) Cálculos @ 10.000 y 15.000 pies Para calcular la fuerza axial a 10. 10. 10. Fa 10.300 lbf.PoAo = -88. resultando que la fuerza axial es igual a la fuerza de flotabilidad ejercida por las presiones interna y externa.300 = 256. hay que considerar estos valores de carga axial. el cual se hace de manera similar al que se mostrará en las próximas secciones.700 (tensión) 10. . tales como colapso/estallido y esfuerzos triaxiales.224 Así se tiene que la fuerza axial a la que está sometido el revestidor a las profundidades mencionadas es: Profundidad (pies) Fuerza axial (lbf) 0 256.300 (compresión) Para los cálculos posteriores en los casos de carga I y II. por lo que se deben realizar consideraciones de diseño adicionales a las de tensión/compresión. Nota: El caso base es también un caso de carga. dejándose como ejercicio para el lector el análisis completo del caso base.700 (tensión) 15. Sin embargo.000 -88. para así calcular los correspondientes factores de diseño. dichos análisis se realizarán para los casos de carga o condiciones de servicio propiamente dichos.000 26. cero (0 psi) en todo el revestidor.2.El perfil de presión interna es. .3.3.3. 10.3. .2 Análisis del Caso de Carga I 10. .3. .El perfil de temperatura es el de temperatura estática.- Efectos térmicos FTEMP = −αEA ∆T P -6 o -1 α = 6.000 pies son similares a los desarrollados a continuación.225 10.Efecto de abombamiento (efecto de Poisson). y se muestran los resultados para las profundidades de 0 y 10. Se calcularán las cargas generadas por estos efectos en el fondo del revestidor. por lo tanto.9x10 F (Coeficiente de expansión térmica) . a saber: .1 Consideraciones de diseño para tensión y/o compresión El modelo para vida de servicio considera otros factores que inciden en la cantidad de tensión existente en la sarta. ya que en este punto las condiciones de presión y temperatura son más severas.3.Efectos térmicos (variaciones de temperatura).Flotabilidad (ya fue considerado en el caso base). Cálculos a 15. Los análisis para las profundidades menores a 15. de acuerdo a los datos suministrados.1 Consideraciones Generales .3 CASO DE CARGA I: Vacío Total 10. los cuales se dejan como ejercicios para el lector.El perfil de presión externa está dado por el peso del lodo donde se corrió la sarta.3.000 pies.000 pies de profundidad Fuerza axial: Fa = Fa @ 15.000’ CASO BASE + FTEMP + FABOMBAMIENTO 1. .Se vacía completamente todo el interior del revestidor de producción. 987 = -129 psi Se usa un ∆P puntual por la misma razón explicada para el caso de la temperatura.12.245 F = 25 F (Cambio de temp.63 pulg (Area transversal de la tubería) o o o ∆T = 270 F . la fuerza aplicada por cambio de temperatura es: -6 6 FTEMP = -(6.226 6 (Módulo de Young) E = 30x10 psi 2 Ap = Ao . y ésta no se ve afectada por la dilatación de otras parte del revestidor. ya que la dilatación ocurre en diferenciales de longitud.858 psi ∆Po = PoVACÍO TOTAL .13 = 6.12.17.000 pies se está en una zona cementada.858 .3 (Módulo de Poisson del acero) 2 Ai = 17. Esta es una fuerza de compresión que aparece debido al aumento de temperatura a 15.13 pulg (Area interna del cuerpo de la tubería) 2 (Area externa del cuerpo de la tubería) Ao = 23.858 = -12.PoCASO BASE = 12. La fuerza axial debido al cambio de presión es: .305 lbf.63)(25) = -34.76 . Como a 15.PiCASO BASE = 0 . entre el caso base y el caso de carga en cuestión. mientras que en los intervalos cementados se usa un ∆T puntual. 2. con respecto al caso base) Es importante destacar que en intervalos no cementados se utiliza el diferencial de temperatura (∆T) de todo el intervalo.76 pulg ∆Pi = PiVACÍO TOTAL .Ai = 23.- Efectos de abombamiento F ABOMBAMIENTO = 2ν( Ai∆Pi − Ao∆Po ) ν = 0.9x10 )(30x10 )(6.000 pies. 63 pulg Rp = 110.858)-(23.3)[(17. Se debe calcular. la resistencia teórica de la junta o conexión. 3.083 − ⋅D  Rm    donde: Ppin 2 Ap = 6.300 .000 psi = = = Rm = 125. usando la siguiente ecuación: Rp    Ppin = Ap ⋅ Rp ⋅ 1. Así la fuerza axial total a 15.0396 ⋅ 1.227 FABOMBAMIENTO = 2(0.308 = -252. la carga de compresión estática máxima es de -252.913 lbf.008 − 0.5 pulg = Resistencia a la compresión de la junta (lbf) (Area transversal de la tubería) (Resistencia a la fluencia mínima del cuerpo de la tubería) (Resistencia máxima a la tensión del cuerpo de la tubería) (Diámetro externo del cuerpo de la tubería) .000 pies de profundidad es: Fa = -88.308 lbf. que en este caso es una conexión MTC. entonces.913 lbf. entonces el revestidor está sometido a compresión.- Cálculo del Factor de Diseño El factor de diseño a compresión (DFCOMPRESIÓN) se define como: DFCOMPRESION = Resistencia teorica de la junta Carga de compresion estatica maxima De acuerdo con los resultados anteriores.000 psi = D = 5.76)(-129)] = -130.305 -130.34.13)(-12. Como Fa < 0. 63). pág. Fa (lbf) Factor de diseño 0 219.000    ⇒ Ppin ≈ 703.510 (tensión) DFTENSIÓN = 3.784 lbf.083 −  .6% menor que la de la tubería. Por lo tanto el factor de diseño a compresión será: DF COMPRESION = 703.228 Rp y Rm se obtiene de las tablas API sobre las distintas propiedades de los grados de acero para tubulares.39 10. (110.  125.1.000 = 252.008 − 0.01 .0396.000) = 729.000    Ppin = ( 6.490 (compresión) DFCOMPRESIÓN = 67.63)(110.190 lbf. Así se tiene que: 110.000) 1.78 Resultados de los cálculos @ 0 y 10.5) = 702. 1. por lo que para este caso la resistencia de la junta es 3. 302 del libro Applied Drilling Enginering.000 pies Profundidad (pies) Fuerza axial.000 -10.000 lbf . Como comparación la resistencia de la tubería es: (6. Por ejemplo veáse tabla 7. (5.913 2. 2 Consideraciones de diseño para colapso ✔ El factor de diseño por colapso se calcula usando la siguiente expresión: DFC = ✔ Resistencia al colapso de la tuberia Presion de colapso equivalente Para calcular los valores nominales de resistencia al colapso se pueden usar cuatro fórmulas: 1. 2.229 10..Colapso plástico..9. Determinar el factor de diseño por colapso.. entonces Rpa = Rp.Colapso por fluencia.2 (Página 65 del Manual). Determinar los coeficientes D/t para cada modo de colapso Comparar el D/t del tubular con el D/t calculado anteriormente para determinar el modo de colaspso.3.Colapso elástico. Fig. así como de la resistencia a la fluencia específica del material.2.. La selección adecuada depende del coeficiente entre el diámetro externo y el espesor de la pared del tubular (D/t). 4. ✔ Para calcular el factor de diseño por colapso se usa el siguiente procedimiento: Determinar la resistencia a la fluencia ajustada (Rpa).3. 10. Nota: Si la tubería está en compresión o cero esfuerzo axial. Determinar la presión de colapso equivalente. usando la ecuación 7.Colapso de transición. 3. Determinación del factor de diseño por colapso . 10483 ⋅ 10 −7 2 3 −13 ⋅ R p + 0.230 Cálculos @ 15. C.000 psi.415 −5 B = 0.07 Relaciones D/t límites para cada tipo de falla Falla por colapso fluyente D/t ≤ (D/t)Rp G = 0.93 + 0.082 C = 2.5 = 13.53132 ⋅ 10 ⋅ Rp ⋅ Rp C = −465.18 3. F y G: t A = 2.026233 + 0.- Cálculo de las constantes A.25 1.50609 ⋅ 10 ⋅ R p + 0.8762 + 0. B.36989 ⋅ 10 ⋅Rp 3  3B A  46.21301 ⋅ 10 −6 −10 2 −16 3 ⋅ R p − 0. se tiene que: A = 3.030867 ⋅ R p − 0.10679 ⋅ 10 0.- Relación D/t: 2.95 ⋅ 10 ⋅    2 + (B A)  2 3B A   3B A   − ( B A ) ⋅ 1 − Rp ⋅   + B A 2 ( )    2 + (B A)  6 F= y G = F⋅ B A Tomando Rp = 110. D = 5.852 F = 2.000 pies Como el revestidor está sometido a compresión.054 . no se calcula una resistencia a la fluencia ajustada.- B = 0. 0819 − 2. 7-8 del Manual). Falla por colapso plástico (D/t)Rp ≤ D/t ≤ (D/t)PT ( D / t ) PT = Rp ⋅ ( A − F ) C + Rp ⋅ ( B − G ) ( D / t ) PT = 20. entonces se hace el cálculo para colapso plástico.000 ) ⋅ − 0.253    La presión de colapso equivalente (Pe) está dada por:   Pe = Po −  1 −  . Pi = 12.  