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METODOLOGIA DE MEDIDAS, ENSAYOSY ANALISIS EN POZOS GEOTERMICOS.
MADRID, JULIO DE 1. 9 81
INDICE
I N D I C E Páginas .
1.- INTRODUCCION ................................... 1
2.- MEDIDAS , ANALISIS Y CONTROLES DURANTE LA PERFORA-
CION ............................................ 4
2.1. POZOS DE ALTA ENTALPIA ..................... 4
2.1.1. Medida de la temperatura del fluido de
perforación 4
2.1.2. Medida de la temperatura de fon
do de pozo .................... 4
2.1.2.1. Generalidades ........ 4
2.1.2.2. Condiciones necesarias
para unas buenas medida 5
2.1.2.3. Operaciones de medida. 7
2.1.2.4. Extrapolación de los re
sultados : temperatura-
virgen_............... 8
2.1.3. Control geológico ............. 10
2.1.3.1. Control Zeneral de=1á
marcha=del=sondeo .... 10
2.1.3.2. Examen de los testigos
X/ó del ripio de_perfo
ración . Termometrías mi
nerales ............... 11
2.1.3.3. Control peóquímico=... 20
2.1.3.4. Diagrafíáseléctricas. 27
2.2. POZOS DE BAJA ENTALPIA ......... . ............ 28
2.2.1. Medidas de la temperatura ............ 29
2.2.2. Control geológico .................... 30
2.2.3. Diagrafías eléctricas ................ 30
2.2.4. Seguridad y detección de hidrocarburos . 31
2.2.5. Ensayos de producción durante la perfo-
ración . ............................... 31
2.2.5.1. Método HORNER para=los_ensayós
a caudal=constante= .......... 32
2.2.5.2. Método MAC KINLEY ........... 34
2.2.5.3. Método FERRIS Y KNOWLES para
pozos no artesianos= ......... 39
3.- MEDIDAS, ANALISIS Y CONTROLES DESPUES DE EFECTUADA
LA PERFORACION ................................... 42
3.1. NIVEL ESTATICO Y MEDIDAS DE PRESI ON ......... 43
3.1.1. Medidas de temperatura y presión en el
lodo ................................. 43
3.1.2. Medidas de temperatura y de presión en
el agua .............................. 44
3.2. ENSAYOS DE INYECCION DE AGUA ................ 44
3.2.1. Método ODEH y NABOR: ensayos de aumento
de presión por inyección a caudal cons -
tante ............. .......... 45
3.2.1.1. Ensayo=en régimen variable=... 45
3.2.1.2. Ensayó á régimen variable tardio 47
3.2.1.3. Ensayo en régimen semi-permanen
te ............................ 51
3.2.2. Ensayos de pérdida de presión .......... 52
3.2.3. Ensayos de inyección a dos caudales .... 55
3.3. ENSAYOS DE PRODUCCION ......................... 57
3.4. ENSAYOS DE INTERFERENCIA ...................... 58
3.4.1. Ensayos de interferencia en producción :
Método HORNER .......................... 58
3.4.2. Ensayos de interferencia con inyección .. 58
3.4.2.1. Método de ODEH_NABORen régimen
variable ........................ 59
3.4.2.2. Ensayos por pérdida depresión
(fall-off test) ................. 59
3.4.2.3. Ensayos deiyecciónadoscau-
dales .......................... 60
3.5. OPERACIONES PREVIAS A LA EXPLOTACION: CALENTAMIEN
TO Y DESARROLLO DEL POZO ....................... 61
3.5.1. Período de observación .................. 61
3.5.2. Operaciones de estimulación ............. 62
3.5.3. Fase de calentamiento ................... 66
3.5.4. Desarrollo del pozo ..................... 68
3.6. MEDIDA DE LOS PARAMETROS DEL FLUIDO PRODUCIDO Y
CONTROL DE LAS INSTALACIONES ................... 71
3.6.1. Presión ................................. 71
3.6.2. Temperatura ................ ... 73
3.6.3. Entalpía ................................ 75
3.6.3.1. Medida de la_entalpía del vapor
de agua ... ..................... 78
3.6.3.2. Medida de la entalpía de un flui-
do bifásico .................... 81
3.6.4. Cálculo de las boquillas muestreadoras de
vapor ................................... 82
3.6.5. Muestreo de gases incondensables. Rela-
ción gas -vapor .......................... 93
3.6.5.1. Método mexicano ................. 93
3.6.5.2. Método empírico ................ 97
3.6.6. Calidad del vapor. Contenido de humedad 97
3.6.6.1. Método mexicano ................ 97
3.6.6.2. Método Rusell-James ............ 99
3.6.6.3 . Método de Fauske .............. 100
3.6.7. Dilatación de tuberías 100
3.6.8. Expulsión de arena ..................... 102
3.6.9. Registros de calibración y sellos ...... 103
3.7. MEDIDAS DE CAUDAL 104
3.7.1. Pozos con flujo bifásico ............... 104
3.7.1.1. Método Russell -James A. ....... 107
3.7.1.2. Método RussellJames B. ....... 109
3.7.2. Pozos con vapor saturado o sobrecalentado 118
3.7.2.1. Método Rus sellJ ames A. ....... 118
3.7.2.2. Método Russell-James B ........ 119
3:7.2.3. Medida con calibrados ......... 119
4.- BIBLIOGRAFI A ....................... ............ 122
INDICE DE FIGURAS
1.- Método de cálculo por extrapolación de la temperatura original de una formación a profundidad Z en función de registros térmicos durante la perforación.. 9
2.- Campo geotérmico de Cerro Prieto y perfil AA ' ..... 133.- Zonación mineralógica en función de la temperatura
en las areniscas de Cerro Prieto (México) ......... 13
4.- Columna mineralógica de un pozo de Cerro Prieto ... 16
5.- Profundidad de aparición de la epidota en las are-niscas de Cerro Prieto ............................ 16
6.- Distribución de las zonas minerales en las arenis-cas de Cerro Prieto a lo largo del perfil AA' 17
7.- Distribución de las zonas minerales en las arcillasde Cerro Prieto a lo largo del perfil AA'.......... 17
8.- Zonación de las zeolitas en los basaltos islandeses 18
9.- Zonación mineralógica en los basaltos islandeses .. 18
10.- Distribución de los minerales de alteración con laprofundidad en un sondeo de Krafla ( Islandia ) ..... 19
11.- Efecto de la salinidad del lodo al travesar una formación muy porosa y con agua salada .. ............ 24
12.- Perturbación química idealizada ................... 25
13.- Efecto de la salinidad del lodo con la porosidad .. 26
14.- Método de Horner .. ................................ 33
15.- Método de Ferris y Knowles para pozos no artesianos 41
16.- Método Odeh-Nabor: gráfica presiones -tiempos ...... 47
17.- Método Odeh-Nabor: cálculo de la transmisividad ... 49
18.- Ensayo de permeabilidad por pérdida de presión eninyección ............ .......... 53
19.- Cálculo de la presión estática del almacén mediante
ensayo de inyección ............................... 54
20.- Ensayo de inyección a dos caudales
21.- Curva de registros de temperatura de un pozo durante dos períodos de observación (A,B,C,D) y calentamiento (E,F,G,H) (Cerro Prieto -Mexico ) ............. 63
22.- Instalaciones empleadas para calentamiento , desarrollo y medición de un pozo geotérmico. Detalles delmismo (México) ....... ......... 64
23.- Control de la presión de descarga de un pozo en elperiodo de calentamiento y desarrollo ............ 69
24.- Dilatación de la tubería de producción y anclajedetectada en la superficie durante los períodosde calentamiento y desarrollo del pozo ........... 69
25.- Porciento de arena en la descarga de los pozos,con respecto a la apertura durante el período dedesarrollo -....... .................................--- 69-
26.- Emplazamiento de los manómetros , termómetros y puntos de muestreo en boca de pozo para calcular losparámetros de producción .. ...................... 72
27.- Gráfica de comportamienti de presión e índice Na/Kcon respecto a la apertura de descarga de un pozonormal ( A) y un pozo con rotura en su tubería de -producción ( B) ................................... 74
28.- Detección de roturas de tubería por medio de registros de temperatura en pozo cerrado después de untiemoi de haber fluido un tiempo determinado ..... 76
29.- Detección de rotura de tubería por medio de temperatura en pozo con flujo a la superficie ......... 77
30.- Dispositivo para medir la entalpía del vapor deagua .. ........................................... 79
31.- Terminación e instalaciones superficiales de unpozo geotérmico ( C.F.E. Los Azufres , México ) ..... 83
32.- Doble silenciador para pozos geotérmicos que producen flujo bifásico ............................... 84
33.- Gráfico de Fauske para el cálculo de la entalpíadel fluido geotérmico en función de la presión -crítica y del caudal de agua en el vertedero ..... 85
34.- Diagrama de la metodología de muestreo en un pozocon fluido bifásico .............................. 86
35.- Posición de la boquilla para muestreos de vapor -y gases en líneas de vapor separado 88
36.- Equipo de muestreo de condensados y gases incondensables en líneas de vapor ........................ 89
37.- Relaciones de flujo a través de orificios a dife-rentes presiones ............................... 90
38.- Diagrama de flujo para recolección de gases nocondensables .... ............................... 94
39.- Equipo de recolección de gases para pozos geotérmicos ........... ............................... 95
40.- Gráfico de Fauske para el cálculo de la calidaddel vapor de un fluido bifásico en función de lapresión crítica y del caudal de agua en el vert edero .......................................... 101
41.- Separador agua-vapor para una producción máximade 350 Tln/hora ................................. 105
42.- Separador agua-vapor para una producción máximade 600 Tm/hora ................................. 106
43.- Instalación para el primer cálculo de producciónde un pozo con flujo bifásico .................. 108
44.- Instalación y cálculo del orificio calibrado para pruebas de producción con flujo sónico ...... 110
45.- Cálculo de la entalpía mediante orificio calibrado y medida de la presión crítica a velocidad dedescarga sónica ................................ 114
46.- Medida de las características del pozo medianteseparador y conos calibrados. (a) Esquema de flujo. (b) Características de flujo de los conos.(c) Deducción por extrapolación de los puntos decaracterísticas reales del vapor ............... 116
47.- Medida de la descarga a la atmósfera de vapor s eco con conos calibrados a velocidad sónica ..... 117
1,- INTRODUCCION
1.- INTRODUCCION
El presente estudio tiene como finalidad la recopi
lación de las diferentes técnicas empleadas para determinar
la potencial productividad de los pozos geotérmicos, bien sea
en fase líquida , fase vapor o flujo bifásico.
Los métodos aquí preconizados permiten adquirir la
información necesaria sobre la cantidad y calidad de fluido
que es posible extraer de los pozos geotérmicos, mediante las
adecuadas pruebas de producción. No se contempla, por no ser
objetivo a tener en cuenta a corto plazo, el cálculo de re-
servas totales de un yacimiento en base a los datos aportados
por los diferentes pozos que integran un potencial campo geo
térmico en exploración.
