Capítulo 17
ESTABILIDAD DE HOYOS DURANTE LA
ESTABILIDAD DE HOYOS DURANTE LA
ESTABILIDAD DE HOYOS DURANTE LA
ESTABILIDAD DE HOYOS DURANTE LA
PERFORACION
PERFORACION
PERFORACION
PERFORACION
General
El estudio de la estabilidad del hoyo puede realizarse durante la etapa de perforación o durante la producción. En ambos casos se trata de analizar y comparar los esfuerzos inducidos alrededor del hoyo con la resistencia de la roca. Los esfuerzos inducidos alrededor del hoyo están controlados fundamentalmente por la magnitud de las diferentes componentes de esfuerzos en sitio, por la orientación del pozo, las propiedades de la roca, la presión de fluido de yacimiento, el peso de lodo y la temperatura.
La resistencia de la roca depende del nivel de esfuerzos efectivos y de las propiedades de la roca, las cuales pueden ser degradadas por los diversos procedimientos que ocurren durante la perforación y la producción de los pozos petroleros. Existen diversas teorías que permiten estimar la concentración de esfuerzos alrededor del hoyo. La teoría más simple que se utiliza es la de elasticidad lineal considerando comportamiento rígido - frágil de la roca, la cual establece que cuando el estado de esfuerzos en algún punto alcanza el valor de resistencia de la roca se considera que ha fallado. Este tipo de modelo es conservador ya que no considera la resistencia residual de la roca y desprecia posibles efectos plásticos. Las rocas en realidad presentan una resistencia residual que, aunque menor que la resistencia máxima, podría todavía ser suficiente para mantener la integridad del hoyo. Sin embargo, las fallas localizadas o regiones falladas alrededor del hoyo hacen a la roca más propensa a sufrir procesos de arenamiento en etapas posteriores de la vida del pozo. Existen modelos numéricos más sofisticados que permiten usar modelos de la roca más realistas. Tales modelos consideran efectos de poro-visco-elasticidad y plasticidad en la roca.
A pesar de las severas suposiciones de los modelos más sencillos, en las ocasiones en que es posible hacer una calibración adecuada, se puede aprovechar la
simplicidad de los mismos y ajustar los parámetros para obtener resultados con valores más realista y menos conservadores.
El análisis de estabilidad de hoyo se realizó con datos del pozo X utilizando el programa PBORE-3D (Pbore 3D, User´s Manual, 1994). Este es un modelo semianalítico basado en elasticidad lineal y poroelasticidad. En la Tabla 1 se presenta un ejemplo de la entrada de datos y se especifican los parámetros de entrada requeridos.
Tabla 1 Datos de entrada del modelo Pbore 3D
Tipo de Análisis: Poroelástico o Elástico, Impermeable o
Permeable.
Orientación del pozo: Inclinación
Acimut con respecto a la dirección del
esfuerzo horizontal mayor.
Datos del Pozo: Radio
TVD
Peso de lodo
Criterio de falla: Drucker –Prager (A y D)
Mohr-Coulomb (c y φ)
Parámetros de elasticidad: Módulo de Young drenado(E)
Relación de Poisson drenado (ν)
Resistencia a tracción
Parámetros poroelásticos: Parámetro de Skempton (B)
Relación de Poisson o drenada (νu)
Permeabilidad (k)
Viscosidad del fluido
Gradientes de esfuerzos en sitio: Gradiente de esfuerzos verticales
Gradiente de esfuerzo horizontal mayor
Gradiente de presión de poro
Intervalos de tiempo: 4 intervalos de tiempo para el análisis de
Poroelasticidad.
Para el análisis de estabilidad de hoyo en el campo se realizaran sensibilidades en los parámetros siguientes: magnitud de esfuerzos en sitio, presión de yacimiento, orientación del pozo respecto a la orientación de los esfuerzos en sitio e inclinación del pozo.
Análisis estabilidad de un pozo horizontal en la localización del pozo X.
Se ha considerado el caso de un pozo horizontal en la dirección perpendicular al
esfuerzo horizontal mayor en sitio (σHmax). Tal como se presentó en capítulos
anteriores, los ensayos mecánicos mostraron dos intervalos de propiedades de roca correspondientes a diferente porosidad y características litológicas de las calizas. La Tabla 2 presenta los valores promedio de propiedades de resistencia y módulos elásticos de las mismas.