3. D / t 2 .858 psi.852 = 14.58 Como 12.181  P = (110.44 < 13.58 se utiliza la ecuación para colapso plástico. C.231 ( A − 2) 2 + 8 ⋅ ( B + C / Rp)] [ = 1/ 2 ( D / t ) Rp ( D / t ) Rp + ( A − 2) 2 ⋅ ( B + C / Rp) = 12.451 psi.25 ⇒ No se cumple la relación para colapso fluyente. P 13. P A D/t    − B − C (Ec.44 < 13.25 < 20. La resistencia al colapso plástico está dada por:  P = Rp ⋅  C. 5 ⋅ [( σ a − σ t ) 2 + (σ t − σ r ) 2 + (σ r − σ a ) 2 1/ 2 + 6 ( τ 2t + τ 2r + τ a2 ) ]} .13 Resultados de los cálculos @ 0 y 10. para un cilindro.858 = 1.000 DFC = 1. según la teoría de Henry Von Mises es la siguiente: σ VME = {0.3.451 12. cuyo expresión matemática. en servicio dulce.69 10. se obtiene mediante la siguiente expresión: DFVME = Resistencia a la fluencia minima API Esfuerzo combinado VME ✔ El efecto combinado de los esfuerzos principales (axial. 10.3 Consideraciones de diseño para esfuerzos triaxiales (VME) ✔ El factor de diseño correspondiente al esfuerzo triaxial equivalente (DFVME).2. radial y tangencial) se expresa a través del esfuerzo triaxial equivalente de Von Mises (σVME).- Cálculo del Factor de Diseño DFC = 14.232 4.3.000 pies Profundidad (pies) Factor de diseño 0 No aplica porque la presión equivalente (Pe) es cero. i = 0 psi. i = − Pi σ r . 758) 23.000 pies 1.5 ⋅ [( σ a − σ t ) 2 + (σ t − σ r ) 2 + (σ r − σ a ) 2 1/ 2 + 6 ( τ 2t + τ 2r + τ a2 ) ]} . Esfuerzo tangencial σ t. 758 − 17.σ Pi ⋅ ( Ao + Ai ) − 2 PoAo Ao − Ai ( 0 )( 23.629 = −38. 758 + 17. i = 2.913 6.858)( 23.153 psi.129) − 2(12. Esfuerzo radial σ r .- Cálculo de los esfuerzos principales en la parte interna de la tubería Esfuerzo axial σa = σa = Fa Ap −252.233 Cálculos @ 15. Cálculo del esfuerzo triaxial equivalente VME = {0.159 psi.129 = −92. i = σ t. 153)) ]} 1/ 2 σ VME = 80.000 -1.81 . ya que el revestidor no está sometido a torsión).- Cálculo del Factor de Diseño (DFVME): DFVME = 110.234 (Los esfuerzos de cizallamiento son cero.159 )) + ( −92.109 3.109 0 0 33.205 = 1.440 60.664 1.32 10.159 − 0 ) + ( 0 − ( −38.i (lbf) σt.000 80.205 psi.000 pies Profundidad (pies) σa (lbf) σr. 3.153 − ( −92.582 0 -61.i (lbf) σVME (lbf) DFVME 0 33.5 ⋅ ( −38.37 Resultados de los cálculos @ 0 y 10. { [ 2 2 2 σ VME = 0. el revestidor soporta la presión de cierre del cabezal del pozo por encima del fluido de completación.Internamente.135 F = -5 F 80 + 90 2 o = 135 F .76 . .13 = 6. 10.1 Consideraciones de diseño para tensión y/o compresión Cálculos @ 0 pies (en superficie) 1.4 CASO DE CARGA II: Fuga en la tubería de producción cerca de la superficie con temperatura estática.17.El perfil de presión externa está dado por la presión natural de poro. 10.El perfil de temperatura es el de temperatura estática.4.Ai = 23.235 10.4.63 pulg ∆T = TPROMEDIO CASO DE CARGA II .4.2 Análisis del Caso de Carga II 10.3.9x10 F 6 E = 30x10 psi 2 Ap = Ao .2. .- Efectos térmicos FTEMP = −αEA ∆T P -6 o -1 α = 6.3.3.1 Consideraciones Generales .TPROMEDIO CASO BASE 60 + 200 o TPROMEDIO CASO DE CARGA II = = 130 F 2 TPROMEDIO CASO BASE = o o o ∆T = 130 F .3. 3 2 Ai = 17.311)-(23. 2.208 . PiPROMEDIO CASO DE CARGA II = = 12.9x10 )(30x10 )(6.3)[(17. para destacar que la dilatación ocurre a lo largo de toda la tubería.13 pulg 2 Ao = 23.758)(-2.629)(-5) = 6.416 PoPROMEDIO CASO DE CARGA II = = 2.037 lbf. por la misma razón explicada para el caso de los efectos de temperatura.286 psi 2 ∆Po = 2. es: .286 psi 2 ∆Pi = 12.000 + 15195 .PiPROMEDIO CASO BASE 10. Así la fuerza axial total a 0 pies.078 psi Se calcula un ∆P promedio.286 = -2.8.597 psi 2 0 + 8.- Efectos de abombamiento F ABOMBAMIENTO = 2ν( Ai∆Pi − Ao∆Po ) ν = 0.76 pulg ∆Pi = PiPROMEDIO CASO DE CARGA II .078)] = 115.861 lbf.572 PoCASO BASE = = 4. -6 6 FTEMP = -(6. o sea. FABOMBAMIENTO = 2(0.597 .286 = 8. en superficie.PoCASO BASE 0 + 4.311 psi ∆Po = PoPROMEDIO CASO DE CARGA II .4.208 psi 2 0 + 8.129)(8.572 PiPROMEDIO CASO BASE = = 4.236 Nótese que uando la tubería está sin cementar debe tomarse un ∆T promedio y no puntual. - Cálculo del Factor de Diseño El factor de diseño a tensión (DFTENSION) se define como: DFTENSION = Resistencia teorica de la junta Carga de tension estatica maxima Se debe calcular.3 del Manual).415 pulg 2 2 (Véase la tabla 7.250 ⋅    Rm 0. A = t ⋅ w = ( 0. Rp    Ppin = Ap ⋅ Rm ⋅ 1.008 − 0.415 pulg desv = 0.5 pulg Por lo tanto: .237 Fa = 256.598 lbf. entonces el revestidor está sometido a tensión 3.0396 ⋅ 1.63 pulg t = 0. la resistencia teórica de la junta o conexión. Como Fa > 0.0 ) = 0.000 psi D = 5.025 − desv) e − desv   donde:  A 0. que en este caso es una conexión MTC.037 = 378.000 psi Rm = 125.006 (deformación a la que se mide la resistencia a la fluencia) Rp = 110.861 + 115.700 + 6. las cuales determinan las resistencias a la tensión de la junta y la del cuerpo respectivamente. Ap = 6. la cual está dada por el mínimo de las siguientes ecuaciones.083 − ⋅D  Rm    Rm − Rp Pcuerpo = Ap ⋅  Rp + ⋅ ( 0.9  . 2  e = 6. entonces. 415)(1. 000 378.025 − 0.000 lbf (el menor valor).768 lbf.629)(12.238     Ppin = ( 6.598 (tensión) DFTENSIÓN = 5.006) = 743.000 pies Profundidad (pies) Fuerza axial.500 ) ⋅ 1.000 0.  125.618 lbf.000   ( 0.2  e = 6.000 lbf.  0.006   Pcuerpo = ( 6.1356   125. el factor de diseño será: DFTENSION = 744.4150.000 y 15.0396 ⋅  1.598 = 1.000 148. Fa (lbf) Factor de diseño 10.000  110.00 15.083 −  0. la resistencia a la tensión de la conexión es 744.818 (tensión) DFTENSIÓN = 39.5 = 798. Finalmente.629 ) 110.000 − 110.000 +  ≈ 744.250 ⋅    125. Así.9     ⋅ 5.008 − 0.97 Resultados de los cálculos @ 10.1356 − 0.000 18.000  = 0.53 . ya que disponemos de los diferenciales de presión: @ 0 pies DFb = @ 10. Cálculo del Factor de Diseño Es posible calcular fácilmente el factor de diseño a distintas profundidades. 415) 5.416 14.000 psi t = 0.530 17.530 psi.2.000 − 0 14.415 pulg D = 5.875 ⋅ 2 Rp ⋅ t D P = Presión interna de fluencia del cuerpo de la tubería Rp = 110.530 1.30 .4.3.525 psi.530 10.- Presion interna de fluencia Diferencial de presion interna Cálculo de la presión interna de fluencia P = 0.- 2(110.000 )( 0.5 = 14.000 pies DFb = @ 15. ✔ El factor de diseño para fluencia interna (DFb) se define como: DFb = 1.239 10.000 pies DFb = 14.624 = 1.45 = 15. ⇒ 14.792 − 6.875 ⋅ 2.2 Consideraciones de diseño para estallido.35 = 1.195 − 4.5 pulg P = 0. 240 10.4.000 )) + ( −10.000 psi Esfuerzo tangencial σ t.3.58 ]} 1/ 2 .3 Consideraciones de diseño para esfuerzos triaxiales (VME) Cálculos @ 0 pies 1.508 = 1.000)(23.129 Cálculo del esfuerzo triaxial equivalente VME = {0.i = − Pi = −10.758 − 17.598 = = 57.679) + ( 61.000 69.629 Ap Esfuerzo radial σ r.000 − 57.112 ) σ VME = 69.758) = 61.- Cálculo de los esfuerzos principales en la parte interna de la tubería Esfuerzo axial σa = Fa 378.σ Pi ⋅ ( Ao + Ai ) − 2 PoAo (10.2.679 − ( −10.5 ⋅ [( σ a − σ t ) 2 + (σ t − σ r ) 2 { [ + (σ r − σ a ) 2 1/ 2 + 6 ( τ 2t + τ 2r + τ a2 ) ]} 2 2 2 σ VME = 0.758 + 17.112 − 61.- Cálculo del Factor de Diseño (DFVME): DFVME = 110.i = 2.508 psi 3.5 ⋅ ( 57.112 psi 6.679 psi = Ao − Ai 23.129) − 2(0)(23. i (lbf) σt.000 22. sí lo estará.000 pies Profundidad (pies) σa (lbf) σr. por debajo del mismo. Lubinski describe una fuerza ficticia (Ffict) que asocia la presión al pandeo.241 Resultados de los cálculos @ 10.254 71.063 66. sin embargo por motivos de sencillez de cálculo y seguridad.838 -17.915 1.000 2. Nota: En realidad se necesita una fuerza efectiva crítica menor que cero (una fuerza de compresión mayor que cero) para causar verdaderamente el pandeo.984 1.4.792 62. Por encima de este punto neutro el revestidor está sometido a una fuerza efectiva positiva y por lo tanto no estará pandeado. En su análisis acerca del pandeo. Ffict = AoPo − AiPi Esta fuerza ficticia se combina con la fuerza axial para formar una fuerza efectiva: Feff = Fa + Ffict = Fa + AoPo − AiPi Si Feff < 0 ⇒ hay pandeo.413 -15. ✔ El punto neutro (PN) se define como la profundidad a la cual la fuerza efectiva es cero (Este punto no suele ser el mismo de fuerza axial cero).4 Consideraciones de pandeo ✔ Los dos factores que promueven el pandeo en tuberías son: la fuerza axial y la presión.i (lbf) σVME (lbf) DFVME 10.3.000y 15. se considera que esa fuerza crítica es cero.2. Si Feff > 0 ⇒ NO hay pandeo. .64 15.53 10.195 62. 000)(23) = 230.000 pies + PoAo -PiAi Primero se calcula la fuerza axial (Fa) a 10.000 pies de la siguiente manera: Fa @ 10. Fa @ 10.