Algunos de los parámetros a tener en cuenta en un
pozo geotérmico solo pueden adquirirse durante la perforación
y puesta en producción y resultan indispensables para el ulte
rior cálculo de las características del almacén y/o para la
comprensión de su comportamiento a través del tiempo. Algu--
nas de estas observaciones , también, ha de tenerse en cuenta.
que son únicas y no pueden repetirse una vez puesto el pozo
en producción.
Resulta, en consecuencia, de gran utilidad la ob-
tención de cuanta información sea posible sobre el pozo y el
acuífero antes de dar el sondeo como potencialmente producti
vo o, por el contrario , rechazarlo como tal. Solo la buena
comprensión del comportamiento individual de los pozos puede
permitir la interpretación de la evolución ulterior del -
campo geotérmico.
2.
Hay que hacer distinción , también, entre las opera
ciones a realizar antes de que los pozos alcancen su objeti-
vo, los que se realizan al llegar al almacén con la torre de
perforación todavía emplazada , y los ensayos de precisión so
bre pozo libre . Los primeros son métodos rutinarios de con -
trol que pueden aportar valiosa información sobre evolución
de la temperatura, presión, quimismo, alteraciones , etc.; los
segundos han de ser necesariamente rápidos y van destinados
a verificar si el horizonte en cuestión es productivo o debe
continuarse la perforación. Los terceros, a pozo libre, son
sistemáticos y pueden durar varios meses , constituyendo las
pruebas definitivas.
En este estudio se contempla la metodología de en-
sayos en pozos de alta entalpia (producción de vapor seco),
entalpia media (flujo bifásico ) y los que producen exclusiva._
mente agua caliente.
La documentación básica para la ejecución de esta
síntesis ha sido facilitada a la COMPAÑIA GENERAL DE SONDEOS
por la COMISION FEDERAL DE ELECTRICIDAD de México, y la SO--
CIETE DE PROSPECTION ET D'ETUDES GEOTHERMIQUES . Se ha conta-
do también con bibliografía varia de trabajos predominante--
mente italianos, neozelandeses y estadounidenses al respecto.
El informe ha sido redactado por D. José F. Albert Beltrán.
Dr. En Ciencias Geológicas de la COMPAÑIA GENERAL DE SONDEOS,
con la colaboración de D. José Corominas Blanc, Lcdo. en Cien
cias Geológicas
3.
El autor quiere agradecer desde aqui la inestimable
cooperación que ha recibido de la Comisión Federal de Electri
cidad de México y la información que le ha sido proporciona-
da en los campos geotérmicos de Cerro Prieto y Los Azufres -
sobre el particular.
2. - MEDIDAS, ANALISIS Y CONTROLES DURANTE LAPERFORACION,
4.
2.- MEDIDAS , ANALISIS Y CONTROLES DURANTE LA PERFORACION .
2.1. POZOS DE ALTA ENTALPIA.
Determinadas operaciones son absolutamente indis-
pensables y otras, en cambio, son siempre aconsejables y pue-
den suprimirse en función de determinados condicionantes (eco
nómicos, de tiempo, disponibilidad de equipos, etc).
2.1.1. Medida de la temperatura del fluido de perforación .-
Cuando el pozo se perfora con lodo o agua y no --
existen pérdidas significativas, es necesario disponer de un
registro continuo de su temperatura a la entrada de la bomba
de inyección y a la salida del anular . Este control se lleva
a cabo conjuntamente con el de caudal , adiciones de lodo, pér
didas , etc, y su instrumentación es usual en todos los sondeos
pesados mediante contrato a empresas especializadas (GEOSERVI
CES, SAMEGA, EXLOG-SMITH, etc).
La diferencia de temperatura entre salida y entra-
da puede incrementarse, cuando se alcanzan temperaturas eleva
das, con el empleo de torres de refrigeración.
2.1.2. Medida de la temperatura de fondo de pozo .-
2.1.2.1 . Generalidades:
Esta operación debe llevarse a cabo regularmente -
con el fin de calcular el gradiente y localizar los potencia-
les almacenes susceptibles de ser puestos en producción.
5.
Las medidas son algo delicadas y el sondeo debe --
quedar detenido varias horas , con el coste que esta operaciónimplica.
En los pozos geotérmicos de profundidad media (800
-2.000 m), la medida de temperatura sería conveniente cada 50
a 100 m. No obstante , salvo en casos particulares donde la -
temperatura parezca preciso medirla en horizontes muy concre-
tos, los registros suelen hacerse aprovechando las maniobras
de cambio de tricono.
Las medidas de temperatura deben llevarse a cabo a
medida que se va perforando y no una vez finalizado el sondeo
ya que:
es necesario conocer las variaciones de temperatura con el
avance de profundidad.
- las temperaturas reales de los diferentes niveles solo pue
den deducirse a partir de medidas extrapoladas pocas horas
después de perforados . Más tarde , por lo general, las tem-
peraturas no pueden determinarse con precisión , sobre todo
después de haber entubado o el pozo haber comenzado a pro-
ducir. La propia firma KUSTER recomienda el empleo de relo
jes de 3 horas para temperaturas superiores a 175 °-C. Para
temperaturas inferiores el registro de BHT suele hacerse -
entre 12 y 48 horas . No obstante , determinados grupos de -
trabajo emplean entre 4 y 6 horas solamente.
2.1.2.2. Condiciones necesarias_párá unas buenas medidas:
Para que las medidas sean válidas deben reunirse -
6.
una serie de condiciones:
- Los pozos no deben tener pérdidas de fluido de perforación
hacia el acuífero , ni entradas del almacén al sondeo. La -
medida es tanto mejor cuanto más impermeable sea la forma-
ción.
- El registro debe realizarse sin que existan corrientes de
convección a nivel del termómetro . Si la medida se efectúa
en lodo con la circulación detenida -no suelen presentarse
problemas . Si el fluido de perforación es agua, puede si-
tuarse un tapón de lodo antes de la medida . En cualquier -
caso , la formación de corrientes de convección en un pozo
comienza a tener lugar cuando el gradiente es superior a:
dT Ge<T + BKvdx % Cp G o( r4
siendo:
G: aceleración de la gravedad
r : radio del pozo
T: temperatura absoluta
B: constante= 216 si la longitud del pozo es grande respecto al radio.
oc: coeficiente de dilatación cúbica del fluído.
D: viscosidad cinemática del fluido.
Cp: calor específico del fluido a presión constante.
K: difusividad térmica del fluido
La medida debe extrapolarse hasta la temperatura real de -
la formación antes de la alteración térmica que supone el
sondeo.
7.
- La medida debe comenzar lo más rápidamente posible después
de detenida la perforación y circulación del lodo (algunas
horas por lo general).
2.1.2.3. oraciones de medida:
La operación de medida de temperatura puede llevar
se a cabo con instrumentación variable . Hasta 400 se hallan -
en el mercado termosondas de lectura digital cuyo elemento -
sensible es por lo general un termopar o un termistor que de-
tectan ± 0,1 o - 0,2 2C.
Para profundidades mayores es general el empleo de
sondas KUSTER, provistas de un elemento sensible ( gas o bime-
tal según sea la temperatura a medir), reloj mecánico y siste
ma de registro también mecánico con estilete sobre placa meta
lica. El conjunto referido se hace descender , después de haber
detenido la circulación del lodo , a la profundidad z donde -
quiera llevarse a cabo el registro térmico. Por lo general, -
la medida se lleva a cabo algunos metros por encima del fondo
de pozo.
Como datos de partida hay que conocer:
z: profundidad de medida
t0: hora en la que se para la circulación
t z : hora a la que la sonda alcanza la profundidad
z o
tn : hora a la que asciende la sonda.
Después de varias horas de registro (veáse aparta-
do 2.1.2.1. al respecto) se hace subir la sonda y, con la ayu
8.
da del lector microscópico de cartas , se transforma el diagra-
ma del KUSTER en tiempos ( t1, t2 .... tn) y temperaturas (Ti,
T2..... Tn).
2.1.2.4. Extrapolación delos resultados: temperatura virgen.
Para calcular la temperatura real de la formación,
es decir, la existente sin la influencia de la perforación -
existen diversos métodos (FABIAN, LACHENBRUCH Y BREWER, BU-
LLARD, HORNER, DOWDLE, SCHOEPPEL , etc, etc ) de resultados muy
similares. Exponemos , corno uno de los más usados en geoter-
mia, el de MUNIER-JOLAIN„
Datos de partida para calcular la temperatura real
de la formación a profundidad z:
t0: hora en la que se para la circulación
t z : hora a la que la sonda alcanza la profundidad z
tn
: hora a la que se finaliza la medida y asciende la sonda
te= t0- tz = tiempo de enfriamiento del pozo antes de medir
t1 ...* tn = tiempos en los que, según el registro, corres-
ponden temperaturasT1 ..... Tn siempre respecto
a t0
El método consiste en construir una gráfica con -
las temperaturas T. en ordenadas y log te + ti en abscisas.tii
La temperatura virgen buscada a z m de profundidad
resulta de la prolongación de la recta a infinito, es decir,
el valor de ordenadas correspondiente a log te + ti= o
ti(fig. 1).
- 9.
Ejemplo expuesto
te = 0,5 horas200 Temperatura real extrapolada ti = 165* a las 3,57 h. de detenida
la circulación
195 is ° 183° a las ¡Oh
Temperatura real _ 194°190
u 185o
t6j t5180
t4
w 175 t3
170 t2
165 t1
160
155
0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06
logte + ti
ti
Fig.1.- Método de cálculo por extrapolación de la temperaturaoriginal de una formación a profundidad Z en funciónde registros térmicos durante la perforación.
10.
2.1.3. Control geológico .-
El control geológico durante la perforación de un
pozo geotérmico comporta menos operaciones de seguimiento que
las de un pozo petrolero debido fundamentalmente a dos moti-
vos: la no necesidad de un detallado control estratigráfico y
sedimentológico debido a la simplicidad del objetivo (existen
cia de calor , permeabilidad y fluido), y la monotonía de las
formaciones habitualmente atravesadas (cobertera impermeable
potente y almacén).
2.1.3.1. Control general de la marcha del sondeo:
Los parámetros físicos a medir son los mismos que
en los pozos petroleros . Cabe citar entre los más importantes:
- Velocidad de avance : medida con los partes de los sondistas
o mediante registro automático (geolograph, speedograph, -
etc).
- Características del lodo : medidas habitualmente por el espe
cialista correspondiente . Se tendrán en cuenta la densidad
(útil para tener una idea de la presión del yacimiento), -
viscosidad, filtrado ( se conserva para algunas determina--
ciones químicas ), cake , salinidad, aditivos, etc.
- Temperaturas de entrada y salida del lodo : durante la per-
foración mediante registro automático simultáneo.
- Pérdidas de lodo o llegadas de fluído : el control riguroso
del volumen de lodo en las balsas es esencial. El log de -
11.
pérdidas , junto con el de temperaturas vírgenes y las de en
trada y salida, son los que permiten decidir los ensayos de
producción.