Tabla 2 Propiedades mecánicas promedio a dos profundidades en el núcleo del pozo X Profundidad (pies) E (psiE06) ν φ (º) c (psi) A) 5935 2.85 0.24 28.2 2545 B) 6347 5.52 0.22 46.6 2862
Para el análisis, se tomaron los datos de resistencia más bajos como una manera de considerar el caso más severo disponible. Algo importante de notar es que los ensayos realizados reflejan la resistencia de la roca intacta y en realidad, los tramos con fracturas naturales presentan una resistencia que debería ser más baja que la roca intacta. Esto es aún más importante si consideramos que el pozo horizontal debe diseñarse para atravesar las fracturas naturales abiertas (que ofrecen menor resistencia) y conectarse con los canales de flujo para mejorar la productividad del pozo. Para tomar en cuenta esta situación es posible considerar el medio fracturado como un medio equivalente. Sin embargo, no se dispone de ensayos en núcleos que contengan fracturas, de tal manera que se han considerado propiedades de resistencia un 20% menores que las medidas en el laboratorio para reflejar la
presencia de las fracturas. Esta menor resistencia fue también necesaria para la calibración del modelo y la determinación de magnitud de esfuerzos por retroanálisis de una falla localizada por corte (Capítulo 16 de este reporte).
La Tabla 3 presenta los datos utilizados como entrada al modelo Pbore 3D para el análisis de estabilidad. Se ha considerado un análisis elástico impermeable ya que se trata de una roca de baja permeabilidad y se considera que existe un revoque de buena calidad; la resistencia a tracción se ha tomado como cero por la presencia de fracturas abiertas y los parámetros de resistencia se han disminuido por las razones antes expuestas. Se han considerado dos criterio de falla diferentes, el criterio de Mohr-Coulomb y el criterio de Drucker-Prager (Jaeger and Cook, 1976; Desai, 1984). La combinación del modelo esfuerzo-deformación elástico lineal y estos criterios de falla desestiman la resistencia residual que la roca presenta después de la falla y que pudiera preservar la integridad del hoyo. Esto quiere decir que estos modelos predicen falla localizada y no falla total de hoyo y que, de cualquier manera, necesitan ser calibrados para poder reflejar lo observado en el campo. En este caso, la calibración se realizó para describir una falla localizada como es un “breakout”. El criterio de falla de Mohr Coulomb es aún más conservador que el criterio de Drucker-Prager. Se han presentado los resultados con ambos criterios de falla para establecer las diferencias y comparar con los pesos de lodo utilizado en los pozos inclinados del área. A pesar de que se ha dicho que es un análisis conservador, realizado para prevenir falla localizadas (y más aún colapsos generalizados), existe mucha incertidumbre en los parámetros de magnitud de esfuerzos en sitio, ya que no existen mediciones a las profundidades y litologías de interés y por tanto los resultados presentados se consideran aproximaciones preliminares.
Tabla 3 Datos de entrada para el análisis de estabilidad de hoyo del campo XX con el programa Pbore 3D
Análisis Elástico, Impermeable
Inclinación (α) y Orientación
(β) del pozo 0-90, 0-90 Datos del pozo
r = 0.3542 pies TVD = 6347 pies MW = 8.05 lpg Parámetros elásticos E = 2.85E06 psi ν ν ν ν = 0.24 To = 0 Mohr–Coulomb C=2544 psi, φφφφ = 24
Criterio de falla Drucker-Prager
A = 0.16 D = 2350 psi Gradientes de esfuerzos en sitio σσσσv = 1.02 psi/pie σσσσHmax = 0.95 psi/pie σσσσhmin= 0.65 psi/pie Pp = 0.32 psi/pie
Los resultados de esfuerzos alrededor del hoyo para las condiciones resumidas en la Tabla 3 se encuentran en las Figuras 1-a y b y 2-a y b. En estas figuras se presentan los esfuerzos tangenciales y radiales alrededor del hoyo (a una distancia radial de 1.05 veces el radio del hoyo) y la distribución de esfuerzos principales mayores y menores en la roca circundante hasta una distancia radial de 3 veces el radio del hoyo. Obsérvese que los esfuerzos se concentran solo hasta unas 1.6 veces el radio del pozo. La magnitud de los esfuerzos inducidos por la perforación del hoyo debe ahora compararse con el criterio de falla.