¿Cuál es la severidad del pandeo? ✔ ¿Se pandeará el revestidor? Hay que encontrar el valor de la fuerza efectiva (Feff) en el tope del cemento (TOC). el cual se localiza a una profundidad de 10. sería calcular la fuerza axial así: . Feff = Fa @ 10.00 lbf (peso suspendido de la sarta por encima del TOC).000 pies. ✔ La cantidad de pandeo que registra una sarta puede medirse por medio de varios parámetros.W1 W1 = (10.¿Se pandeará el revestidor? .000 pies = 378.230.242 ✔ Los casos de carga en los que el pandeo puede llegar a ser grave son los siguientes: 1.598 . ¿dónde se encuentra el punto neutro? . 2. El problema se resume a responder las siguientes preguntas: .Si se pandea. Cierre estático de la tubería de producción (tal como ocurre cuando hay una fuga en la tubería de producción cerca de la superficie). Perforando con lodo caliente y pesado.598 lbf (Un procedimiento mucho más largo.000 pies = Fa @ 0 pies . la severidad de la pata de perro (DLS) y la longitud de paso libre de herramienta (Lherramienta).000 = 148. a saber: el paso (P). (Profundidad) Pi = Pi @ 0 pies + Phidrostática = 10.000 + 0.5)(Profundidad) = = 0.(15.416)(23.129) = 0 y de aquí: . luego se iguala a cero y se despeja: Feff = Fa + Ffict = Fa + AoPo − AiPi donde: Fa = Fa @ 0 pies . + (0. se obtiene que: [ 378.13 pulg Llamando z = profundidad y sustiyendo en la ecuación de Feff. Para hallarlo se expresa la ecuación para la fuerza efectiva en función de la profundidad.000 pies + FTEMP + FABOMBAMIENTO). Como Feff < 0. entonces el revestidor PANDEA.4415)(z)(23.598 +(4.195)(17.[ 10.758) .(Peso Nominal)x(Profundidad) = = 378.5195z ](17.598 -23.05195)(8.129) = -6.243 Fa @ 10. Así la fuerza efectiva es: Feff = 148.000 + 0.(Profundidad) 2 Ao = 23.05195)(10)(Profundidad) = = 10.000 pies = Fa caso base @ 10.598 .758) .76 pulg 2 Ai = 17.5195.(Profundidad) Po = Po @ 0 pies + Phidrostática = 0 psi. El punto neutro es la profundidad a la cual la fuerza efectiva (Feff) es igual a cero.000 psi. + (0.23z ] + (0.4415.672 lbf. ✔ Localización del punto neutro (PN). 000 π (1. = = 119 2 2 2 275.762 = 229 pies.670 4 ) = 21..571) −6. π a.684 pies ✔ ¿Cuál es la severidad del pandeo? Deben calcularse los siguientes parámetros: paso (P). Feff = -6.OD tuberia 7.5) o DLS = = 0.57 pulg 4 ..5) . pulg.P = 12 − 8 EI Feff 6 E = 30x10 psi I= π 64 (D4 − d 4 ) = π 64 (5.5 4 − 4.DLS = 2 2 144 P + 4 π rc rc = tolerancia radial entre el revestidor y el hoyo abierto (pulg.) rc = ID hoyo .244 z = Profundidad PN = 9.5 . severidad de la pata de perro (DLS) y longitud de paso libre de herramienta (Lherram). 2 275.000 π rc b.875 − 5.68 / 100 pies 2 2 144( 229 ) + 4 π (1.762 lbf P= π 12 − 6 8( 30 ⋅ 10 )( 21. Lherram = cos −1 1 −  d π rc +   2   P P = 229 pies (Paso).. de diámetro y con una longitud mayor a 67 pies). +  119  2   229 (No se puede pasar una herramienta de 3 pulg.245     ( d − Dherram ) c. 4.5 pulg (Tolerancia radial). rc = 1. 670 − 3 ) Ltool = cos −1 1 − = 67 pies. Dtool = 3 pulg (Diámetro de la herramienta). d = 4.     ( 4 .670 pulg (Diámetro interno de la tubería). .670  π . 45 1.37 CASO DE CARGA II Profundidad (pies) Tensión Compresión Estallido VME 0 1.5 RESUMEN DE FACTORES DE DISEÑO PARA CADA CASO DE CARGA CASO DE CARGA I Profundidad (pies) Tensión Compresión Colapso VME 0 3.246 10.13 1.000 --- 2.39 --- No aplica 3.64 15.69 1.35 1.63 .81 15.000 --- 67.00 --- 1.01 1.97 --- 1.30 1.78 1.53 --- 1.000 39.3.58 10.32 10.000 5. Primero se establecen las cargas que generen la máxima presión de estallido y se selecciona. Pérdidas de circulación.4 EJEMPLO NO. Si alguna sección de este revestidor no soporta las cargas definidas.4. Tensión. es necesario realizar un análisis de estas posibles condiciones de operación. tentativamente. Antes de diseñar un revestidor. Posteriormente se definen las cargas máximas de colapso y se evalúa la resisencia al colapso del revestidor seleccionado. que es un procedimiento que analiza todas las posibles cargas que puedan generarse en el revestidor.4: ANÁLISIS DE UNA TUBERÍA DE REVESTIMIENTO DE ACUERDO AL "METODO CONVENCIONAL API" 10. 10. Desgaste. entre las cuales se encuentran: • • • • Arremetidas. durante la perforación o durante la vida útil del pozo. Atascamiento de la tubería. el revestidor más económico que pueda satisfacer esta carga.1 Consideraciones generales El diseño de revestidores según el método API utiliza el concepto de carga máxima. Colapso. .247 10. Efectos biaxiales. los revestidores se diseñan para las siguientes condiciones: • • • • Estallido. Luego. se utiliza otro con mayor resistencia. grados y longitudes de las diferentes secciones que componen un revestidor. para así seleccionar aquellos que cumplan con los requerimientos mínimos definidos. Los efectos específicos de las cargas de tensión son los siguientes: Tipo de carga Tensión Efecto • Aumento de resistencia al estallido. Estos efectos. deben ser analizados para asegurar que no reducen la resistencia al estallido y al colapso por debajo de los requerimientos mínimos establecidos. se usa otra sección con acero de mayor grado o con mayor peso.4. La cargas de tensión/compresión pueden modificar los valores de resistencia al estallido y al colapso.248 A continuación. . llamados biaxiales. se definen las cargas por tensión y se evalúa la resistencia del cuerpo del revestidor seleccionado previamente. • Aumento de resistencia al colapso.1 Técnicas Gráficas La selección gráfica es uno de los métodos más utilizados para escoger los pesos. Se recomienda también el uso de catálogos que muestren las distintas propiedades de los revestidores.1. 10. debido a su sencillez. Compresión • Disminución de resistencia al estallido. En caso de que una sección de este revestidor esté subdiseñada. • Disminución de resistencia al colapso. caracteriza las limitaciones de un revestidor en condiciones de carga de presión externa. a menudo denominado "valor nominal de colapso". las cuales se combinan para determinar la mayor presión diferencial. llamados fluidos de respaldo (backup). 10. Las cargas consideradas en el estallido.4.4 Consideraciones para tensión . son generadas por las densidades de los fluidos y las presiones superficiales. generan una presión hidrostática que ayuda a resistir el estallido. Los fluidos que están fuera del revestidor.1. que genera la carga de colapso. La presión externa.3 Consideraciones para colapso En forma similar al caso anterior.2 Consideraciones para estallido El valor nominal de resistencia a la presión interna. está determinada por el peso del lodo donde se corrió el revestidor. 10. el diseño convencional considera una evacuación de fluido (vacío) hasta una cierta profundidad en el interior del revestidor. Entre los casos de carga que generan un posible colapso de la tubería. que suele evaluarse en el tope o en el fondo del revestidor.4.1. caracteriza las limitaciones de un revestidor en condiciones de carga de presión interna. El factor fundamental que afecta la capacidad de resistencia a la presión interna es la resistencia a la fluencia del cuerpo del revestidor. según el método de diseño convencional. el valor nominal de resistencia a la presión externa.249 10. entre los que se puede contar la geometría (Diámetro/espesor) y la resistencia a fluencia.1.4. a menudo denominado "valor nominal de estallido". Son numerosos los factores que afectan esta resistencia. 000 pies.000 psi. Presión de fondo (BHP) 10.2 Aplicación del método API Realice el diseño del revestidor de producción del Ejemplo No. 10. el revestidor está suspendido en un fluido uniforme. los métodos convencionales parten de una premisa en virtud de la cual.250 Cuando se diseña un revestidor para que opere en condiciones de tensión. El peor caso se presenta cuando hay una pequeña fuga en el fondo de la tubería de producción.0 lb/pie P-110 MTC Profundidad de asentamiento 15. Densidad del cemento 17. se considera que el revestidor de producción podría estar expuesto a elevadas presiones de fondo (BHP) si ocurre una fuga en la tubería de producción. Tope del cemento 10. Densidad del fluido de empaque 10.50 lpg. Por lo tanto. 