El fenómeno inverso de entrada de fluido al pozo,
menos probable por la presión de la columna del lodo, se -
traduce en burbujas de gas (que disminuyen la densidad del
lodo pero aumenta su viscosidad ), incremento del volumen -
del lodo, etc.
- Datos generales : cambios del tricono , caudal de las bombas,
velocidad de ascenso del ripio, etc.
2.1.3.2. Examen de los testigós_yLo_del ripio de perforación.
Termometrías minerales.
El ripio de perforación que remonta con el lodo y
se recupera en los tamices vibratorios que eliminan las partí
culas sólidas antes de la nueva reinyección, es conveniente-
mente lavado, examinado y almacenado por el correspondiente -
geólogo de pozo.
Las operaciones comunes a realizar son:
- Muestreo : Se lleva a cabo regularmente cada metro, dos, cin
co, etc, según la velocidad de avance y el interés del ni-
vel que está siendo atravesado.
Los testigos pueden tomarse cuando no sube ripio,
cuando éste parece sospechoso de ser interesante o cuando -
se crea conveniente por un determinado motivo.
12.
- Examen al binocular : Debe permitir construir un log general
y rápido sobre la naturaleza de la formación, aunque lo más
adecuado es instalar en obra un equipo que permita el examen
microscópico.
- Examen microscópico : Es de gran importancia la presencia a
pie de máquina de un petrógrafo que estudie las muestras a
medida que van surgiendo a la superficie. En geotermia es -
muy conveniente la distinción rápida de:
- alteraciones hidrotermales
- minerales de neoformación (sealf-sealing, etc)
que permitan llevar a cabo termometrías petrológicas en fun
ción del campo de estabilidad de los minerales.
En el campo geotérmico de Cerro Prieto (fig. 2) se
ha llevado a cabo un excelente trabajo sobre las zonas de al-
teración hidrotermal que afectan al sedimentario detrítico -
por acción del calor (fig. 3).
En este caso se presentan tres grupos de minerales
diagenéticos e hidrotermales (ELDERS et al.1979):
a) relleno-de_poros: calcita, dolomita, cuarzo, -
feldespato-K, pirita y pirrotina.
b) silicatoscalco_alumínicos; producidos por reac
ciones de descarbonatación: epidota, actinolita
wairakita y prehnita.
c) filosilicat:os autí enos, producidos por deshi-
dratación y reacciones diversas en kaolinita,
montmorillonita, illita, clorita y biotita: illi
ta hidrotermal, clorita y biotita.
13.
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Fig.2.- Campo geotérmico de Cerro Prieto y perfil AA'
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Fig.3.- Zonación mineralógica en función de la temperatura
en las areniscas de Cerro Prieto (México)
14.
Todos estos minerales se hallan en paragénesis, -
función de la temperatura ( fig.2) y se refieren a las arenis
cas de Cerro Prieto, caso único estudiado . Los minerales de -
baja temperatura tenderían a persistir a temperaturas mayores
si la formación fuera más arcillosa, debido a la menor fácil¡
dad de reacción agua-roca por disminución de la permeabilidad.
Los principales indicadores térmicos son:
- Zona montmorillonita _kaolinita (< 150-180 °- C): pre
sencia de kaolinita detrtica o diagenética y/o montmorilloni-
ta con o sin dolomita e illita-montmorillonita expansivas al-
ternantes.
- Zona illita--clorita ( 1502-1802 hasta 2302-2502C):
el límite inferior de la zona se caracteriza por la desapari-
ción de la dolomita y la kaolinita y por el progresivo decre-
cimiento de la cantidad de illita-montmorillonita alternante.
El límite superior viene determinado por la aparición de la -
epidota hidrotermal ( 230°--250°-C).
En esta zona puede ser frecuente el relleno de po-
ros con cuarzo, calcita, feldespato-K, pirita y pirrotina.
Zona-de silicatos calco -alumínicos (2309-2502 C----------------------------------hasta 35°- C): La aparición de la epidota es en forma de dimi-
nutos cristales aciculares rellenando pozos, pero a mayores -
temperaturas forma un entretejido de grandes cristales. La -
wairakita suele presentarse junto con las primeras aparicio-
nes de la epidota . Esta zona puede subdividirse en tres sub-
zonas:
15.
- subzona clorita-illita-epidota: < 2502C cloritam
illita.
- subzona clorita > illita: < 290-300°C. La rela-
ción clorit:a-illita suele ser 3/1.
- subzona clorita: >300º C. Abundante epidota, preh
nita y actinolita. La illita es casi inexistente.
Disminuye el contenido de calcita.
- Zona-de biotita (> 315-3252 C). Ultima zona encon
trada en Cerro Prieto. Se define por la aparición de la bioti-
ta (3152 C). Se encuentra en forma de agregados rellenando po-
zos o como pseudomorfa dé la clorita inicial. La epidota y la
actinolita persisten. La clorita aparece como traza y la illi
ta es inexistente. No se han encontrado nuevas fases entre -
los 325 2 C y la máxima temperatura medida (347 2 C).
Las figuras 4, 5, 6 y 7 hablan por si solas de la
aplicación del método.
Los islandeses han llevado a cabo también trabajos
de este tipo en rocas volcánicas,esencialmente basaltos (KRIST
MANNSDOTTIR, H. 1975). En su caso, y considerando también co-
mo premisas de partida que a igualdad de litología, edad y -
permeabilidad, la temperatura es el factor condicionante de -
la alteración, aparecen cuatro zonas diferenciadas (fig. 8).
zona de esmectita-zeolitas (70-2002 C): la fig. 9 especifi-
ca detalladamente los campos de existencia de estos materiales
con las temperaturas.
- zona de rehnita-minerales arcillosos (702-230°-). La prehni-
ta es la que determina la mayor concreción del intervalo (210-
4 4
16.w � 1
«D c2 wLZ L •Ly L 1[ V V S < % F`- p = W d t aaDevlNf..)
0u5 -----------------------f----------------------------------550 - - - --- - --�- -t- - -------------1----650---- - - --- ----------- -
-
750 --r - - --- ----------- - ----------- ------------------- - - - - - - - - - - - - - - - - -850 - - - --- ----------- - ------------------------------
--50 - --- ----------- - ------ -----------------------1050- - -r1150 ---'- - - --- ----------- - ------ ----------------------1250 - -� - - ---- ----------- - ------1350 ---� - - --- ----------- -� ------ ------------•---1450 =--'- --------------- - ------ --------1550 ---- - - - - ------ ------------1650 - - - - - - - - - - - - - - - - - - ------ -----------f- --------
Fig.4.- Columna mineralógica de un pozo de Cerro Prieto (M-105)
La anchura de las bandas es proporcional a la abundanci
relativa de los minerales.
M 94•.2500
2000 - -
eme ••..o -_
M53
,ros
ffa.a
esso
..O 1 •01
•.Ms6090/ / seo M 91
$ I (n.o
R � •..o uaa
t2s50•coN1ot. Mt v&L •.00..
Fig.5.- Profundidad de aparición de la epidota en las areniscasde Cerro Prieto (230Q-2509)
17.D2 W 62000 9 29 25 5 14 b 53
400130lC _..
600 -
800 \�-\
1000
1200 •��/� / /• ' _ \ \\
1400
1600 � / /�_
ti`v._. ,•� . � \•\•�•� \ �Oá
1900
2000500 m
----- DOLOMITE ♦ KAOLNTTE DESTR01'ED - EPIDOTE 6WST OCCURENCE)•.•.•. OgORITE IN I~/ERE DFFEREMT 1N~ AROVE) - EP)0TE ICRYSTAL 512E t DETRITAL GRAIM SQE)-.-•-. SIADEN DEOKASE N CALCRE f-30%- «05%) - WLOMFE/ILLITE -I- CULCRITE /ILRE -3
OIARTZ AMD K-FELOSRLR OJERORONTNS - PRENMi$
WAIRAKITE ...-, ~ME
F ig.6.- Distribución de las zonas minerales en las areniscas
de Cerro Prieto a lo largo del perfil AA'
OEPTH 4R) 6 9 29 25 5 14 10 53200
1oo•c
400130•C
600
900 '00•
C\
\ \ // yi�. .�
\ •�►• �.�• \\�
000 .¡// i /! \ \,� , \ ` \ \
1200 � fy. / �•. � .`
1400
1600
1900 / .�°c00
c,°° `\\̀t\̀ �Dr\\• ''`b500 m
2000/ JET.
-•-- MONi MORILU 4TE DESTROYER •--+ DOLOMITE EXSTROYED
-•-. _._ MAOt W ITE OESTIK)YED -�---^ NTE ITLAYFRED •IITE/MONTMOROLONITE OESIROYEO
$ 1(RLAYERED A.LITE/MONTMORILLc TE TATH .30% ---- M1IRAKIt2
EXIMNDAOLE LAYFRS OESIROVED
Fig.7.- Distribución de las zonas minerales en las arcillas
de Cerro Prieto a lo largo del perfil AA'
18.E Mó.. p O OÓ • es O
N Nc
_... G nL N
Q =� O D
Amphibole t
Epidote L--
Ouortz --
Chiorite ----
Swellinqchlonte ------Vermiculite ------
Prehnite --- -Mixed-foyercloy minerols
Colcite - -
Zeoliles - -
Smeclite ----
Fig.8.- Zonación de las zeoli•N N N N tas en los basaltos
islandeses (Baja TA)
O Q d 6
-o- c cE w - j O
N N N N
Chlonte - - - - - -Mixed -foyer _ _Cloy minerols - - - -
Smectrte - -
Prehnite - -
Epidote - - - - -
Oubrtz - -
Colcite - -
Anotcime - - - - - - -
Loumontite
Mordenite - - -
Epistilbite - -
Heulondde - - -
Stilbile - - -
Thomsonite -
Zonación mineralógica G'smond'ne -Fig.9.- Mesolite /en los basaltos islan- S colecitedeses .
Levyne --
Chobozite -
Opol - -
o o 0
0. $ O•
19.
KRAFLA THE DJSTAIBUTIONOrALTERATION MINE RALS ESTIMC1EU ROCK TEMPEFATURE
Deprnm Dl,JIAOle l 0 2 3 + 5 6 7 B 9 lo II 12 13 w I 16 17 o�c 100 roo 700 LE GE N0.♦ + 1 Colare
+ + + 1 4. + 2 Ouorlrloo ^�í } i -'00,
Pyrrte
4r + 1 1 1 I4 H.YI.nolte
rooI 4 + 5 EpnDlblte
bé t I3006 Maoemle
i * # 7 PDllips,le+ + tI 8 Loumonlde
e + 9 Anolcimei % + +
IO Wo,ro~Ile500.�í``� II Prenmle
:` ` t + + 12 Eo oore3 Po,o.ofl oston . te
I�r �7�1 +
I i 14 Smtdpe700 �`� �` + I T 15 M.ned - loyer
�y�t 1 I i I Cloy m,ner.ll¡ 16 Clllorite
--e00
+ + f + 17 AmptllDOkI
I 14 + 1 + + 1 - bosou
I 1 :i�t�1000
Pologonne Brec c.o1 + I + + -r
I I � Bosomc Breccro1 1nOp 1 1 ♦ I -Isco •- 1411
+i + + 1
Fig. 10.- Distribución de los minerales de alteración
con la profundidad en un sondeo de Krafla
(Islandia)
20.