Los esfuerzos alrededor del hoyo se han representado también en forma de “nube de
esfuerzos” en el espacio τ – σ, lo cual permite comparar el estado de esfuerzos
alrededor del hoyo con el criterio de falla escogido (Fig. 3-a y b y 4-a y b). Las Figuras 3-a y 4-a presentan las condiciones de peso de lodo crítico para falla por corte para los criterios de falla utilizados y las Figuras 3-b y 4-b representan los esfuerzos generados alrededor del hoyo con un peso de lodo ligeramente superior al peso de lodo crítico, con lo cual se garantiza estabilidad del hoyo ante la falla por corte (el estado de esfuerzos no alcanza la línea de falla). El criterio de Mohr Coulomb es más conservador, por lo que se prefieren los resultados del Drucker-Prager, el cual presenta un valor más acorde con las expectativas de campo.
Es de interés, desde el punto de vista de perforación, obtener una ventana operacional de peso de lodo que permita disminuir los riesgos de perforación de los pozos no convencionales y que proteja la excavación tanto de falla por corte como de falla por tracción (fractura hidráulica y/o pérdida de circulación).
El criterio de falla por tracción consiste en comparar el mínimo esfuerzo efectivo inducido en el hoyo con la resistencia a tracción de la roca. En este caso la resistencia a tracción se ha tomado como nula, así que en cuanto se producen esfuerzos de tracción se considera que se produce una fractura hidráulica. Este criterio no considera la apertura de fracturas naturales abiertas. En realidad es más probable abrir fracturas pre-existentes que producir nuevas fracturas en la roca intacta que es lo que este modelo es capaz de predecir. Los valores que se presentan corresponden solo a las fracturas hidráulicas producidas en el material intacto. Los valores típicos de pérdida por circulación están muy por debajo de los valores que se obtienen con el programa para falla por tracción.
Eff ective T an g e ntial Str e s s ( PSI)
Mo del Ty p e :- E la st ic , I m perm ea bl e I nc li na tion = 9 0. 00 de g Tr en d = 90. 00 d eg Mud W ei gh t = 6. 70 lb/ ga l 6.39 E+0 3 5.17 E+0 3 3.96 E+0 3 2.78 E+0 3 6 .3 9E+ 03 5 .1 7E+ 03 3 .9 6E+ 03 2 .7 8E+ 03 shm ax s hm i n 1.0 2.0 3.0 1.0 2.0 3.0 Modelo Elástic o, Impermeable Inclinación = 90º, Orientación = 90º Peso de lo do = 6.70 pp g
E sfuerzo s efectivos tan genciales (lpc)
b)
Effe ctive R adia l Stress (PSI)
M odel T yp e : - Elas t ic, Im per me able I nc linat ion = 90. 00 deg T rend = 9 0.0 0 d eg M ud W eight = 6. 70 lb/g al 3.60E+ 03 1.88E+ 03 1.60E+ 02 -6.99E +02 3. 60E+ 03 1. 88E+ 03 1. 60E+ 02 -6. 99E +02 s hm ax s h m in2. 0 1.0 3. 0 1. 0 2. 0 3.0 Modelo Elástic o, Impermeable Inclinación = 90º, Orientación = 90º Peso de lo do = 6.70 pp g