23. Solución: ✓ Efectos de estallido 1.4. En primer lugar. permitiendo que entre gas al espacio anular donde se encuentra el fluido de . los únicos factores que determinan la carga de tensión en el revestidor son: el peso suspendido y la fuerza de flotabilidad aplicada al fondo del revestidor.3 de acuerdo a los criterios del método API bajo las condiciones que se mencionan a continuación: Características del revestidor 5 1/2 pulg. Densidad del lodo 16.000 pies.0 lpg. 10.0 lpg. está la presión que generan los fluidos de respaldo.05195 x 8.792 psi 3. Fondo = 0.000 psi Fondo = 11.000 psi Fondo = 10.000 psi Fondo = 17. usando un gradiente de presión de poro de 8. Contrarrestando parte de estos efectos.0 x 15.0 = 10. como función de la profundidad. resultante y de diseño.05195 x 10.5 lpg. usando la densidad del fluido de empaque de 10.168 psi x 1. 2.624 = 11.0 lb/pie MTC). Se construye la línea de presión externa.792 .3. interna. La línea resultante es: Resultante = Presión Interna . . Superficie = 0 psi.000 = 17.520 psi (línea punteada).1 = 11.168 psi 5.285 psi 6.5 x 15.251 empaque y su posterior migración hasta superficie. se concluye que éste esta sobrediseñado para este análisis.0 lpg.000 psi x 1.10 se representan las presiones externa.000 psi . Superficie = 10. Este es el mismo caso de carga de fuga en superficie que se analizó en el Ejemplo 10. que es de 14. Utilizando un factor de seguridad de 1. En la Fig.000 + 0. Se construye la línea de presión interna. 10.Presión Externa Superficie = 10.6. Como puede verse.000 = 6.1 = 12.1 se construye la línea de diseño: Superficie = 10.285 psi. Al comparar esta carga con la resistencia del revestidor seleccionado (P-110 23.624 psi 4. que en este caso corresponde a la presión natural de poro. la carga máxima para estallido ocurre en el fondo y es de 12. 000 6.000 12. P-110 20.10.000 18. 10.000 14. Esta carga está representada.0 lb/pie 12.000 Línea de diseño Profundidad (pies) 4. objetivo 6. La línea de carga por colapso se construye con un perfil de presión externa usando la densidad del lodo (16.000 11. 20. como por ejemplo uno de grado P-110.000 0 2.0 lpg).000 5 1/2 pulg. pero suficiente.000 14.000 Presión (psi) Fig.285 17.000 10. P-110 23.000 11.000 Prof. en la Fig.792 10. Superficie = 0 psi. externa.0 lb/pie. Representación de la carga que genera la máxima posibilidad de falla por estallido.000 16.252 7. 10. con rosca BTC y resistencia 12. Las líneas negras corresponden a las diferentes presiones: interna.168 8. Puede utilizarse un revestidor de menor peso. .000 4.640 psi 2.0 lb/pie 14. 0 10. resultante y de diseño y las líneas punteadas al revestidor propuesto y a uno con una resistencia menor.000 12. ✓ Efectos de colapso 1.624 16.000 Presión Interna Presión Externa 12.11.520 psi 6.5 lpg) con el cual se corrió el revestidor dentro del hoyo y la densidad del cemento (17.000 Resultante 8. como función de la profundidad.000 5 1/2 pulg.640 psi. 05195 x 16.5 x 10. con una resistencia al colapso de 14. por lo que la línea de carga también es la resultante.572 + 0.253 Tope de cemento = 0.1 = 0 psi.1 se construye la línea de diseño: Superficie = 0 x 1. su resistencia al colapso de 11.572 psi Fondo del hoyo = 8.987 x 1. 3. Con el factor de seguridad de 1.000 = 8.572 x 1.520 psi sí sirve.987 psi 2.1 = 14.080 psi no es suficiente para soportar la carga prevista: Sin embargo.0 lb/pie sugerido originalmente.05195 x 17. Como puede verse. el revestidor de grado P-110 y 23.430 psi Fondo de hoyo = 12.0 x 5.1. . Para hallar la línea de diseño se usa un factor de seguridad de 1. El caso de carga que genera mayor posibilidad de colapso para un revestidor de producción es el de vacío interno (no hay fluidos de respaldo). Tope de cemento = 8.1 = 9.286 psi Ahora se representa la resistencia del revestidor de grado P-110 y 20.0 lb/pie.000 = 12. 000 Cemento 14.0 lb/pie 14.000 12. se calculan las carga de tensión/compresión a las que está sometido el revestidor.000 5 1/2 pulg.000 0 2.000 Prof.0 lb/pie 11.580 10. 10.000 10. Representación de la carga que genera la máxima posibilidad de falla por colapso.430 Línea de carga 12.080 psi Lodo 6. como el de la Fig.254 0 2.000 14. ✓ Efectos de tensión 1. P-110 20.000 16.000 4.000 Línea de diseño Profundidad (pies) 4. objetivo 12.286 16.000 8. P-110 23.000 6.12.000 8.000 Presión (psi) Fig. 10.000 5 1/2 pulg. Utilizando un Diagrama de Cuerpo Libre.11.520 psi 9.000 18.000 8. .987 14. 052 x 16.13.13 pulg2 Po = Pi = P@15. . 10.000 pies Po Fig. Ao = 23.672 lbf = −85.329 lbf 2.12.0 x 15. Se elabora un gráfico de tensión como se muestra en la Fig.000 = 0. 10.870 psi W = 23.000 pies Ai Pi Ao 15. Diagrama de Cuerpo Libre para cálculo de fuerzas axiales.255 Fa 0 pies W 10.76 pulg2 Ai = 17.5 x 15.000 pies @ 15.000 = 12.000 = 345.672 lbf De manera similar: Fa Fa @ 10.000 pies = 29.000 lbf ∑ Fy = 0 ⇒ Fa − W + PoAo − PiAi = 0 ⇒ Fa @ 0 pies = W + P ⋅ ( Ai − Ao) = 259. El diseño por tensión utiliza dos consideraciones. 10. domina la otra. Carga de Tensión 3.000 9. Como puede verse en la Fig. La línea de diseño se construye a partir de la línea de carga por tensión.000 -100.13.000 Carga de Tensión + 100.000 Profundidad (pies) 415.000 0 Compresión (lbf) - 100. Por otra parte se utiliza también un factor de diseño de 1. en la zona profunda controla el diseño la carga de sobretracción.290 12.000 300. tomando el mayor de los dos valores como variable de control.6 sobre la carga original.000 16. Consideraciones de diseño para tensión/compresión. mientras que en la parte llana.13.000 Tensión (lbf) + Fig. 10.000 400.000 lbf que se agrega a la línea de carga por tensión para tomar en cuenta los efectos de pega diferencial. Por una parte está un factor de overpull de 100. Uno de estas dos consideraciones resultará en la máxima carga de tensión que será utilizada para diseñar.000 500.6) 6.672 lbf 0 Línea de diseño (factor de 1.256 3. .000 lbf PN= 11.000 200.475 lbf 259. 13) pulg2 = 729.000 = 35. 259. se determinan los esfuerzos de tensión (ó compresión) a que está sometido el revestidor en superficie y en el fondo. Los efectos biaxiales dependen de la relación entre el esfuerzo de tensión y la resistencia a la fluencia promedio de la tubería.329 lbf = −12. es decir: Superficie: Fondo: 39.0 lb/pie tienen una resistencia de 703. 23.63 pulg 2. 10.63 pulg Superficie: Fondo: −85.000 12.300 lbf Por otra parte.000 lbf. Usando el gráfico de tensión de la Fig.76 .17. Este último será el valor a usar para calcular el factor de diseño a tensión para distintas profundidades.870 110.7 % .672 lbf = +39.166 psi 2 6. ✓ Correcciones biaxiales 1.13. La resistencia a la fluencia del cuerpo de la tubería P-110 de 23.6 % = 11. las tablas de propiedades mecánicas de los revestidores muestran que las conexiones MTC para tuberías P-110. que es el producto de su resistencia a la fluencia mínima por su área transversal.870 psi 2 6.000 psi x (Ao .257 4. es de: ResCUERPO = 110.0 lb/pie sugerida originalmente.Ai) = 110.166 110.000 psi x (23. Fig. 4. 10. Fondo: Una relación del 11. 10.15 se han representado como función de la profundidad las resistencias nominales al colapso y al estallido del revestidor seleccionado (líneas verticales) y las resistencias corregidas debido al efecto biaxial (líneas punteadas). 10. Superficie: Una relación de 35. . Elipse de plasticidad para efectos biaxiales.7% corresponde a un incremento del 5% en la resistencia al colapso y una reducción del 8% en la resistencia al estallido.6% corresponde a un incremento del 13% en la resistencia al estallido y una reducción del 22% en la resistencia al colapso.14. En la Fig. para determinar los efectos de la tensión/compresión en la tubería seleccionada.14.258 3. Los resultados del punto 2 se usan con la elipse de plasticidad de la Fig. 10.000 18.360 10.000 12.000 15.000 Presión (psi) 0 9.000 12.0 lb/pie P-110 13. objetivo 16.246 14. en la figura 10.000 12. 5.000 2. 23.000 9.000 10.000 8.000 Presión (psi) Fig.000 10.520 Profundidad (pies) 0 COLAPSO 5 1/2 pulg. 23.000 0 13.000 12.000 8.000 Línea de diseño 4.15. P-110 23.000 15.000 5 1/2 pulg.000 14.000 0 9.0 lb/pie 14.000 15.360 15. 10.16.16 se repiten las líneas de diseño de carga de colapso y estallido y las resistencias corregidas discutidas en el punto anterior.000 0 Prof.000 6.0 lb/pie 14.000 8.000 20. Efectos de la carga de tensión sobre el estallido y el colapso.246 15.000 Presión (psi) 16.326 0 16.000 16.286 4.520 psi 6. Los factores de diseño finales son: . Finalmente.430 12.520 psi 10. ESTALLIDO 11.000 Presión (psi) Fig.000 15.000 18. 