2402C) .
- zona-de-clorita_eidota (2302-3002 C = max. temp. medida en--- -- --- --- - -----Islandia).
- zona de aparición de anfiboles (2802-3002 C)--------- --------------------
En los sondeos MOFETE 1 y 2 de Campi Flegrei (Nápo-
les), perforados en tobas pumíticas y lavas traquíticas, la -
alteración mineralógica ha sido (CIOPPI, D.et e1.1980):
a) 0 - 600 m: cap-rock con fenómenos de arcillificación y clo
ritización según la secuencia:
- zona de arcillas (0-300 m). Predominio de la montmorillo
nita. 130-1509 C máx.
- zonafilítica (300-600 m). Predominio de clorita y ser¡-
cita. Tá max. 1809 C.
b) 600-2000 m: zona de deposición.
- zona-fílítica_Pr22j-lítica (600-1000 m). Clorita, adula-
ria,-------- -- -------illita y epidota. Tá max. 250° C
- zona ro -filítica- P-otásica (1000-2000 m). Adularia, albi------ ---------------ta, epidota, cuarzo y pirrotina. Tá max. 3002 C.
2.1.3.3. Control geo
Durante el sondeo, el fluido de perforación a la -
vez que se enfría o se calienta según sea la temperatura de -
las formaciones atravesadas y se contamina con el ripio, pue
de adquirir fluídos del almacén geotérmico o bien perderse en
la formación, según sea el régimen de presiones diferenciales
existente.
21.
Mientras en exploración petrolera es normal llevara cabo análisis continuos del contenido en hidrocarburos y deH2S del fluido de perforación , en geotermia no existe una práctica habitual al respecto , y solo se ha llevado a cabo en de-terminadas ocasiones.
Los ensayos de "mud logging" geoquímico han sido -efectuados en EE.UU. (ATEE, R.E.; ALLEN, C.A.; LEWIS, C.C.
1979 ) con interesantes resultados . En Italia (TONANI, F. 1980)la experiencia en Campi Flegrei, ha puesto de manifiesto que -
los registros químicos cuantitativos del fluido de perforación
son factibles y aportan, además, importante información sobre
las zonas fracturadas , porosidad, permeabilidad , capacidad de
intercambio iónico en arcillas y temperatura , todo ello con -
un desfase de 8 a 24 horas después de haber alcanzado el hori
zonte en cuestión.
Cuanto más extremas son las condiciones de fondo -
de pozo , mayores ventajas presenta el control geoquímico so-
bre los métodos clásicos de medida por descenso mediante ca-
ble con el sondeo parado.
Los métodos empleados se basan en el estudio de -
gases y de sustancias disueltas.
- Estudio de gases . Mientras en los sondeos petrolíferos se
estudian por cromatografía a pie de sonda los registros con-
tinuos de los distintos hidrocarburos gaseosos (C1, C2, C3,
etc) y el H2S, en geotermia se controlan los registros con-
tinuos de CH4 y H2 cuando se perfora con lodos alcalinos, y
del CO2 cuando se emplean lodos neutros , agua o aire.
22.
Durante la perforación geotérmica , cuando se pene-tra en el almacén, suele detectarse antes el incremento de H2CH4 y CO2 que la pérdida de circulación . La aparición de ga-ses no condensables suele presentarse al intersectar el te--cho del almacén geotérmico.
- Estudio de sustancias disueltas . Puede lograrse un incremento de la precisión y sensibilidad aún mayor, mediante la in-terpretación cuantitativa de las concentraciones en sustan-cias disueltas en el agua del fango de perforación, previa-mente separados a pie de sonda mediante filtros-prensa y analizados en la propia cabina de control geológico.
Periódicamente , del filtrado se determinan: pH, conductividad, Ca++, Mg++, NH4, Si02 y Cl . En particular, el enriquecimiento lento de Cl en el fluido permite llevar a cabouna evaluación cuantitativa del grado de absorción por el lo-do del agua de formación. contenida en los poros.
El poder de intercambio jónico de las rocas atravesadas en la perforación da lugar a cambios acumulativos pare-
jos en la composición de los lodos alcalinos (los iones alca-
linos se prestan más fácilmente a este intercambio).
Evidentemente, los cambios de composición química
que se efectuan con aditivos sobre el lodo para modificar o -
estabilizar sus propiedades físicas, reducen muchísimo la pre
cisión cuantitativa de la interpretación de los análisis del
filtrado . A este respecto , se han empleado con relativo éxi-
to determinados trazadores para intentar corregir -estos efec
tos.
23.
Con las experiencias llevadas a cabo hasta el mo-mento, puede decirse que el control químico parece más sensi-ble, fiable y rápido que la evaluación por pérdida de lodo.Este hecho ha permitido detener en gran parte la invasión dezonas permeables por el lodo de perforación, al detectarlas -con cierta antelación.
En cualquier caso, el grado de utilización de la -geoquímica depende de condiciones tan variables como litologíacondiciones del sondeo, tipo de almacén que se supone encon--trar, etc . Cada caso requiere un estudio particular.
Si el agua del almacén geotérmico se supone saladala determinación de Cl en el filtrado será un buen indicador.Incrementos bruscos de Cl serán indicios de zonas fracturadasy de alta permeabilidad relativa. También lo será, en otros casos, la relación Ca
++/C03H .
La curva de la fig. 11 representa el efecto de una
porosidad del 20% con un agua de formación con 0,5 eq/1 de Na
Cl. La fig. 12 muestra el efecto de mezclar lodo recién prepá
rado al empleado en la perforación . En la fig. 13 se advierte
el efecto de un horizonte permeable en los resultados analíti
cos.
En resumen , mientras la aparición de gases no con-
densables anuncia la llegada al techo del almacén geotérmico
de alta entalpía , las variaciones decbterminadas relaciones -
químicas ponen de manifiesto las zonas de mayor permeabilidad
antes de que se dejen sentir las grandes pérdidas de lodo con
posibilidad de contaminación del acuífero.
24.
CI-Eq /I
20 salidas
entradas
10
02
tiempo ( hoyos)
Fig. 11.- Curva calculada mostrando el efecto de la salinidaddel lodo al atravesar una formación muy porosa y conagua salada.
Salinidad formación: 0,5 eq/1Porosidad formación: 20%Diámetro sondeo: 9"Velocidad: 15 m/h 3Volumen de lodo: 90
/h (ciclo del lodo=l,5 horas)Caudal de lodo: 60 mr
El aumento de la salinidad del lodo es bien visibleal cabo de pocas horas. La diferencia entre entraday salida es muy pequeña.
Si la salinidad y la porosidad no fueran muy elevadas,la diferencia no se detectaría, ya que incluso en estecaso es de tan solo 2-3 veces el propio error.
En estas condiciones, un análisis cada dos horas es
más que suficiente para llevar a cabo el control.
25.
CIEq/l
20
salidasentrados
10
0
2tiempo (horas)
Fig. 12.- PERTURBACION IDEALIZADA: Se prepara un volumende lodo nuevo con 5 epm de Cl y comienza abombearse de su depósito mezclándose con elde perforación. Al cabo de pocas horas lainterpretación será imposible y los análisisperiódicos carecen de sentido.
Idénticos parámetros que en la fig. anterior.
Porosidad aparente
CI- ` CI
Eq/I. 5 0 d ag10%Eq/I.
� soNA Daos
20I
' .,%e�t< 20
401Porosidad aparente: 50 a/o
10 10
(180 m. perforados) (18 m. perforados)
0 I Ia 4 e 12 0 a 4 e 12 ie
1 ( horas) t (horas)
Fig.13.- Ejemplo idealizado de perforar una zona fracturada a 15 m/h con los supuestosreferidos en la Fig. 11. La fenomenología es completamente distinta. Mientrasen un caso bastarían medidas groseras, en el otro serían necesarias determina-ciones de buena calidad. rn
27.
2.1.3.4. Diagrafíaseléctricas.
En los pozos petroleros es habitual llevar a cabo
un determinado núnero de diagrafías eléctricas, nucleares y -
sónicas antes de cada entubación, con el fin de obtener la ma
yor información posible del pozo, localizar los reflectores -
sísmicos con precisión y, naturalmente, calcular la potencia
y porosidad de las formaciones.
En geotermia, las diagrafías son mucho menos utili
zadas por diversos motivos:
- temperatura : cuando el sondeo penetra en las zonas calientes
de la serie, la temperatura puede elevarse rápidamente y en
ocasiones es necesario efectuar una circulación de enfria-
miento antes de cada registro, operación que ralentiza las
medidas y aumenta todavía más el coste de la operación. En
ocasiones llega incluso a impedirlas.
- elevado coste : sobre todo en zonas aisladas, lejanas a cuen
cas petrolíferas en prospección donde suelen haber equipos
trabajando.
- naturaleza de las formaciones : dado que muchos pozos geotér
micos están en formaciones volcánicas o cristalinas, los -
logs son particularmente monótonos y difíciles de correla-
cionar.
- naturaleza del almacén : los almacenes geotérmicos económi-
cos son muy permeables pero raramente poseen porosidad pri-
maria. Las fisuras o fracturas son mal estudiadas en diagrá
fías.
28.
No obstante , y si las condiciones prácticas lo permiten, suele llevarse a cabo determinadas diagrafías , sobre -todo si se trata de formaciones metamórficas o sedimentarias:
- S.P . Para intentar delimitar las zonas porosas con fluídos
salinos.
- Gamma Ray . Para eventuales correlaciones
- Log de resistividad .
- Sonic, Neutron o log de densidad de formación, para la porosidad.
- Temperatura . A pesar de que no da idea de las temperaturas
vírgenes, permite tener una idea continua de las temperatu-ras existentes en el pozo. Las zonas de circulación de aguaquedan bien determinadas.
Las diagrafías suelen ejecutarse a la fin del son-deo, una vez atravesado el supuesto almacén. No obstante, y -después de cada cementación , es conveniente llevar a cabo unC.B.L. si la temperatura lo permite . Este registro es quizáslo más importante y el que podría justificar por si solo en -muchos casos la presencia de un equipo de logging.
2.2. POZOS DE BAJA ENTALPIA
Cuando los pozos perforan en una cuenca sedimenta-
ria con el objetivo de producir agua caliente a temperaturas
inferiores a 2002 C, el control de pozos es distinto al expues
to en el capítulo 2.1.
En general, las temperaturas de las distintas for-
29.
maciones de la cuenca son bien conocidas por los pozos petro-
líferos. En contrapartida, las permeabilidades y las potencias
de los niveles permeables, es decir, las transmisividades, de
ben ser determinadas con la máxima precisión posible , incluso
si el almacén a testificar se encuentra en un nivel relativa-
mente superficial.
Existen , sin embargo , algunos casos en los que las
temperaturas finales de los sondeos no se conocen, en los cua
les puede ser conveniente actuar según se indica en el capítu
lo anterior (2.1).