E sfue rzos efectivos rad iale s (lp c)
Figura 17. 1.- Esfuerzos efectivos alrededor del hoyo: (a) esfuerzos tangenciales;(b) esfuerzos radiales. Pozo horizontal en la localización del pozo DM-152, orientado perpendicularmente a σσσσHmax
Minor Principal Stress (PSI)
Model Ty pe :- Elastic, I mpermeable I nclination = 90. 00 deg Trend = 90. 00 deg Mud Weight = 6. 70 lb/ gal
3.0 2. 0 1. 0 1. 0 2. 0 3. 0 r/R r/R shmax shmin 1.60E+02 3.90E+02 6.19E+02 8.48E+02 1.08E+03 1.31E+03 1.54E+03 1.76E+03 1.99E+03 Modelo Elástico, Impermeable Inclinación = 90º, Orientación = 90º
Peso de lodo = 6.70 ppg Esfuerzo principal menor (lpc)
b)
Major Principal Stress (PSI)
Model Ty pe :- Elastic, I mpermeable I nclination = 90. 00 deg Trend = 90. 00 deg Mud Weight = 6. 70 lb/ gal
3.0 2. 0 1. 0 1. 0 2. 0 3. 0 r/R r/R shmax shmin 3.96E+03 4.54E+03 5.13E+03 5.72E+03 6.30E+03 6.89E+03 7.48E+03 8.06E+03 8.65E+03 Modelo Elástico, Impermeable Inclinación = 90º, Orientación = 90º Peso de lodo = 6.70 ppg
Esfuerzo principal mayor (lpc)
Fig. 2 Esfuerzos alrededor del hoyo: a) esfuerzo principal menor y b) esfuerzo principal mayor. Pozo horizontal en la localización del pozo X, orientado
perpendicularmente a σHmax
Stress Clouds
Distance into f ormat ion (r/ R) = 1.05 Model Ty pe :- Elastic, I mpermeable
I nclination = 90. 00 deg Trend = 90. 00 deg Mud Weight = 8. 23 lb/ gal
Mean Ef f ect iv e St ress (PSI )
2.67E+03 2.79E+03 2.90E+03 3.01E+03 3.13E+03 3.24E+03 3.36E+03 3.47E+03 3.58E+03 3.70E+03
M e an S h ea r S tre ss (P S I) 2.55E+03 2.75E+03 2.95E+03 3.15E+03 3.35E+03 3.55E+03 3.75E+03
Elastic Failure Envelope
Inclinación = 90º, Orientación = 90º Peso de lodo = 8.23 ppg Modelo Elástico, Impermeable Envolvente de falla Criterio MOHR-COULOMB Elástico Nube de esfuerzos Criterio Mohr-Coulomb Peso de lodo crítico
b)
Str e s s Clo ud s
D is t anc e int o f orm at ion (r/ R ) = 1.05 Mo del Ty p e :- E la st ic , I m perm ea bl e
I nc li na tion = 9 0. 00 de g Tr en d = 90. 00 d eg Mud W ei gh t = 8. 50 l b/ ga l
Mea n Ef f ec t iv e St res s (PSI )
2 .67 E+0 3 2. 79E+03 2 .9 0E+ 03 3. 01 E+0 3 3. 13E+03 3 .2 4E+ 03 3. 36 E+0 3 3.47E+03 3 .5 8E+ 03 3. 70 E+0 3
M ean Shea r S t re s s ( P S I ) 2.49 E+0 3 2.69 E+0 3 2.88 E+0 3 3.08 E+0 3 3.28 E+0 3 3.48 E+0 3 3.68 E+0 3
Elas t ic F ailure Env elope
N ube de esfu erz os
C riter io M ohr -Coulom b P eso de lodo estab le
Modelo Elástic o, Impermeablec
Inclinación = 90º, Orientación = 90º
Peso de lo do = 8.50 pp g
Env olvente de falla Criterio MO HR-COULOMB Elástic o
Fig. 3 Nubes de esfuerzos y comparación con el criterio de falla de Mohr Coulomb: a) condiciones criticas; b) condiciones de estabilidad.