6.000 Prof.000 12.000 22.000 14.000 18.000 18.520 5 1/2 pulg. P-110 23.408 0 11. objetivo 2. Resultados por efectos biaxiales.000 14.000 14.000 0 COLAPSO 2.000 12.259 ESTALLIDO 16.408 5 1/2 pulg.0 lb/pie P-110 14.000 Profundidad (pies) 11.000 16.326 Profundidad (pies) 14.285 Profundidad (pies) 4.000 Línea de diseño 6. 50 ---- 1.91 .260 Profundidad (pies) Estallido Colapso Tensión 0 1.07 47.70 15.08 1.000 1. 261 . 125 .750 9. dados en función del diámetro externo del tieback. que se recomiendan.000 < OD ≤5.180 4.375 7.750 9.1.000 < OD ≤5. Nota: Es posible que esta tabla no contenga los diámetros internos de los receptáculos correctos para todos los casos.. para aflojar la tensión.750 5..Diámetro interno del receptáculo (empacadura ) de tieback para tiebacks.1. Tabla A. Estos datos se presentan a continuación.000 7.000 < OD ≤7. por lo tanto.750 7.500 5. Datos especiales para el Caso Base de los Tieback Para el caso base de todos los tiebacks hay que especificar un receptáculo o diámetro interno de empacadura.000 5.750 7.1.1 se proporcionan los diámetros internos más comunes del receptáculo en función del diámetro externo del tieback.250 5.2 aparecen los pesos de la sarta mientras se está bajando.262 Anexo A-1. En la Tabla A.500 < OD ≤7. Igualmente.1. así como lo que hay que bajar la sección inferior del tieback.000 4.750 < OD ≤9. Diámetro externo (OD) del tieback (pulg) Diámetro interno de la empacadura (pulg) OD ≤4. habrá que consultar y revisar la literatura del fabricante del receptáculo de tieback/colgador de camisa. En la Tabla A. en el caso base se baja la sección inferior del tieback. aflojando la tensión.750 < OD OD + 0. 1.Fuerzas de ajuste axial de los tiebacks.000 6.625 -30.625 -20.625 < OD -40..2.263 Tabla A.000 * La fuerza con que se baja la sarta debería basarse en la división inferior para las sartas de tieback que tengan más de una división. Diámetro externo (OD) del tieback (pulg)* Fuerza con que se baja la sarta (lb) OD ≤ 6.000 8. .625 < OD ≤ 8. 500** 5. dados en función del diámetro externo del tieback. para aflojar la tensión.000 5. Igualmente.750 ≤ P < 13.000 2.2. Tabla A.750 4.625 ≤ P < 10.1. Diámetro interno (ID) del revestidor (pulg) a la profundidad donde se encuentra la empacadura Diámetro interno de la empacadura (pulg) 2.000* 6. aflojando la tensión. En la Tabla A.Diámetro interno del receptáculo (empacadura ) para tubería de producción. habrá que consultar y revisar la literatura del fabricante del receptáculo de tieback/colgador de camisa. Nota: Es posible que esta tabla no contenga los diámetros internos de los receptáculos correctos para todos los casos.390* 4.264 Anexo A-2. que se recomiendan.000** 13.500 ≤ P < 6.625 6. en el caso base se baja la sección inferior de la tubería de producción. Datos especiales para el Caso Base de la Tubería de Producción Para el caso base de todos la tubería de producción hay que especificar un receptáculo o diámetro interno de empacadura.000 * Obturador de producción Baker modelo F-1 ** Obturador de producción Baker modelo D .000 ≤ P < 5.2. Estos datos se presentan a continuación.500 ≤ P < 5.000* 9. por lo tanto.1 se proporcionan los diámetros internos más comunes del receptáculo en función del diámetro externo del tieback. así como lo que hay que bajar la sección inferior del tieback. En la Tabla A.375 6.625 ≤ P < 9.375 ≤ P ≤ 14.750** 10.625 4.2.2 aparecen los pesos de la sarta mientras se está bajando.000 3. .625 -26.625 9.500 ≤OD <4.625 ≤OD <9.000 3. Diámetro externo (OD) de la Fuerza con tubería de producción de que se baja la tubería deede (pulg)* -3.500 -20.625 =OD -30.500 ≤OD <5.2.000 2.000 7.000 4.875 ≤OD <3. .000 7.265 Tabla A.375 -5.000 5.500 -15.500 -10.000 2.875 -7.000 2. la fuerza con que se baja la tubería se basa en la división inferior.000 -24.000 5.000 -12.2.063 ≤OD <2.000 * Para las sartas de tubería de producción que tienen más de una división.000 4.000 -18.375 ≤OD <2.000 ≤OD <7.500 ≤OD <7.Fuerzas de ajuste axial de la Tubería de Producción.000 ≤OD <5.000 ≤OD <4. 4 lpg. En estos pozos. quizá no sea factible emplear un fluido de completación a base de aceite. 7 lpg. En los pozos costa afuera o en los pozos que se encuentren en áreas ambientales sensibles. en lugar de una salmuera de alta densidad si se va a dejar . de mediana densidad. De requerirse un fluido de mayor densidad. 8. haciendo que la tubería se atasque y las operaciones de rehabilitación se tornen complicadas. es preferible usar el lodo de perforación. En general. de ser factible. utilícese una salmuera de NaCl inhibido. siempre que sea factible lo recomendable es usar fluidos de completación de peso liviano que no contengan sólidos. Las salmueras de alta densidad pueden ser extremadamente corrosivas. pero son sumamente costosos. 8. En estos pozos. que no contienen sólidos. acondicionado para resistir la sedimentación de sólidos. los fluidos de completación de elevada densidad dificultan el diseño de una sarta de tubería de producción que sea lo suficientemente fuerte para soportar fugas cerca de la superficie. Algunas recomendaciones sobre Fluidos de Completación En general. en algunos casos es probable que se requiera un fluido de completación de alta densidad.4 lpg como fluido de completación. 8. lo recomendable es fluidos de completación aceite diesel inhibido. Además. En los pozos de alta presión un fluido de completación de alta densidad sería un lodo que contenga sólidos de una salmuera de alta densidad. 10 lpg.266 Anexo A-3. Los fluidos de completación de elevada densidad no sirven para prevenir las fugas en la tubería de producción pues en su mayoría éstas ocurren cerca de la superficie y la presión hidrostática de incluso los fluidos de elevada densidad no basta para evitar que se produzcan fugas cerca de la superficie. Por supuesto. Existen fluidos a base de aceite. o agua pH 11. para los pozos no corrosivos se recomiendan las salmueras de KCl inhibido. Los sólidos tienden a sedimentarse en el lodo. se puede usar salmuera de KCl inhibido. Para los pozos corrosivos. por lo cual no conviene usarlas como fluidos de completación. En general no se recomiendan los fluidos de completación de elevada densidad. como fluido de completación.4 lpg. La salmuera de alta densidad puede provocar la corrosión de los tubulares de producción. .267 el fluido en el espacio anular del revestidor/tubería de producción durante un período de tiempo considerable. 5 4.3.750 4.750 4.625 7.4.875 < H ≤ 7.750 3.250 12.75 6.75 8 9 9.875 < H ≤ 4.5 10 Longitud del ensamblaje de fondo (pies) En tierra Costa afuera 800 400 800 400 800 400 600 300 600 300 500 300 500 300 300 100 Tabla A. Diámetros de Portamechas y Tuberías de Perforación y Longitudes usuales de los Ensamblajes de Fondo Tabla A.5 5 .250 < H Diámetro externo de tubería perforación.268 Anexo A-4.750 < H ≤ 7.750 ≤ H ≤ 4. (pulg) 2.750 8..250 < H ≤ 17.500 < H Diámetro externo de los portamechas (pulg) No se usa 3.4.500 17.000 < H ≤ 8. Tamaño del hoyo (pulg) H < 3.875 5.625 10.875 2.Díametros externos usuales de las tuberías de perforación.750 < H ≤ 5.375 2.125 4.250 12. Tamaño hoyo (H) (pulg) H ≤ 2.750 < H ≤ 10.Diámetros externos de los portamechas y longitud del ensamblaje de fondo usual como función det tamaño del hoyo H.5 4.625 < H ≤ 12.875 3.4.000 7..625 < H ≤ 12. 