De una forma general, el control de un pozo geotér
mico en una cuenca sedimentaria , para producir agua a 802 o -
100°-- C, podrá ser el mismo que el de los pozos petrolíferos,
simplificando o reduciendo ciertas operaciones de manera que
el costo total del pozo disminuya.
2.2.1. Medidas de la temperatura .
Para conocer las temperaturas de los diferentes al
macenes pueden utilizarse diversos métodos.
El método con Kuster, descrito en el párrafo 2.1.2
puede utilizarse excepcionalmente en una zona nueva o que se
presuma importante.
Durante un test D.S.T, los termómetros de máxima -
situados junto a los registradores de presión , dan una tempe-
ratura muy aproximada por defecto.
Finalmente, otra posibilidad es llevar a cabo un -
30.
log de temperatura que puede registrarse al mismo tiempo que
las diagrafías . En este caso la temperatura también es impre
cisa y no corresponde a la de la formación.
En conclusión , en la mayoría de los casos la tempe
ratura solo se conoce durante los ensayos de larga duración -
realizados al finalizar la perforación.
2.2.2. Control geológico .
Su finalidad principal es la de localizar correcta
mente los niveles eventualmente productivos, estableciendo -
una columna del sondeo e intentando prever las entradas en -
los almacenes para poderlos muestrear. Es necesario también,
al igual que en los pozos petrolíferos , controlar la estrati-
grafía de los terrenos atravesados , el lodo , la velocidad de
avance , las pérdidas eventuales y los datos de perforación,
( las mismas observaciones que para los párrafos 2.1.3.1.).
Es también aconsejable obtener testigos de los po-
tenciales almacenes con el fin de medir la porosidad y la per
meabilidad en los mismos.
Siguen siendo válidas las observaciones realizadas
en los párrafos 2.1.3.2.1, 2.1.3.2.2. y 2.1.3.2.3.
2.2.3. Diagrafía eléctricas .
Si durante la perforación se atraviesan supuestos
potenciales almacenes , es esencial realizar diagrafías eléc-
tricas antes de cada entubación.
31.
Las diagrafías más aconsejables son:
- un log de resistividad ( por ejemplo Inductolog ) con poten-
cial espontáneo (S.P.)
- uno o dos logs de porosidad ( sonic , neutron, density) con
gamma ray.
2.2.4. Seguridad y detección de hidrocarburos .
El pozo geotérmico , perforado en una cuenca sedi-
mentaria , puede encontrar eventualmente un almacén que conten
ga hidrocarburos . Es pues necesario tomar unas precauciones -
mínimas y medir el porcentaje de hidrocarburos contenidos en
el lodo . Es necesario instalar un cromatógrafo para detectar
los hidrocarburos gaseosos.
2.2.5. Ensayos de producción durante la perforación .
Si durante la perforación se corta un potencial al
macén con una temperatura económicamente interesante, será im
prescindible realizar una prueba de producción en sondeo abier
to, (D.S . T = drill steam test), utilizando los servicios de -
una sociedad especializada.
Al igual que en los test petrolíferos, el diagrama
de presión se usará para medir la transmisividad, el efecto pá
rietal y la presión estática del yacimiento.
Finalmente se realizará un cuidadoso muestreo del
agua bombeada , con el fin de proceder a su análisis.
Existen numerosos métodos de interpretación siguien
do el desarrollo del D.S.T.
32.
2.2.5.1. Método HORNER Dará los ensáygs-a caudal constante.
a) Fundamento del método:
Se abre el tester y se deja el almacén en produc-
ción a caudal constante o casi constante : la presión del alma
cen baja en función del tiempo de producción. Al cabo de un -
cierto tiempo t, se cierra el tester y la presión del almacén
aumenta pregresivamente ( efecto "buiid-up" en términos anglo-
sajones).
La ecuación de la subida de presión en régimen va-
riable es:
P - p = 0,183 B log t + A tg f kh At
donde :
t = tiempo que permanece el pozo en producción (segundos).
.Q t = tiempo transcurrido desde que se cierra el pozo ( segund.)
Pf = presión del almacén medida al cabo de un tiempo At,(atmósferas).
Pg = presión estática inicial del yacimiento ( atmósferas)
B = factor volumétrico de formación
q = caudal de producción ( cm3/s)
JGc = viscosidad dinámica (centipoises)
kh = transmisividad intrínseca del almacén (darcys. cm)
k = permeabilidad intrínseca del almacén ( darcys)
h = potencia del almacén (cm)
b) Cálculo de la transmisividad intrínseca:---------------------------------------
La representación de Pf en función de log t Q+ As t
es una recta de pendiente ( fig. 14):
m = O'1kh4 B (en atmósferas/ciclo log)
de donde : kh = 0,183 qJ B
m
33.
9.
curvo ideal ��.a!'
� rt r
n �r
�- 4
O $
Fig. 14
.opcs (w Ñ 8 y,.a �$ t
ó � °
1
103 102 101 100
t At (escala log.)At
c) Cálculo de-la presión-está--- -- tica del_Xacimiento:t
delt + AtPara lag = 109 = 1 se obtiene Pg, presión
estática del yacimiento t
c) Cálculo -del-efecto-2arietal:----- --- ------ ----El coeficiente s de efecto parietal viene dado por
la relación:
S = 1,15 ( P1hm
Pfo - lar,kc - 35908)
P1h presión medida o extrapolada sobre la curva ideal una ho-
ra (3600 s) después del cierre del pozo (atmósferas).
Pfo= presión Pf para t = 0, (en atmósferas)
k = permeabilidad media del almacén útil: hh donde h' es el
espesor estimado de almacén útil, (h y h' se expresan en
cm y k en darcys).
0 = porosidad media del almacén
c = compresibilidad del almacén (roca + fluido) (en volúmenes/
volumen/atmósfera).
- 34.
X = radio del pozo a la altura del almacén (cm)
Las pérdidas de carga A P por efecto parietal para
un caudal q, vienen dadas por la relación
nAP=s g B
2rl k h
e) Tiempo HORNER:
En la práctica, como el caudal varía durante el en
sayo, se considera q-igual al último caudal, y el tiempo de -
producción será el tiempo Horner, que es igual al cociente en
tre el volumen total producido y los últimos caudales:
t Horner = volumen total producidoúltimos caudales
Esto evita el tener que aplicar el principio de su
perposíción para establecer la ecuación de la subida de pre-
sión en régimen variable.
f) Efecto térmico:--------------
Para evitar la influencia del efecto térmico sobre
la columna de fluido en el pozo , interesará siempre realizar -
las medidas de presión en las proximidades del almacén.
2.2.5.2. Método MAC KINLEY.
El método de MacKintey permite la determinación de
los parámetros del almacén a partir de la subida de presión -
después del paro del pozo, durante el afterflow.
A.- DEFINICION DE ARTERFLOW
El afterflow es el período durante el cual subsiste
35.
un cierto caudal efluente del almacén hacia el pozo , después
del cierre de las válvulas . Dado que no existe traducción de
este término al castellano , aunque se trataría de la " inercia
hidráulica" del acuífero , se ha preferido respetar la termino
logia inglesa.
El afterflow depende esencialmente de dos factores:
a) La capacidad del pozo cerrado en almacenar un -
cierto volumen de fluido . Cuanto mayor sea esta
capacidad, mayor será la duración del afterflow.
Esta capacidad de almacenamiento se designa con
el término " factor volumétrico " del pozo (F) y
es proporcional al volumen V del fluido produci
do durante eltest, es decir, extraído de la for
mación, multiplicado por el factor de compresi-
bilidad, c, del fluido: F = cV.
b) La capacidad de la formación para transmitir el
flujo efluente hacia la zona descomprimida, es
decir , su transmisividad, T.
B.- METODO DE INTERPRETACION
1.- Establecer la curva de variaciones de presión
AP (en abcisas y expresadas en psi) en función de los tiempos
At (en ordenadas y expresados en minutos ), durante el período
de cierre, donde:
AP = diferencia entre la presión leída en el tiempo A t y la -
presión de producción en el momento del cierre ( presión
de producción final).
36.
á t = tiempo transcurrido desde el final del ensayo. -
Durante los 10 primeros minutos se anota A P cada
minuto, despues cada 2 minutos durante los 30 minutos siguien
tes, finalmente cada 10 minutos.
La representación debe hacerse en escalas logarít-
micas, sobre papel log-log (3 ciclos x 5 ciclos) idéntico al
de las curvas tipo, (lámina 1).
2.- Comparar con las familias de curvas tipo Mac
Kinley, por superposiciones sucesivas, de manera que se logre
la coincidencia entre el inicio de la curva trazada primero,
y seguidamente de su parte terminal, con dos de las curvas -
tipo, correspondientes a dos valores del coeficiente T/F (re
lación kh *entre la transmisividad y el factor volumétrico
del pozo, expresada en milidarcys.pies/centipoises).
a) Primera superposición (inicio de la curva de su-
bida de presion ).
Superponer las abcisas (ejes AP y AP.F/Q) y por -
traslación lateral buscar una buena superposición de la parte
inferior, o inicial, de la curva trazada, con una de las cur-
vas tipo. Trazar los límites del tramo que presenta una buena
superposición, anotando A P1 y ¿P2.
Anotar el coeficiente T/F de la curva tipo corres
pondiente a la superposición. Ejemplo T/F = 37.000
Determinar un valor del "grupo de ascenso de pre-
sión", AP.F/Q, sobre el eje de abcisas del ábaco de curvas
tipo, correspondiente a cualquier valor de h P elegido den-
37.
tro del tramo de buena coincidencia de las curvas. Ejemplo:
.4P. F/Q = 9,6 . 10-3.
ejemplo:
curva tipo T/F = 37.000 (interpolado)
Q P.F/Q = 9,6 . 10-3 = 0,0096
para . P = 2.500 psi
Si se conoce el caudal Q en barriles/día, se puede calcular F,
coeficiente volumétrico del pozo:
F = Q (A PQ
) ¡P Para Q = 75 barriles/día
F = 75.0,0096 = 0,0002882500
de donde, la transmisividad:
T = T . F = 37.000 . 0.000288
T = 10,6 milidarcys . pie/centipoises
observación :
En la práctica es necesario efectuar previamente
una corrección del valor del coeficiente F determinado ante-
riormente, en función de la variación del coeficiente de com-
presibilidad del fluido durante el aumento de presión (after-
flow). Corrección que no es necesaria si el fluido es agua .
El factor F corregido será igual al factor F calcu
lado multiplicado por un coeficiente de corrección Cc, cuyo -
valor puede establecerse de forma aproximada como
C = ¿P1+ AP2 1c 2 ápo
38.
donde :
A Po - Po Pf, o diferencia entre la presión estática del ya-
cimiento estimada ( presión virgen por ejemplo ), y la presión
al fin de la producción.