Str e ss C lo u d s -- Sh e ar C o llaps e --(Dr u ck e r- Pr ag e r )
D is t anc e into f orm ation (r/ R ) = 1. 05 Mo del Ty p e :- E la st ic , I m perm ea bl e
I nc li na tion = 9 0. 00 de g Tr en d = 90. 00 d eg C rit ic al M ud W ei gh t = 6. 54 l b/ gal
Mea n Ef f ec tiv e St res s (PSI )
2 .67 E+0 3 2. 79E+03 2 .9 0E+ 03 3. 01 E+0 3 3. 13E+03 3 .2 4E+ 03 3. 36 E+0 3 3. 47E+03 3 .5 8E+ 03 3. 70 E+0 3
M ean S hear S t re s s ( P S I ) 2. 98 E+0 3 3. 18 E+0 3 3. 37 E+0 3 3. 57 E+0 3 3. 77 E+0 3 3. 97 E+0 3 4. 17 E+0 3
Elas t ic F ailure C rit eria Elástic o
Env olvente de falla Criterio MO HR-C OU LOMB Modelo Elástic o,
Impermeable N ube de esfu erzos
C riter io D rucker -P rager P eso de lo do crítico
Inclinación = 90º, Orientación = 90º
Peso de lo do = 6.54 pp g
b)
Str e s s C lo ud s
D is t anc e into f orm ation (r/ R ) = 1. 05 Mo del Ty p e :- E la st ic , I m perm ea bl e
I nc li na tion = 9 0. 00 de g Tr en d = 90. 00 d eg Mud W ei gh t = 6. 70 lb/ ga l
Mea n Ef f ec tiv e St res s (PSI )
2 .67 E+0 3 2. 79E+03 2 .9 0E+ 03 3. 01 E+0 3 3. 13E+03 3 .2 4E+ 03 3. 36 E+0 3 3. 47E+03 3 .5 8E+ 03 3. 70 E+0 3
M ean S hear S t re s s ( P S I ) 2. 94 E+0 3 3. 13 E+0 3 3. 33 E+0 3 3. 53 E+0 3 3. 73 E+0 3 3. 93 E+0 3 4. 13 E+0 3
Elas t ic F ailure Env elope
Modelo Elástic o, Impermeable
Inclinación = 90º, Orientación = 90º
Peso de lo do = 6.70 pp g
Env olvente de falla C riterio D R UC KER -PRA GER Elástic o
N ube de esfuerzos
C riter io D rucker -Prager P eso de lod o estable
Fig. 4 Nubes de esfuerzos y comparación con el criterio de falla de Drucker Prager: a) condiciones criticas; b) condiciones de estabilidad.
Ya que la concentración de esfuerzos es función de la ubicación espacial del pozo (orientación e inclinación) es necesario determinar la ventana operacional de peso de lodo en diversos escenarios de orientación e inclinación del pozo. La Figura 5 presenta la condición de peso de lodo segura para diferentes inclinaciones del pozo.
La orientación del pozo se ha variado barriendo el ángulo α desde 0° (vertical) hasta
90° (horizontal) de inclinación. Las líneas inferiores representan el peso de lodo por encima del cual el pozo está en una situación segura respecto a la falla o colapso por corte, y las líneas superiores denotan la falla por tracción o iniciación de una fractura hidráulica. Obsérvese que la ventana operacional de peso de lodo se estrecha cuando
el pozo es más inclinado, y esto es más severo en el caso de β igual a cero (pozo en
la dirección del esfuerzo horizontal mayor). El criterio de falla de Drucker-Prager predice peso de lodo para la falla por corte menor que el que se predice mediante el criterio de Mohr-Coulomb.
La orientación del pozo, β, se ha variado desde 0° (paralelo a σHmax) hasta 90°
(perpendicular a σHmax) respecto a la orientación del esfuerzo máximo horizontal. En la Fig.
5 se nota que la ventana segura de peso de lodo se abre permitiendo mayores intervalos de peso de lodo cuando el pozo es orientado en la dirección del esfuerzo mínimo horizontal. Las dos gráficas anteriores permiten determinar la orientación en la cual la concentración de esfuerzos alrededor del hoyo es más favorable y ofrece condiciones de perforación más seguras.
Para el régimen de esfuerzos en sitio (orientación y magnitud) estimado en la vecindad del pozo X, la orientación más segura en términos de estabilidad es en la
dirección del esfuerzo principal menor, es decir, perpendicular a σHmax. Otras
direcciones pueden ser estables aunque con mayores restricciones, tal como se ve en las figuras anteriores.
Por supuesto, el criterio de estabilidad es importante por la integridad del hoyo, pero una vez que este criterio es satisfecho es necesario considerar las condiciones de orientación del pozo óptimas desde el punto de vista de productividad. En el caso de yacimientos fracturados, como es el de Mara Oeste, el criterio para garantizar productividad es el de interceptar la mayor cantidad posible de fracturas abiertas. Es necesario entonces recurrir a la información local del área de orientación, densidad y apertura de fracturas y contar con el mapa de esfuerzos en sitio para realizar un
diseño particular a la localidad en cuestión. Para el caso particular del pozo X ya
que las fracturas abiertas se orientan en dirección NW-SE (128° de acimut en
promedio) y esta es también la dirección de σHmax, la dirección estimada de la
orientación más favorable concuerda tanto desde el punto de vista de la estabilidad del hoyo como desde el criterio de interceptar las fracturas abiertas.