625 43. La manera más fácil de aprender a usar los diagramas de cuerpos libres es referirse a los conceptos ilustrados en la siguiente serie de ejemplos.545 d=8. P3 = 9351 psi .5. Determinar también a qué profundidad de la sarta no existe carga axial.625 53. A. F. A 12 ppg mud 0 ft 12 ppg mud 10.560 B C 5. C.1 Ejemplo N° 1 Dada una tubería de revestimiento de extensión ahusada.595 d=9.000 ft. El diagrama de cuerpo libre se construye simplemente dibujando un croquis del sistema físico e identificando todas las cargas que recibe el tubular. Diagramas de cuerpo libre Los diagramas de cuerpo libre se construyen con la finalidad de determinar las cargas axiales reales (tensión o compresión) que existen en un revestidor o una sarta de tubería de producción cuando esté instalado. E.750 65.755 F 15.000 ft.269 Anexo A-5. D. P2 = 6234 psi 9.7# t=. Como el sistema es estático. determinar la carga axial en los puntos A. asentada en lodo de 12 lpg (por dentro y por fuera).5# t=. P1 = 3117 psi 9.000 ft.5# t=.435 d=8. la suma de todas esas cargas debe ser igual a cero y de esa forma se puede calcular el valor en cualquier punto. B.535 D E 10. Los puntos B y C se ubican respectivamente justo por encima y por debajo del cambio de sección a los 5.21 in 2 4 π (8.625 in) 2 = 72.270 El punto A se encuentra en la parte superior de la tubería de revestimiento. Ae π (10.2 in 2 4 Para determinar la carga axial en el extremo inferior de la sarta. se Fa puede escribir: F ∑F y = 0 = Fa + P3A p ⇒ Fa = − P3A p Fa = − P3 A p = − P3 ( Ao − Ai ) = −( 9351 psi)(72. Ai π ( 9.000 pies. El punto F se encuentra en el mero fondo de la tubería de revestimiento.76 in 2 4 π ( 9.76 in 2 4 π ( 9. identificando todas las fuerzas que actúan sobre el revestidor: la fuerza ejercida por la presión (P3)sobre el borde inferior de la sarta (hacia arriba) y la fuerza axial genérica Fa. en la sección F Como la sumatoria de fuerzas debe ser igual a cero. Así.56 in) 2 = 7178 . in2 4 π (8.535 in) 2 = 57.400 lbf . punto F. Primero se calculan todas las áreas internas y externas: Area externa.76 in 2 4 A: C: E: Area interna.76 − 60.2)in 2 P3Ap P3Ap Fa = −117.625 in) 2 = 72. se dibuja el cuerpo libre de esa corta sección de tubería. lo más fácil es suponer que se tiene un corto tramo de tubería de revestimiento cuyo peso es despreciable. Los puntos D y E están respectivamente justo por encima y por debajo del cambio de sección a los 10.75 in) 2 = 90.000 pies.755 in) 2 = 60. 76 − 6 Fa = 100. .000 pies de tubería de 43. lo cual indica que existe una fuerza de compresión. nótese que ahora en la ecuación entra el peso de los 5. el punto E incluye los 5. el peso de los 5.051 lbf La fuerza es positiva. P3Ap P3Ap El punto D está justo por encima de la intersección de pesos en el revestidor de 9-5/8. La fuerza axial está determinada por la presión que actúa en el fondo del revestidor P3. ppf )(5000 ft ) − ( 9351 psi)(72. Continuando con la sarta. lo cual denota que es tracción.5# de 95/8 pero no la intersección. La suma de las fuerzas axiales es la siguiente.271 Puede verse entonces.000 pies de tubo: Fa E W3 ∑F y = 0 = Fa − W3 + P3A p ⇒ Fa = W3 − P3A p Fa = W3 − P3A p = ( 435 .5# de 9-5/8 y la presión interna P2 que actúa sobre el área expuesta de la intersección. La fuerza es negativa. que la única fuerza que actúa en el punto F se debe a la ejercida por la presión sobre el área transversal expuesta.000 pies de revestidor 43. El diagrama de cuerpo libre para determinar la fuerza axial en C es similar al del punto D pero incluye el peso de los 10. la fuerza axial en E es: [ ] Fa = W3 − P3A p − P2 A c = P3Ap P3Ap 100. lo cual denota tensión en C.5# de 9-5/8 de pulgada.051 lbf (calculado en el párrafo anterior).911 lbf Fa es positivo.2 − 57.411 lbf La fuerza en D es menor que en E debido a la presión interna que actúa sobre el área expuesta de la intersección.000 pies del revestidor 53. [ ] Fa = W3 − P3 A p − P2 A c + W2 = 81.P3Ap es 100.411 lbf + (53. . ∑F y = 0 = Fa − W2 − W3 + P2 A c + P3A p ⇒ Fa = W2 + W3 − P3A p − P2 A c Agrupando los términos y observando que W3 .5 ppf )(5000 ft ) Fa = 348.P3Ap .234 psi ⋅ (60.272 Fa ∑F y = 0 = Fa − W3 + P2 A c + P3A p ⇒ Fa = W3 − P3A p − P2 A c D W3 P2Ac P2Ac Agrupando los términos y observando que W3 .051 lbf − 6.P2A2 es igual a la fuerza en D.21) in 2 = Fa = 81. 72.21)in 2 Fa = 338.10-3/4 .Ao.78 .10-3/4 .76 .76)in 2 + ( 3117 psi)( 71. Definiendo el área externa como: Abo = Ao.273 Continuando con la sarta.9-5/8 y el área interna como Abi = Ai.220 lbf .9-5/9.Ai.57. el punto B incluye la fuerza en C más la presión que actúa sobre las áreas expuestas de la intersección 10-3/4” x 9-5/8”. En ambas actúa la misma presión hidrostática P2. una viendo hacia abajo y otra viendo hacia arriba.911 lbf − (3117 psi)( 90. En este caso se tienen dos áreas expuestas. la suma de fuerzas es: Fa P 2 A bi P 2 A bi B W2 P 2 A bo P 2 A bo W3 P 2A c P 2A c P3A p ∑F y = 0 = Fa − W2 − W3 − P2 A bi + P2 A bo + P2 A c + P3A p Fa = W2 + W3 + P2 A bi − P2 A bo − P3A p − P2 A c P3A p Agrupando los términos y substituiyendo los valores conocidos: [ ] Fa = W3 − P3A p − P2 A c + W2 + P2 A bi − P2 A bo Fa = 348. Definiendo como x a la distancia que hay desde el fondo de la sarta hasta el punto donde Fa = 0. la fuerza axial en A incluye todos los componentes de la fuerza en B más 5.200 lbf + ( 65. Esto es porque Fa es positiva en E y negativa en F.000 pies de revestidor 65.274 Por último.720 lbf P 3A p P 3A p La profundidad donde la fuerza axial es cero se encuentra entre los puntos E y F. . Fa ∑F y P 2 A bi P 2 A bi = 0 = Fa − W1 − W2 − W3 − P2 A bi + P2 A bo + P2 A c + P3A p A Fa = W1 + W2 + W3 + P2 A bi − P2 A bo − P3A p − P2 A c W1 Agrupando los términos y substituiyendo los valores W2 P 2 A bo P 2 A bo W3 P 2A c P 2A c conocidos: [ ] Fa = W3 − P3A p − P2 A c + W2 + P2 A bi − P2 A bo + W1 Fa = 338.7# de 10-3/4 pulgadas.6 ppf )(5000 ft) Fa = 666. se puede hallar x interpolando entre E y F. ppf = 2700 ft ⇒ MD = 12.5x = 0 = Fa − W + P3A p ⇒ Fa = 0 = W − P3A p W = P3A p ⇒ (435 . Fp + Ao Ai Pob P ib Ap La suma de todas las fuerzas en la dirección vertical (y) es igual a cero. ∑F y ( ) ( = 0 = Fp − Pob A p − A o + Pi b A p − A i ( ) ( Fp = Pob A p − A o − Pi b A p − A i ) ) Obsérvese que no hace falta conocer el diámetro interno del sello. Se dibuja primero un diagrama de cuerpo libre.2)in 2 x x= ( 9351 psi)(72.76 − 60.2)in2 435 . .275 F a=0 ∑F y W=43. ppf )( x ft) = ( 9351 psi)(72.300 ft P3A p P3A p A.5. incluyendo todas las fuerzas que se ejercen en la dirección vertical.1 Ejemplo N° 2 Determinar una expresión para la carga que recibe en el fondo una sarta de tubería de producción asentada en una empacadura.76 − 60. 276 . según se define en la última edición de la norma NACE MR017518. La presencia de CO2. los aceros al carbono y los aceros de baja aleación son adecuados como revestidores de perforación y como revestidor/tubería de producción en ambientes no corrosivos. USA. H2S y Cl-. NACE International. En todos los ambientes de servicio agrio el conjunto revestidor/tubería de producción deberá ser fabricado con materiales resistentes a la corrosión bajo tensión. el método de tratamiento térmico y la resistencia mecánica del material deben ser seleccionados de forma quen posean una adecuada resistencia a la corrosión y a la fractura en el ambiente en el cual va a ser utilizado. Houston. . Como guía general.2 de la misma norma.277 Anexo B. En ciertas circunstancias también puede ser necesario utilizar camisa y/o tubería de revestimiento fabricados con aceros resistentes a la corrosión. puede dar origen a la aparición de un ambiente corrosivo. Durante la perforación de los pozos para servicio agrio puede utilizase una combinación de acero al carbono y acero de baja aleación en conjunto con un fluído de perforación protector. La agresividad de este ambiente dependerá de la concentración de cada uno de estos gases y de la proporción en que se encuentren. Guías de Ingeniería CORROSION 1 Generalidades La composición química. conjuntamente con una fase acuosa. En ambientes corrosivos debe utilizarse una tubería de producción hecha con acero resistente a la corrosión. La 18 “Sulfide Stress Cracking Resistant Metallic Materials for Oilfield Equipment”. según se define en el párrafo 11. Básicamente hay cuatro tipos de materiales a partir de los cuales se pueden fabricar tubulares resistentes a la corrosión por CO2 y H2S.278 presencia de hidrocarburos líquidos. muchos ambientes corrosivos. Adicionalmente. . Consecuentemente. Los límites aproximados de utilización de estos materiales se indican en la Tabla B.1. pueden afectar apreciablemente la corrosividad de un pozo. sin una cantidad significativa de CO2 presente. así como la temperatura. especialmente a elevada temperatura y particularmente si hay cloruro presente. Como regla general. puede ser altamente corrosivo. y una corrosión severa a presiones parciales superiores a 30 psi. debe tenerse gran cuidado en la selección de un adecuado material a la corrosión. particularmente aquellos que contienen Mg++ y So. o de agentes formadores de incrustaciones como el bicarbonato (HCO3-). se puede esperar una corrosión leve para presiones parciales de CO2 inferiores a 7 psi. no se ha establecido ningún criterio universal al respecto. también promueven corrosión bajo tensión en materiales sensibles. El sulfuro de hidrógeno (H2S) por si solo. sin embargo. por todo lo antes expuesto. 