En el ejemplo:
A Po = 4.107 - 284 = 3.823 psi
de donde :C = 2.200 + 2.700 1 = 0 640c 2 3.823
Si Po no se puede calcular , se utiliza Cc = 0 ,6
Así pues, F corregido = Fcc = 0,000288 x 0,640 = 0,000184
La transmisividad corregida Tc, será:
Tc =
F
. Fc = 36.000 . 0,000184
Tc = 6,4 milidarcys.pies/centipoises
que representa la transmisividad del almacén en las proximida-
des inmediatas del sondeo , es decir, una transmisividad que -
engloba el efecto parietal.
b) Segunda superposición (correspondiente al último
tramo de la curva de ascenso de presión, o sea,
la parte superior de la curva &P- At).
Siempre por transparencia, como en el caso anterior,
se traslada la curva trazada sobre el ábaco de curvas tipo, -
buscando una buena coincidencia por superposición de la parte
de esta curva , que ha quedado fuera de la superposición en el
apartado a, con otra curva tipo.
Los cálculos se realizan como en la primera super-
39.
posición . Aquí se obtiene una transmisívidad más elevada, que
corresponde a la parte del almacén más alejada del sondeo, la
cual no está afectada por los fluidos del mismo, tales como
lodos , cemento, etc.
C.- CASO DE FLUIDOS GASEOSOS
Los cálculos anteriores se aplican en el caso de -
un fluido líquido. En el caso de que el almacén produzca gas,
los caudales obtenidos en el transcurso del ensayo deben con-
vertirse en volumenes equivalentes , Qe, expresados en barriles.
Entonces se sigue como en el caso-anterior.
Qe = 0 , 005 Tr . z . QgPo
donde:
Tr = temperatura del almacén ( grados Rankin)
z = coeficiente de desviación del gas a la temperatura y pre-
sión del almacén.
Qg = caudal de gas durante el ensayo (pies cúbicos standard)
Po = presión estática del yacimiento ( psia).
1°- Rank= 9 (°-C-491,76 ) _ (°-F-459,76) = 1,8°- K.
------------
2.2.5.3. Método FERRIS y KNOWLES para pozos no artesianos.
Cuando se abre el tester, el fluido contenido en el
almacén asciende en el pozo y se estabiliza a una profundidad
hs (en metros ), que corresponde al nivel estático . Si h es la
profundidad (en m) del nivel del fluido en el pozo en el ins-
- 40.
tante t (en segundos ), a partir de la apertura del tester, -
podremos escribir: -r2 S4Tt
0,0968 (h-hs) d.g = v e4nT t
donde:
v = volumen del fluido aportado hacia el pozo (cm3)
r = radio del pozo (cm)
S = coeficiente de almacenamiento (cm/atmósfera)
T = transmisividad ( darcys.cm/centipoises)
d = densidad del fluido
g = aceleración de la gravedad (9,81)
Dado que el radio del pozo r es relativamente peque
ño y t puede tomarse suficientemente grande, el exponente de -
e tiende a cero. En este caso la ecuación anterior se convier
te en:
0,0968 (h-hs) d.g = v 14n T t
o bien, h-hs = 0,838 y 1dT t
Si se representa h-hs en función de i/t, se obtie-
ne una recta de pendiente m, tal que ( fig. 15):
vm = 0,838 dT
de donde se obtiene:
1 T = 0,838 vmd
El valor de la transmisividad así obtenido integra
el efecto parietal y suele ser un valor por defecto, ya que -
el almacén casi siempre resulta dañado y por este motivo se -
lleva a cabo el DST.
41.
Bajo el punto de vista práctico, puede medirse me-
diante una sonda eléctrica (método preciso) o con un contador
de gas, método indirecto en el que la precisión depende de la
buena calibración del aparato.
h - hs
Fiq. 15
.. O 1
t
3. - MEDIDAS, ANALISIS Y CONTROLES DESPUES DE LA PERFORACION
42.
3.- MEDIDAS, ANALISIS Y CONTROLES DESPUES DE EFECTUADA LA PER-
FORACION.
Una vez detectado el almacén , es aconsejable que la
perforación sea lo más penetrante posible.
Sin embargo, la profundidad de penetración en el al
macén en pozos de alta entalpía suele quedar limitada por razo
nes prácticas ( pérdidas , riesgo de atascos, presupuesto, etc).
Antes de retirar la maquinaria de perforación y de
colocar el material de producción necesario, pueden tomarse -
una serie de medidas aproximadas.
Las primeras medidas se realizan generalmente des-
pués de un período de perforación en el que se han advertido
dos particularidades:
- Las temperaturas vírgenes medidas son elevadas, superiores
por lo general a 200°-- C.
- Las pérdidas de circulación son muy importantes y, probable
mente , el lodo habrá sido reemplazado por agua después de -
perforar del orden de decenas o centenares de metros.
En el caso de que se perfore con aire y se alcance
un almacén productor de vapor, la perforación se continúa me-
diante un B.O . P. (blow out prevent ) rotativo.
El pozo podrá equiparse:
43.
- como sondeo abierto , cuando la pared del sondeo se considere
suficientemente resistente como para no derrumbarse.
- mediante entubaciones mediante un "liner" o "casing" ranura
do.
En cualquier caso, la cabeza de pozo debe ir equi-
pada con las válvulas de producción.
3.1. NIVEL ESTATICO Y MEDIDAS DE PRESION
Cuando el pozo entra en erupción de forma repentina
las observaciones son limitadas , aunque este hecho solo ocurre
en los casos siguientes:
- agua artesiana
- gran cantidad de gas libre en el techo del alma-
cen.
- presión en el almacén muy débil e inferior a la
columna hidrostática; como caso límite, el alma-
cén puede contener vapor que provoque un recalen
tamiento rápido de la columna de agua, despidién
dola hacia arriba.
Si el pozo no entra en producción espontáneamente
se debe practicar las operaciones que se describen a continua
ción. Si entra en producción , es necesario adaptarlas:
3.1.1. Medidas de temperatura y de presión en el lodo .
Si el pozo todavía contiene lodo, la medida de la -
altura de lodo estabilizada en el pozo permite calcular la pre
44.
sión del almacén P, (atmósferas).
Puede realizarse una última lectura de temperaturaa la altura del almacén.
Esta lectura no debe considerarse como absolutamente cierta , ya que no corresponde perfectamente a las condiciones de 2.1.2.2.
A continuación, el lodo deberá reemplazarse por -
agua.
3.1.2. Medidas de temperatura y de presión en el agua .
Una vez el pozo lleno de agua, debe observarse su
comportamiento . Si no es artesiano , una medida muy precisa -
del nivel hidrostático permite calcular de nuevo la presión -estática aproximada del almacén , Pg, (atmósferas).
Si el pozo es artesiano , se puede efectuar una eva
luación de la presión mediante el empleo de un Kuster con ele
mentos de P y T que permita observar:
- las temperaturas de todo el pozo, haciendo escalones regu-
larmente espaciados a lo largo del mismo.
- la presión de fondo , con el fin de verificar los cálculos -
realizados mediante los niveles estáticos.
3.2. ENSAYOS DE INYECCION DE AGUA
Para calcular las características del almacén, el
medio más práctico consiste generalmente en efectuar ensayos
de inyección de agua.
45.
Debido a que se provoca un enfriamiento del pozo,
en lugar de utilizar un Kuster para medir la presión a nivel
del almacén , es aconsejable , si el presupuesto lo permite, em
plear el D.P.T.T . ( downhole pressure and temperature transmi-
ter), de Flopetrol , que permite tener un registro digital en
superficie de la presión y de la temperatura en función del -
tiempo. Ello permite disponer de una interpretación inmediata
de los ensayos:
3.2.1. Método ODEH y NABOR: ensayos de aumento de presión por
inyección a caudal constante .
Un ensayo de aumento de presión por inyección a cau
dal constante , consiste simplemente en una serie de medidas -
de presión durante la inyección.
El método es aplicable a los distintos regímenes -
de inyección durante el aumento de presión.
3.2.1.1 . Ensayo en régimen variable.
La duración del régimen variable debe ser tal que
(fig. 16): 0,1 C.r2t -iiek
donde :
t = tiempo de inyección (en segundos)
0 = porosidad del almacén
�G.= viscosidad dinámica del agua inyectada ( en centipoises)A=
ci= compresibilidad de la roca almacén + agua inyectada (en
volumenes /volumen/atmósferas).
k = permeabilidad intrínseca del almacén (en darcys)
r = distancia horizontal del eje del pozo al límite del alma-e cén, considerando este como cilíndrico ( en cm).
46.
Cabe observar que para un almacén infinito, esta -
condición siempre se cumple .
La solución logarítmica de la ecuación de la difu-
sividad vendrá dada por la relación siguiente:
' __ -0,183 q BpCPg kh
Ai(log 0
2,25r2 + 0,87 s)
donde:^c,
P= presión de inyección en el tiempo t (atmósferas)
P' =g
presión estática virtual del yacimiento (atmósferas)
B = factor volumétrico de formación
q = es el caudal de inyección, tomado con signo negativo pues-
to que el agua es inyectada (cm3/s)
r = radio del pozo (cm)
kh = transmisividad intrínseca del almacén (darcys.cm)
s = coeficiente de efecto parietal
- Cálculo de la transmisividad:----------------------------
La representación de P. en función de log t da una
recta de pendiente (fig. 16):
-0,183 q �i Bm = (expresada en ciclo-log por at-
kt mósfera)
de donde :
kh = -01183 q /Gt t Bm
46.
Cabe observar que para un almacén infinito, esta -
condición siempre se cumple .
La solución logarítmica de la ecuación de la difu-
sividad vendrá dada por la relación siguiente:
-0,183 q BPi -Pg kh
i (log 02,2é r2 + 0,87 s)
donde: /�i i
Pi = presión de inyección en el tiempo t (atmósferas)p9 = presión estática virtual del yacimiento (atmósferas)
B = factor volumétrico de formación
q = es el caudal de inyección, tomado con signo negativo pues-
to que el agua es inyectada (crn3/s)
r = radio del pozo (cm)
kh = transmisivídad intrínseca del almacén (darcys.cm)
s = coeficiente de efecto parietal
Cálculo de la transmisividad:----------------------------
La representación de Pi en función de log t da una
recta de pendiente (fig. 16):
-0,183 q �. Bm = (expresada en ciclo-log por at-
kt mósfera)
de donde :
[ kh = -0,18 3 T/(& t Bm
47.
Pi (otm,)
Comienzo del régimen variable tordio
E
C
wCL Oesviocion al inicio dei ensayo
Fig. 16
debido d efecto de pozo.
102 103 1'09 t 0,1 0 Pk c` `e 105 Seg.
tiempo (log.)
- Cálculo delefecto-parietal:
El coeficiente de efecto parietal (s) viene dado
por la relación:
S = 1,15( P1hm
Pg- log kc r - 3,908)
P1h es la presión de inyección, en atmósferas, al
cabo de un tiempo t = 1 hora (3600 seg).