ββββ= 0 ββββ= 9 0 0 8.05 1 4.54 8.0 5 14.5 4 3.9 4 3 .94 10 8.11 1 4.49 7.9 8 14.6 3 4.0 3 .91 20 8.29 1 4.34 7.8 4 15.0 4 4.1 9 3 .89 30 8.53 1 4.12 7.5 8 15.9 8 4.4 7 3 .84 40 8.81 1 3.86 7.2 8 1 8.1 4.8 1 3 .84 50 8.88 1 3.57 6.9 5 5.0 5 5 .05 60 9.31 13 .3 7.4 7 5.2 5 5 .84 70 9.49 1 3.08 7.9 3 5.6 5 6 .26 80 9.59 1 2.96 8.0 8 5.8 2 6 .49 90 9.65 1 2.88 8.2 3 5.8 7 6 .54
INC LIN AC ION M W c C ola pso
(lp c) M W c Fr ac tura ( lpc) ββββ= 0 ββββ=9 0 M W c C olap so (lp c) M W c Fra ctu ra (lp c) M W c C ola pso (lp c) C R ITERIO DE
F ALL A MOH R-COULOM B C =1900 lpc φφφφ=2 20 D RU CK ER -PR AGER A= 0.16 D =2327
M W c Fra ctu ra (l pc )
PESO D E LO DO CR ITIC O EN FUN C ION DEL A NG ULO DE IN C LINA C ION
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 IN CLIN A CIO N (α ,α ,α ,α ,º) PE SO D E L O D O C R IT IC O ( lp g ) ß= 0 M-Coulomb ß = 0 M-Coulomb ß = 90 M -Coulomb ß = 90 M-Coulomb ß = 0 D-P ß = 90 D-P fractura
Falla por corte
Fig. 5 Peso de lodo crítico, ventana operacional de peso de lodo. a) Falla por corte (colapso) y b) falla por tracción (fractura). Tablas de datos correspondientes.
PES O DE LO DO C RIT IC O PAR A U N PO Z O HO RIZ ON TAL 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 ORIENTACION (ββββº) P E S O D E L O D O C R IT IC O ( lp g ) C OL A PS O FR A C TUR A 0 9 .65 12 .88 10 9 .59 12 .96 20 9 .29 13 .23 30 9 .3 14 .07 40 9 .06 15 .58 50 8 .78 18 .19 60 8 .58 70 8 .41 80 8 .28 90 8 .23 ββββ M Wc C olap so ( lpc) M W c Fr act ura ( lpc)
Sensibilidad del peso de lodo crítico para falla por corte a la presión de poro, esfuerzos en sitio y criterio de falla
En las Figura 7 se estudia la influencia de la incertidumbre en la presión de poro, sobre el peso de lodo crítico para la falla por corte. Para un intervalo de +/- 12.5 lpc en la presión de poro, se observa que la influencia es prácticamente despreciable para los diferentes casos presentados (pozo vertical y pozo horizontal, ambos paralelos al esfuerzo horizontal mayor en sitio). Por otra parte, la variación de magnitud del esfuerzo máximo horizontal en +/- 30% para los casos de pozo horizontal y vertical en diferentes direcciones, introduce cambios muy significativos en el peso de lodo crítico para la falla por corte, tal como se presenta en la Fig. 8.
La influencia de los parámetros de resistencia del criterio de falla Mohr – Coulomb,
c y φ, se presentan en las Figuras 9 y 10. Se analizaron los casos de pozo vertical y
pozo horizontal y las diferencias entre los resultados no son muy significativas. Se observa en estas figuras que ambos parámetros de resistencia de la roca tiene influencia notable en los valores de peso de lodo crítico, aunque el que presenta mayor influencia es el ángulo de fricción.
De lo anterior se desprende que, para realizar un buen estudio de estabilidad de hoyo, es necesario disminuir la incertidumbre en parámetros de campo de esfuerzos en sitio y en las propiedades de resistencia de la roca, ya que estos son los que más influyen en los resultados de peso de lodo crítico.