5 1500 30. Límites generales de aplicación para tubulares de aleaciones resistentes a la corrosión Clase Descripción I II III IV Aceros austeníticos de alta aleación 2535 y 2832 Aceros martensíticos 9 % Cr (API Grado L80.500 C-2763 10.5 nd nd 250 nd 0.500 250. En consecuencia.1.5 (mas de 80 Ksi) resistencia a corrosión por CO2 y Cl.000 300 >4 0. pueden producir diferencias sustanciales en la resistencia a la corrosión general y a la corrosión bajo tensión.000 100.5 Ni . Tipo 9 Cr) 13 % Cr (API Grado L80. siempre debe constatarse la aplicabilidad de un producto para un ambiente particular. y el método de fabricación dentro de cada clase.000 100. todas estas variables están interelacionadas por lo tanto la selección de la aleación adecuada depende de las condiciones particulares en cada caso y de los valores individuales de cada agente. 21 nd = no disponible .000 320 >4 15 (65-80 Ksi) 1500 200. 20 La presencia de azufre elemental (So) puede cambiar radicalmente la resistencia a la corrosión bajo tensión de estos aceros.000 450 550 650 nd nd nd Las variaciones en la composición de la aleación.279 TABLA B.000 400-480 nd 1. Nótese que los productos 19 Estos máximos son individuales.000 Inmune Inmune Inmune 100. Tipo 13 Cr) y 15 Cr 13 Cr .superior al 22 Cr nd 25 Cr Aleaciones de Níquel 2242 (Alloy 825)3 1.05 2000 250.2 Mo Aceros dúplex 22 Cr Máximos19 Pp H2S (psia) Pp C02 (psi) Clppm Temp oF pH 1520 1.500 25503 1.000 350 nd21 0. Los inhibidores de corrosión para proteger las aleaciones de Cromo a alta temperatura son apreciablemente mas costosos. Al seleccionar un tubular de producción también deberá tenerse en cuenta su resistencia a fluidos no asociados a la producción. . Una vez que ISO publique este documento se emitirá una especificación para tubería de producción y revestimiento hechas con aleaciones resistentes a la corrosión.05 lb/pie2/4 hrs hasta temperaturas del orden de 160 oC (325 oF). entretanto los tubulares de aleaciones resistentes a la corrosión deberán ser manejados como casos particulares. que aquellos utilizados para proteger los aceros al carbono. La corrosión en estimulaciones ácidas a través de completaciones de aceros al carbono puede controlarse bastante bien con los productos que existen comercialmente. El porcentaje de ácido que puede usarse dependerá de la temperatura en el pozo. y requieren recurrir con mayor frecuencia a aditivos de soporte para cumplir su función. Al momento de escribir esta guía existen inhibidores de corrosión con los cuales pueden estimularse pozos completados con estos aceros hasta 28 % a 275 oF. o con concentraciones de HCl de hasta 15 %. bien sea por ácidos o con surfactantes. lográndose una pérdida de material inferior a 0. independientemente de que se trate de tubería de producción o de revestimiento). El control de la corrosión durante estimulaciones ácidas a través de tuberías de aleaciones de Cr es mucho más difícil de realizar pues estos aceros son muy susceptibles al ataque por ácido clorhídrico. Al momento de escribir esta guía se encuentra en preparación la especificación ISO 13680 para todas las clases de tubulares de aceros resistentes a la corrosión (considera únicamente el cuerpo del tubo. En particular deberá considerarse la posibilidad de que el pozo vaya a recibir tratamientos de estimulación.280 fabricados con aleaciones resistentes a la corrosión de la Clase II con contenido de Cromo igual o inferior a 13 % son los únicos cubiertos por la norma API 5CT. Fig.5 0.Servicio moderadamente agrio. como por ejemplo CORMED™. Este diagrama fue desarrollado para aceros N-80. pH del medio 6.5 2 4. 22 Publication # 16.Servicio severamente agrio.01 0.1. Diagrama de selección basado en pH .5 3 3. 23 . Esfuerzo de fluencia = 130 Ksi (895 MPa) 2 . Crolet.Servicio dulce. Kermani. desarrollado por Elf-Aquitaine y disponible en Intevep. Dicho pH local puede ser calculado con modelos existentes. European Federation of Corrosion. Es importante señalar que el pH en cuestión es aquel correspondiente a las condiciones locales de presión y temperatura. Truchon y J. M. Artículo # 91.R.Servicio ligeramente agrio. "Experimental Limits of Sour Service for Tubular Steels". P-110 y L-80 (13 Cr) a temperatura ambiente23.281 Una guía práctica para hacer una selección inicial basada en la presión de H2S y el pH del agua de producción se muestra en la Figura 122. D. M. 1995.0 10 Presión de H2S (bar) 0 . Sin restricciones metalúrgicas 1 . y no al pH medido en superficie.L.5 1 0 5.001 0. Esfuerzo de fluencia = 110 Ksi (758 MPa) 3 . Harrop.H2S.B. B. CORROSION/91.1 1. NACE International.The Institute of Materials.L. basada en la habilidad para satisfacer necesidades específicas". y mejor su calidad. Glosario EOQC ANSI/ASQC A3 (1978). se utilizará en su lugar el término Nivel de Servicio de Producto (NSP).2. el NSP establece la especificación para los productos OCTG. pero con diferentes necesidades". . La calidad del producto se establece durante el proceso de fabricación. según se define en ISO/TC 176 (1984) para indicar la clasificación de un producto sería confuso con el término grado según API. Mientras mas crítica sea la aplicación mayor deberá ser la confiabilidad del producto. solamente pueden confirmar o refutar que el nivel de calidad alcanzado. ISO/TC 176 (1984).282 2 Nivel de servicio del producto (NSP) La criticidad de la aplicación del tubular establece el nivel de servicio del producto (NSP). Glosario ASQC. cumple con la especificación. a su vez. Calidad: "La totalidad de atributos y características de un producto o servicio. proceso o servicio con el mismo uso funcional. como se muestra en la Tabla B. Las inspecciones posteriores a la fabricación no mejoran la calidad. Grado: "Una categoría o indicador de clasificación de un producto. el cual indica tipo de material. esto es el grado. Puesto que el término grado. . Tubulares de producción para pozos profundos de muy alta presión. no sujetos a condiciones inusuales. Debido a la amplia variación existente en las condiciones operacionales de la industria petrolera (tierra firme/costa afuera. En la Tabla 3 se indican algunos ejemplos prácticos de aplicación. puede presentarse una gran diversidad en los niveles de criticidad de pozos similares. profundo/llano.). levantamiento artificial/alta presión. agrios o de alta presión.283 TABLA B. Servicio Crítico Todos los tubulares de producción (incluyendo revestidor y camisa) para pozos agrios. Servicio Normal Tubulares de producción (incluye revestimiento y liners) para pozos fluyentes. El NSP para cada sarta de revestimiento y producción debe ser asignado tomando en cuenta las condiciones de cada pozo y campo en particular. Tubulares de producción para pozos que producen por levantamiento artificial (no fluyentes). etc.2. En consecuencia. los grupos de Ingeniería de Diseño e Ingeniería de Corrosión deben establecer conjuntamente los criterios individuales de selección de materiales que deben aplicarse para cada pozo y los NSP requeridos para cada sarta de completación. proximidad a áreas habitadas. Revestidor intermedio y camisa de perforación para pozos muy profundos o pozos muy críticos costa afuera. considerando los riesgos y consecuencias de falla. Lineamientos para la selección del Nivel de Servicio del Producto (NSP) NSP 1 2 3 Descripción Servicio No-Crítico Revestidores de perforación normales. Tubulares de perforación (a partir del revestidor de superficie en pozos costa afuera) Revestidor intermedio y camisa de perforación para pozos profundos. dulce/agrio. 