Las pérdidas de carga Q P por efecto parietal para
un caudal q valen:
r Jjj;BQP = -s 2ttkh
3.2.1.2. Ensayo a régimen variable tardío.- - - - - - - - - - - - - - - - -- - - - - - - - - - - - - - - - -
El régimen transitorio tardío se alcanza cuando -
48.
se dejan sentir los efectos de los límites. El momento es fá-
cilmente reconocible ( fig. 16), ya que se produce un incremen
to de presión en función del tiempo que se aparta de la recta
deducida de los anteriores valores de P..1
En este instante deja de existir régimen variable:
físicamente quiere decir que el ascenso de presión motivado -
por la inyección ha alcanzado ya el límite de drenaje del po-
zo. Los flujos se hallan cercanos a alcanzar el régimen semi-
permanente.
El régimen variable tardío tiene lugar entre los -
siguientes límites:
20,1 Gi re0,304. el re
kt k
en este caso se demuestra que:
log (P'-Pi) = log (-0,134 gJAi B ) - 6,4 kt r (1)kh ?i i e
q B rsiendo P =P - B t - ›i e - 3
g 110 c. h re 2 n k h (In r 4+ S) 2 )
donde P' es la presión de inyección durante el régimen semiper
manente.
Cálculo de la transmisividad:
De la relación (1) se deduce que la representación
log (P'-P en función de t será una recta de pendiente
m = -6,4 kz0cire
q By ordenada en el origen: log b = log (-0,134 kh supo-
49.
niendo que el valor de P' sea conocido . Normalmente no lo es,y en este caso hay que atribuirse un valor razonable para po-
der representar log (P'-Pi) en función de t.
log.
P' - Pi
Fig. 17
P3 G Pi P2
�• \C4��
c •�a _`• P2'
Pi1
P'3
O t (arit)
Si al representar los puntos no se obtiene una lí-
nea recta , hay que adoptar otro valor de P ' (fig. 17).
Sobre papel semilogarítmico, resulta sencillo dibu
jar la nueva curva sin ningún cálculo suplementario, trasla-
dando los puntos obtenidos anteriormente con cierto valor p P
para diferentes valores de t.
En ocasiones es difícil discernir cual es la mejor
recta obtenida , ya que también puede obtenerse una recta em-
pleando los últimos puntos de la curva B. El mejor método -
consiste en encontrar dos curvas B y C (fig. 17) que engloben
50.
la recta buscada A.
La concavidad se invierte (C) cuando los valores -
de P' son demasiado grandes.
Una vez obtenido el valor correcto de P', la trans
misividad intrínseca se calcula a partir de
Blog b = log (-0,134
q
kh
b = -0 1 134Jikh
y kh = -0,134 qi Bb __ j
Cálculo de las pérdidasde carga_por_efectó_párietál:
El coeficiente s de efecto parietal viene dado por
la relación: P,s = 0,84 m b - ln re + 4
isiendodonde Pm = Pg - nq Bh
tr2ce
p, = P + 0,183 g BíIi.log
7,075 kh log 7,075 khg g kh q
ic c� q c
en donde :
Pg = presión estática del yacimiento (atmósferas)
c = compresibilidad de la roca almacén + fluido del almacén(volúmenes/volumen/atmósferas)
= viscosidad dinámica del fluido del almacén (centipoises)
Los ensayos de incremento de presión en inyección
a caudal constante suelen llevarse a cabo después de que el
pozo lleva un tiempo cerrado y la presión del almacén se ha
estabilizado.
51.
- Cálculo del volumen de drenaje:----------------------------
El volumen de drenaje Vd (volumen de contribución
de los pozos ) se determina en función de la pendiente m' de
la recta trazada . Este valor en cm3 viene dado por la rela-
ción
Vd = 2,7m,g Bc = R r2 h
i
3.2.1.3. Ensayo en régimen semi-permanente:
Si el ensayo de incremento de presión por inyec-
ción a caudal constante se lleva a cabo durante un período -
de tiempo suficientemente grande (t> 0,3 0 ,�k i ci rese -k
alcanza el régimen semipermanente y la solución a la ecuación
de la difusividad viene dada por:
_ B t q B r 3Pl p,g110 c .h r2 2Tl k h (ln re
4+ s )
i e
Esta ecuación demuestra que el producto kh solo -
puede determinarse en circunstancias fortuitas (s y re conoci
das).
Como recomendación práctica, debe tenerse en cuen
ta que para llevar a cabo estas pruebas de inyección,el pozo
debe permanecer cerrado durante un período de tiempo suficien
te como para permitir que la presión se equilibre en todo el
almacén, es decir , se debe alcanzar la presión estática del
almacén Pg
52.
3.2.2. Ensayos de pérdida de presión
Por analogía con el método de HORNER ( ensayo de -producción a caudal constante ), puede inyectarse también enel almacén agua a caudal constante o casi constante : la pre-sión del almacén aumenta en función del tiempo de inyección.Al cabo de un cierto tiempo se para la inyección y se cierrael pozo; la presión del almacén comienza a bajar progresiva-mente (fall-off test).
La ecuación de pérdida de presión en régimen transitorio es : 0,183 q'Ok B tt
Pf Pg kh log t+a tsiendo:
t = tiempo de inyección ( segundos)
A t = tiempo transcurrido desde el cese de la inyección (seg.)
Pf = presión del almacén en el instante h t (atmósferas)
P' = presión estática inicial del yacimiento ( atmósferas)g
B = factor volumétrico de formación
q = caudal de inyección , negativo por ser inyectado (cm3/seg)
.4i= viscosidad dinámica del fluido inyectado (centipoins)
kh =transmisividad intrínseca del almacén (darcys.cm)
- Cálculo de la transmisividad intrínseca:---------------------------------------
La representación de Pf en función de logQt
t +ti tes una recta de pendiente
0,183 q µBM = kh (en atmósferas / ciclo-log)
de donde :
kh = 0,183 q0
m
53.
1
Distorsión debido al efecto parietal de la post - inyección
Fig. 18•c �
9�pfjoo
/deo/
P'9- - -- - - -- - - - - -
2103 10 10-1 100
Cálculo de-la presión estática del almacén:------------- ---------------------------
La presión del almacén, P', se obtiene haciendoo g
logt+
tQt = 10 = 1.
Dado que el agua que se inyecta tiene una tempera
tura notablemente inferior a la del almacén, la viscosidad -
dinámica `del agua inyectada es superior a la de este último.
En este caso, pueden admitirse las hipótesis del movimiento -
radial circular. La distribución de presiones hidrodinámicas
de inyección, Ph, en una inyección a caudal constante q y en
un instante dado t' tiene lugar siguiendo el siguiente esque
ma:
Ph (escala aritm.)54.
M
Fig,19
Pg IB 1 d (escala log.)1 nivel estático real
r 1 \`�
1 SS1 5'1 d(escala log.)Pg
c nivel estático virtualr i
d = distancio al eje de los pozos de inyecciónri = radio de la zona inyectado
En el almacén, a nivel del pozo (d = r) se tiene
que:
Ph=BM+BC+CM
siendo:
BC = 0,183 g B 7,075 kh _ c 7,kh
075 khlog
l0
qi ci c i g q c144-
CM = -0,183 gjiB lag 2,25 kt'
kh Ofr.cr2
siendo:
0 = porosidad del almacén
c = coeficiente de compresibilidad roca almacén + fluido del
almacén (volúmenes/volumen/atmósferas)
c.= coeficiente de compresibilidad roca almacén + agua inyec
tada (volúmenes/volumen/atmósferas)
55.
La presión estática del almacén, P , vale:
[ _ Pg - 0183 g B ¡¡,, 1o 7 ,075 kh _ lo 7 075 khg kh g q� i
ci �c g qp c
- Cálculo del efecto arietal:
El coeficiente de efecto parietal, s, viene dado
por la relación
s = 1,15 ( P1hnPfo - log 3,908)
donde:Pi i
P1h presión medida o extrapolada sobre la curva ideal, una
hora después de finalizada la inyección ( atmósferas)
Pfo= presión Pf para A t = o (atmósferas)
Las pérdidas de carga AP por efecto parietal a -
un caudal q (cm3/seg ) vienen dadas por la relación
q ,kiBÍP= _ S2nkhJ
3.2.3. Ensayos de inyección a dos caudales .
Se inyecta durante un tiempo t (seg) un caudal q1._ 3
(cm /s). A continuación , y durante más tiempos Q t' un caudal
q2. Suponiendo que el caudal q2 es efectivo inmediatamente -
después del cambio de caudal, la solución logarítmica a la -
ecuación de la difusividad en un almacén infinito o en un al
macén finito en régimen variable vale:
P -PT _ -0,183 q 2 ,B (log 2,25 k + 0,87 s )-0,183 glkiB
1 g kh 0, lA ic ir2 kh
(log t At'tr + qq2 log 1t')1
siendo:
56.
P' = presión estática original del almacén (atmósferas)g
Pi = presión de inyección del caudal q2 en los tiempos it'(atm.)
B = factor volumétrico de formación
,/lai = viscosidad dinámica del agua inyectada (centipoises)
kh = transmisividad intrínseca del almacén (darcys.cm)
k = permeabilidad intrínseca del almacén (darcys)
0 = porosidad
ci compresibilidad de la roca almacén + agua inyectada (vo-
límienes/volumen/atmósfera)
r = radio del pozo a nivel del almacén (cm)
ql y q2 se toman negativos por ser caudales de inyección.
Cálculo de la transmisividad intrínseca:
La representación de Pi en función de
(log t ¿t, + 9q2 log at' )
es una recta de pendiente.
0,183 q1 ,A iB
m kh
de donde :-0,183 ql 1i B
kh = m
cosog2 < gl
Retorno al régimenPi semi-permanente Desvioción durante la estabilización
el inicio del caudal qx
• � Fig.20
I!` efecto de limite ( si el almacén no es infinito)
tiempo de inyección creciente
loa t + 2st + 12 log ¿t') creciente0t' ql
57.
Cálculo del efecto p1rietal:
El coeficiente de efecto parietal viene dado por
la expresión:
P -Ps = 1,15 ( qq-q llh if - log
O kc r2 - 3,908) donde:2 1 i
P1h presión de inyección del caudal q2 al cabo de t'= 1 hora
(atmósferas)
P1f presión de inyección al final del caudal q, ( atmósferas)
Las pérdidas de carga A P por efecto parietal para
un caudal q (cm3/seg) valen:
AP = - s 2 7tkh
En la práctica , cuando se va a llevar a cabo un en
sayo de inyección a dos caudales , el pozo se deja estabiliza-
do algunos dias a caudal constante q1. Tres o cuatro horas an
tes de variar el caudal , se desciende el registrador de pre-
sión en el pozo y se inician las lecturas. Se varia el caudal
a boca de pozo , y después de un corto período de transición -
el caudal vuelve a estabilizarse a su nuevo valor q2. Solo es
necesario medir las presiones antes del cambio de caudal y du
rante el período transicional al nuevo caudal q2.
3.3. ENSAYOS DE PRODUCCION
Los ensayos de producción pueden interpretarse por
el método HORNER ( 2.2.5.1 ), o por el de MAC KINLEY ( 2.2.5.2).
En este caso la dificultad reside en la medida del
caudal ( 3.1.7).
58.