S E NS IB ILID AD A LA PR E SION D E PO RO 0 2 4 6 8 10 12 0.28 0.29 0.3 0.31 0.32 0.33 0.34 0.35 0.36
PRESION DE PORO (lpc/pie)
P E S O D E L O D O C R IT IC O ( lp g ) α = 0 α = 9 0 0.29 7.77 9.41 0.30 7.87 9.49 0.31 7.98 9.57 0.32 8.05 9.65 0.33 8.13 9.73 0.34 8.22 9.79 0.35 8.29 9.69 β= 0 PRESION DE PO RO (lpc/pie) α=0 α=90
Fig. 7 Influencia de la presión de poro sobre el peso de lodo crítico para colapso del pozo
S EN S IBILIDAD A LO S E SFU ER ZOS E N S ITIO 0 2 4 6 8 10 12 14 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20 σσσσH ma x (lp c/pi e) P E S O D E L O DO CRI T ICO ( lp g ) α = 0 β = 0 α = 90 β = 9 0 0 .65 3.23 9.6 4 0 .70 4.04 9.4 1 0 .75 4.86 9.0 9 0 .80 5.65 8.9 5 0 .85 6.46 8.7 1 0 .90 7.26 8.4 8 0 .95 8.05 8.2 3 1 .00 8.83 8.0 0 1 .05 9.65 7.7 7 1 .10 10 .4 4 8.5 7 1 .20 12.0 10 .15 σHm ax β= 0 , α= 0 β= 9 0, α= 9 0
Fig. 8 Influencia de la magnitud de σHmax sobre el peso de lodo crítico para falla por
φφφφ C =190 0 C = 28 00 22 8.05 4.92 24 7.62 4.54 26 7.22 4.20 28 6.86 3.87 30 6.49 3.50 32 6.13 3.23 34 5.81 3.00 36 5.45 2.76 38 5.2 2 .5 40 4.92 2 .3 42 4.67 2.16 44 4.04 1.99 φφφφ C = 190 0 C = 28 00 22 8.23 5.1 1 26 7.41 4.3 7 30 6.61 3.6 9 34 5.93 3.1 3 38 5 .3 2.6 4 42 4.75 2.2 3 44 4.49 2.0 7
IN FLU EN CIA D E L OS P AR AMET RO S DE R ES IST EN CIA E N EL PE SO D E L OD O C RIT IC O
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0 4 5 5 0 A NG UL O D E F RIC CIO N φφφφ ( º) P E S O DE L O DO CR IT IC O ( lp g ) P OZO V E R TIC A L P O ZO H O RIZO NT A L P OZO V E R TIC A L P O ZO H O RIZO NT A L c = 1900 lpc c = 2800 lpc
Fig. 9 Influencia de los parámetros del criterio de falla de Mohr-Coulomb en el peso de lodo crítico para falla por corte en el pozo.
IN FLUENCIA D E LO S PARAMET RO S DE RESIST ENC IA EN EL PESO DE LO DO CRIT IC O 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1500 1700 1900 2100 2300 2500 2700 2900 3100 COHESION C (lpc) PESO D E L O D O C R IT IC O ( lp g ) φ = 22 φ = 28 φ = 44 φ = 44 φ = 28 φ = 22 β = 90º, α = 90º β = 0º, α = 0º C φ =φ =φ =φ =2 2 φ =φ =φ =φ =28 φ =φ =φ =φ =44 170 0 8.73 7.52 4 .9 7 190 0 8.05 6.46 4 .0 4 210 0 7.36 6 .2 3 .8 9 230 0 6.66 5.53 3 .3 3 250 0 5.96 4.85 2 .8 1 270 0 5.25 4 .2 2 .2 7 280 0 4.92 3.87 1 .9 9 300 0 4.23 3.21 1 .4 6 C φ =φ =φ =φ =2 2 φ =φ =φ =φ =28 φ =φ =φ =φ =44 170 0 8.94 7.6 7 4 .8 5 190 0 8.23 6.9 7 4 .4 9 220 0 7.19 6.0 1 3 .6 9 240 0 6.46 5.3 5 3 .1 3 280 0 5.11 4.0 3 2 .0 7 300 0 4.42 3.3 6 1 .5 3
Fig. 10 Influencia de los parámetros del criterio de falla de Mohr-Coulomb en el