000' Fluyente Fluyente Resistente a SSC Fluyente > 6.000' profundidad de agua H2S > 125 ppm Fluyente 3 3 2 Fluyente Resistente a SSC Fluyente > 6.3.000' 3 3 3 2 3 3 3 3 * El revestidor de superficie es aquella sarta a la cual se une el primer cabezal permanente de revestidor del arbol de Navidad.000' 2 Otros casos 1 Revestidor intermedio > 10.000' 2 3 > 3.000' 3 Resistente a SSC Tieback intermedio H2S > 125 ppm 3 Revestidor de No fluyente producción Liner de producción Fluyente 1 2 de Fluyente H2S > 125 ppm Fluyente > 8.000 psi STP Fluyente > 15. .000' 2 Camisa intermedia > 15.000' psi STP Fluyente > 15.000' psi STP Tubería de producción Pozo con bombeo Pozo fluyente 3 Pozo con bombeo H2S > 125 ppm Fluyente H2S > 125 ppm Fluyente > 8. CRITERIOS GENERALES PARA SELECCION DE NSP TIPO DE TUBULAR Conductor COSTA FIRME NSP HTHP Cercano a zonas 2 habitadas Otros casos 1 Revestidor superficial > 3.000 psi STP 2 Tieback producción 3 1 2 3 COSTA AFUERA NSP > 300' profundidad de agua 2 Otros casos Todos los casos 1 2 Todos los casos > 15.284 TABLA B. "Tubulares de producción y revestimiento de aceros inoxidables martensíticos (13 % Cr) para ambientes dulces (CO2)" 28 PDVSA EM-18-00/010. y deberán cumplir con la parte B de la especificación PDVSA EM-18-00/05. "Requirements for Casing and Tubing" 26 PDVSA EM-18-00/01. 80 y 95 de tubería sin costura. L-80. C-125 y U-140 y (c) grados 100 y 110 para servicio agrio.285 Todos los tubulares para completación de pozos deberán cumplir con la última edición de la especificación API 5CT24. C-90. Los tubulares seleccionados para NSP 2 deberán ser grados API mejorados J-55. 65. Alternativamente puede hacerse la inspección en planta.Grades J-55. C-95. como se detalla mas adelante en esta Guía de Selección. 3 Precauciones generales Adicionalmente a los requisitos precedentes. Información adicional puede encontrarse en las normas PDVSA EM-18-00/0126. "Supplementary Specification to API Specification 5CT for Electric Resistance Welded (ERW) Casing and Tubing . Los tubulares seleccionados para NSP 3 deberán ser grados API altamente mejorados de tipo: (a) L-80. 25 . N-80. inspección y requerimientos técnicos indicados en la norma. todos los artículos clasificados para NSP 2 o 3 deberán ser inspeccionados en patio o en el pozo antes de ser usados. todos los tubulares clasificados como NSP 2 deberán cumplir con la parte A de esta especificación. (b) grados propietarios Q-110. o con costura por laser. PDVSA EM-18-00/0227 y PDVSA EM-18-00/1028. Estos tubulares deberán además cumplir con la última versión de la especificación PDVSA EM-18-00/0525. "Supplementary Specification of PDVSA Seamless Steel Tubulars for Sour Service" 27 PDVSA EM-18-00/02. T-95. K-55. "Specifications for Casing and Tubing" PDVSA-EM-18-00/05. ciñéndose a todas las opciones de calidad. asegurando un almacenamiento adecuado y un transporte apropiado hasta patio y el pozo. P-110 y Q-125. Adicionalmente. 24 API 5CT. revestidores de grado genérico O-95 y grados propietarios 55. K-55 and N-80". C-90. T-95 y Q-125. son notorios los casos en los cuales estos tubulares han presentado evidencia de corrosión localizada ocasionada por la acumulación de sales de cloro depositadas por la exposición a la lluvia. El transporte de los aceros al cromo deberá hacerse con las precauciones debidas pues son mas susceptibles que los aceros al carbono a daños superficiales.286 Especial cuidado deberá ejercerse con el almacenamiento de los aceros al Cromo. . Es recomendable el almacenamiento bajo techo o en condiciones que aseguren que se evita la acumulación de humedad. los cuales a su vez serán el origen de fallas por corrosión. Es recomendable utilizar acolchamiento en todas las superficies duras (por ejemplo horquillas de montacargas y bancos de soporte) que tengan contacto con los tubulares durante su manejo . 498 0.415 0.950 Resistencia al estallido (psi) 2.950 7.696 7.545 0.004 4.350 0.5 1.500 0.5 1.020 7.410 7.535 1.480 14.809 1.535 8.416 14.500 0.5 13.119 BTC 4.718 1.059 676 STL 6.950 7.767 546 SLX 4.415 0.344 4.625 6.240 8.740 10.059 12.5 36 43.453 0.416 1.826 Diámetro Resistencia del mandril a la fluencia (pulg.5 53.337 0.438 19.545 0.892 4.080 11.350 11.108 979 1.493 NK3SB SD 8.856 SLX 6.830 5.184 6.435 6.857 9.058 432 588 667 746 432 646 1.29 2.408 0.5 53.540 14.025 TC-II 5.020 6.151 604 BTC 6.) (pulg.347 0.080 12.4 58.540 14.231 NJO 6.160 9.710 TC-II SD 8.408 0.366 6.535 8.5 58.969 1.290 1.450 Resistencia de la conexión (1.415 0.620 12.5 1.595 0.693 2.317 0.020 10.545 0.5 53.865 1.020 3.059 3.020 7.350 8.074 1.710 BTC SD 8.290 0.670 4.710 TC-II SD 8.5 1.020 9.5 1.520 6.640 10.317 0.1 15.6 40.020 13.500 1.344 14.184 6.453 0.059 676 SLX 6.661 BTC 12.879 1.472 0.270 3.435 0.710 BTC SD 8.300 7.462 12.545 729 NJO 4.780 13.375 BTC SD 8.196 1. Tubería de Revestimiento Normalizada PDVSA Diámetro Externo (pulg.778 9.108 1.767 397 BTC 4.184 6.498 0.470 6.140 401 509 .670 4.304 0.6 71.290 0.328 9.950 7.879 1.) 0.000 lbf) Big Omega 18.524 13.130 3.810 5.5 15.004 6.094 6.556 1.480 BTC 12.920 3. Tabla de Tubulares Normalizados por PDVSA TABLA C-1.025 1.6 13.625 6.399 BTC 6.514 12.362 0.540 13.221 1.462 13.763 11.375 1.710 NK3SB SD 8.366 6.) (1.350 14.5 47 53.826 3.477 1.026 951 446 568 289 644 608 338 141 283 1.670 2.595 0.950 7.894 629 BTC 8.284 BTC 12.) 20 13 3/8 11 3/4 10 3/4 9 5/8 7 5/8 7 5 1/2 5 4 1/2 Peso Nominal (lb/pie) 94 72 72 68 71.408 0.545 729 STL 4.5 1.696 13.898 12.640 14.930 7.1 15.337 0.050 8.767 546 STL 4.276 6.5 1.524 14.514 12.119 NJO 5.535 8.701 485 NJO 3.620 14.250 0.280 7.352 0.625 6.898 700 639 1.1 Grado K-55 N-80 P-110 J-55 P-110 P-110 J-55 J-55 N-80 P-110 T-95 T-95 P-110 P-110 P-110 HC-110 P-110 P-110 P-110 Q-125 Q-125 J-55 N-80 N-80 N-80 N-80 N-80 P-110 P-110 P-110 P-110 N-80 P-110 P-110 P-110 P-110 P-110 N-80 N-80 N-80 P-110 P-110 P-110 Espesor Diámetro de pared Interno (pulg.936 1.241 366 BTC 6.416 14.124 0.005 BTC 8.545 0.362 0.160 12.4 39 39 39 39 23 23 26 29 29 29 32 32 35 35 17 17 17 23 23 18 11.160 8.020 14.287 Anexo C.160 8.480 7.347 0.441 9.151 580 STL 3.681 8.832 7.340 7.231 SLX 6.875 267 SLX 3.360 6.000 3.892 4.400 3.920 3.540 8.898 10.500 0.337 10.094 6.892 4.580 2.025 SLX 5.701 485 Conexión Resistencia al colapso (psi) 520 2.304 0.780 10.545 0.110 5.29 1.350 14.535 8.969 1.304 0.241 532 BTC 6.069 STL SLX BTC 9.399 NJO 6.480 12.276 4.160 10.701 485 BTC 3.000 lbf) 1.755 8.795 307 NJO 3.5 53.898 10.921 8.890 1.500 0.535 8.795 307 SLX 3.5 1.059 676 NK3SB 5.950 3.625 6.5 1.826 3.599 1.435 8.765 564 BTC 8. 625 2.217 0.992 0.7 4.570 10.3 12.625 2.217 0.545 4.95 6.545 3.441 2.833 3.375 0.271 3.210 7.867 2.797 2.441 1.161 11.415 4.217 0.901 Resistencia a la fluencia (1.867 2.254 2.75 12.833 2.545 4.271 3.200 Resistencia de la conexión (1.990 10.160 11.3 9.347 2.217 0.288 TABLA C-2.347 2. Tubería de Producción Normalizada PDVSA Diámetro Externo (pulg.800 8.377 11.901 1.670 0.570 16.400 10.160 10.5 6.3 9.750 2.5 6.833 3.441 2.000 lbf) 602 530 49 .670 Resistencia al estallido (psi) 11.75 9.430 15.5 6.550 8.995 1.375 0.992 0.260 10.922 0.254 2.170 14.3 9.95 12.190 0.750 2.490 11.254 2.190 2.630 7.540 11.780 11.170 295 405 100 100 145 145 199 72 104 104 15.430 9.3 10.415 4.3 9.670 0.992 0.730 7.797 2.995 1.500 8.050 7.958 0.7 12.958 0.415 4.530 7.995 Conexión CS/ST-C HYD 533 NK3SB TC-II EUE EUE HYD 533 CS/ST-C CS/ST-C EUE EUE CS/ST-C STL/511 CS/ST-C CS/ST-C VAM ACE EUE PH6/ST-P EUE STL EUE CS/ST-C EUE EUE EUE CS/STC Diámetro del mandril (pulg.833 3.) (pulg.160 10.415 4.5 4.992 0.120 8.) 5 1/2 4 1/2 3 1/2 2 7/8 2 3/8 Peso Nominal (lb/pie) 23 23 23 23 12.347 2.958 0.217 0.271 3.563 10.833 11.441 2.377 12.901 1.) 4.7 Grado C-90 C-90 L-80 L-80 J-55 N-80 C-90 C-90 P-110 J-55 N-80 N-80 N-80 C-90 P-110 13% Cr N-80 P-110 J-55 J-55 N-80 N-80 P-110 J-55 N-80 N-80 Espesor Diámetro de pared Interno (pulg.867 2.992 0.254 2.570 14.260 7.120 9.680 11.000 20.867 2.680 7.540 10.5 6.670 0.000 lbf) 597 597 530 530 198 288 324 324 396 142 207 207 207 233 321 Resistencia al colapso (psi) 12.271 3.540 10.833 3.310 21.) 0.347 2.161 5.563 5.75 12.490 9.958 0.347 1.75 12.670 0.700 11.441 2.545 4.590 6.867 2.170 11.7 4.200 11.958 0.254 2.780 15.289 2.190 0.833 10.75 12.100 11.271 3.