3.4. ENSAYOS DE INTERFERENCIA
Los ensayos de interferencia consisten en hacer -
producir o bien inyectar en un pozo midiendo presiones en un
segundo pozo situado a una distancia horizontal ( d, en cm) -
del primero.
Los métodos de interpretación son casi idénticos a
los utilizados cuando se trabaja en un solo pozo. Simplemente
hay que reemplazar el radio del pozo ( r) por (d).
A continuación se resumen los principales métodos
utilizados , empleando las mismas notaciones.
3.4.1. Ensayos de interferencia en producción . Método HORNER .
P -P = 0,183 g B lo t + A tg f kh g a t
kh = 0,183 q I^B�--m
tP = intersección de la curva ideal con log
t+ At= 1
g
s = 1,15 ( P1hnPfo - logc
d2 - 3,908)
A P = s 2qkh
3.4.2. Ensayos de interferencia con inyección .
Llamaremos ri al radio de la zona inyectada.
59.
3.4.2.1. Método de ODEH-NABOR en régimen variable.
a) d > ri
pi _ Pg = 0,183 quB (log 2,25 kt + 0,87 skh �ucd2
kh = - 0,183 quBm
(S 1,15 Pih - P=m
g - logjucd2 3,908)
b) d < ri
Pi _ pg4 _ 0,183 qu¿.B (log + 0 87 s)�u; c,kh = - 0,183 que B
m
Pg = pg + 0,183 qB(u; log 7,075 kh uc log 7,075 kh
qu¿ cl ct quc
s = 1,15 ( Pih - P - log k - 3,908m qu¿ c¿
AP = - s qu;B2 flkh
3.4.2.2. Ensayos por pérdida de presión (fall-off test).
a) d > ri
Pf _ p _ 0,183 quB log Atg kh t + At
kh = 0,183 quBm
p9 : intersección de la curva ideal conlog At
t + At
s = 1,15 ( Pih - Pfo _ log k _ 3,908)m 4ucd2
AP =-s quB2 lTkh
60.
b) d ri
pf - Pg 0,183 gu,B log Atkh t + At
kh = 0,183 Qu►Bm
Pg intersección de la curva ideal con
logAt
= 1t + At
s = 1,15(
Pih - Pfo _ log k - 3,908 }m 4ii c;d2
AP = - s u1B
2 likh
3.4.2.3. Ensayos de inyección a dos caudales.
a) d> rL
p1 - pg 0,183 g2PB (log--2L5 k + 0,87 _ 0,183 aluB (logt + et '+c2loget')s)kh •ucd2 kh et' ql
kh 0,183 glpB
m
s = 1, 15 ( ql . Pih - P; lf kq2 - ql m -log--
ucd2 - , 908l 3�
b) d<r1
Pl P4 0,183 g2u.8 C1o g2,25 k + 0,87 5)_83 glu B (log t + et'+ 22 log et'kh u\ + ,c.d2 kh ` et' q1
kh = - 0,183 g1u¿B
m
s = 1,15\
ql Plh - Ptlf -log k 3,908)q2 - ql m 4u` c¿d2
61.
3.5. OPERACIONES PREVIAS A LA EXPLOTACION: CALENTAMIENTO Y DESARROLLO DEL POZO.
En el caso de que un pozo geotérmico alcance un al
macén de alta entalpía ( > 180° C), antes de su puesta en pro
ducción es necesario proceder a su calentamiento gradual, da-
do que la perforación y las pérdidas de lodo necesariamente -
han tenido que enfriar el sistema.
Este calentamiento gradual, por otra parte, es im-
prescindible para evitar choques térmicos que rompan las tube
rias y dañen las cementaciones. El sondeo se deja calentar -
gradualmente a medida que incrementa la presión a pozo cerra-
do.
Las medidas y ensayos a realizar en este período,
teniendo como base la experiencia mexicana son:
3.5.1. Período de observación .
Inmediatamente después de haber lavado el pozo, se
conectan a la válvula maestra de cabeza de pozo manómetros y
termómetros que permitan seguir su evolución, así como el in-
dicador y la escala adecuada para medir el alargamiento del -
entubado por efecto del calentamiento. Las operaciones a efec
tuar en este período son:
- Lob-de-calibración , para detectar eventuales co-
lapsos de la tubería.
- Registros de temperatura. La serie de registros---------- ---de temperatura se inicia con los primeros que se obtienen du-
rante la perforación, los cuales , en unión de la información
62.
litológica y registros eléctricos permitieron definir la colo
cación del liner ranurado (fig. 21).
- Medidas periódicas del nivel de.a?Lj_21_t1 _ >o
para conocer su evolución respecto al nivel que alcanzó des-
pués del lavado. La capacidad energética del yacimiento y el
porcentaje de gases tienen gran importancia en el ascenso de
este nivel.
Durante todo el período de observación, el pozo -
permanece cerrado salvo una línea de purga lateral de 1/4" si
tuada sobre la válvula principal, a través de la cual se des-
cargan los gases (H2S, CO2, etc). De no purgarse, producirían
el desplazamiento del nivel hacia el fondo calentándose más -
el agua; si en estas condiciones se liberaran súbitamente los
gases, se originaría un calentamiento rápido de la columna -
con las consecuencias ya expuestas.
Durante este período de observación se instalan las
líneas de descarga, líneas de calentamiento, árboles de navi-
dad, amortiguadores de vibración, silenciadores, separadores,
vertedores, etc, adecuados para la ejecución de las siguien-
tes etapas de desarrollo y evaluación del pozo (fig. 22)
3.5.2. Operaciones de estimulación .
Cuando el nivel del agua alcanza la cabeza del po-
zo, se pasa a la fase de calentamiento. No obstante, si trans
currido un tiempo razonable (30 dias) el agua no es surgente,
ha de procederse a la estimulación de la columna. De entre los
métodos más usuales destacan:
63.
M-25 TEMPERATURA EN 'c100 200 300
y 01. !l 11'40
1001 \ \ ►
200�` 1 \ ►
\ � 1300
\ �\ \ IH7. s. /tses...111 3: 11 -33 \ \G
400-
E \F500
�E \ ' 1
W 600
7 00
eoo D \1 ►
c \11
LR./ 193. 7 wm. p 900-B 11f? 5/G") 9-55
Z1000
0 1100
,a 1200
1300
U14 00
• - 4 ho,es s- 14 0. 6,95 C- 204 heree
0 - les Dios E- 2 D1ee F- 3 Di.*
G - e Oie• H- IS Dios
Fig. 21.- Curva de registros de temperatura de un pozo
durante dos períodos de observación (A,B,C,D)
y calentamiento (E,F,G,H) (Cerro Prieto-México)
ARBOL DE VALVULAS
64.MANOMETRO
SILENCIADOR POZO
G>1125
AII;i{I B
il
D
wEfTI,E�OW OE MCU
CONO DESCARGA (A) TOMA DE L ABIO (8)
ENTRADA SILENCIADOR MANOMETRO
O - O
O O
LINEA DE DESCARGA 0 8"VA LVULA
�
OQ
QD° .ORIFICIO REDUCTOR (C) MUESTREADOR DE ARENA (D)
SALIDA DE VAPOR
ENTRADA DE MEZCLA
ORI FICIO REDUCTOR V A L V U L A
f,:•' _ t�' ���'D�
DESCARGA DEll iN(A DE
AGUA RECEPTOR DE ARENA
DESCARGA - ✓ / -� '�- _ RECIPIENTE (CAP. ZO IIE.)
Fig.22.- Instalaciones empleadas para calentamiento, desarrollo ymedición de un pozo geotérmico. Detalles del mismo. (México)
65.
- Pistoneoo cuchareo. Similar al empleado para el desarrollo
y limpieza de pozos de agua. Ambos tienen el peligro de pro
vocar un arranque súbito del pozo con el consiguiente ries-
go para personas y entubado ( calentamiento rápido ), aunque
el primero más que el segundo.
En formaciones detríticas que puedan aportar are-
nas o finos , el pistón puede quedar bloqueado , con los con-
siguientes inconvenientes que esto puede comportar.
- Inyección-de_vapor de otro pozo geotérmico próximo. Se re-
presiona el pozo con vapor ( 300 psig, p.ej.) descargándolo
en forma rápida para liberar la presión y provocar el desa-
lojo de la columna de agua hasta que entre en producción.
Procedimiento extremadamente peligroso por provocar el ca-
lentamiento brusco de la tubería de producción.
Bombeo. La columna hidrostática puede achicarse por bombeo.
Es un método seguro pues permite regular los volúmenes ex-
traídos y , por tanto , controlar el calentamiento del pozo.
Sin embargo , el método es limitativo por la profundidad a
la que puede operarse.
- Inecci6n de aire. Es el método más utilizado. Se suele em
plear una tubería de 2" de diámetro que se introduce en el
pozo 100-120 m por debajo del nivel del agua. Tiene dos va
riantes:
a) Utilizando un compresor de 250 cfm se introduce
aire a 150 psig por medio de la tuberia de 2" pira burbujearlo en el agua con el fin de aligerar
la columna hidrostática y en forma paulatina ir
66.
achicando el pozo. En esta situación se vigila -
continuamente la temperatura del agua extraída -
para controlar el calentamiento de la tubería pro
ductora. La operación se prolonga hasta que el -
agua empieza a fluir espontáneamente y a partir -
de este momento se controla el flujo por medio de
la purga y válvula de regulación, a criterio del
operador.
b) Empleando el mismo equipo, se introduce aire por
el anular, desplazando la columna hidrostática -
por el interior de la columna de 2".
3.5.3. Fase de calentamiento .
Encadenado lógicamente al período de estimulación,
prosigue lo que se denomina fase de calentamiento, que consis
te en elevar la presión y la temperatura, tanto en la cabeza
del pozo como a lo largo del mismo. Este incremento se lleva
hasta alcanzar la presión que probablemente se obtenga al des
cargar por cono de 3" de diámetro.
El período de calentamiento se inicia con el flu-
jo espontáneo de fluído del pozo que, como ya se ha dicho, -
es a través de una purga provista de una válvula de regula-
ción que permite limitar el gasto (fig. 22). El caudal se va
aumentando progresivamente, siempre con la válvula principal
cerrada. Esta operación se hace lentamente (fig. 21) y la --
idea básica es dar oportunidad para que el calentamiento se
propague a la tubería intermedia, a la superficial, al con-
ductor cuando existe y si es posible calentar las formacio-
nes que circundan al pozo. Las medidas se hacen con el Kus-
67.
ter-Amerada hasta fondo de pozo y se repiten cada 3-4 dias --hasta el total calentamiento de la columna (nunca menos de 20-30 días en campos de vapor húmedo ) que es cuando se abre laválvula principal.
Es conveniente instalar en el árbol de válvulas -
una línea de descarga de 2" de diámetro con una longitud ade-
cuada para que su extremo quede a la orilla de la plataforma
en la que está construído el pozo . En el extremo de esta tube
ría se colocan cuatro ramas, una de jb" de diámetro, otra de -
1" y una tercera de 2", todas provistas de una válvula de con
trol y manómetro diferencial, y finalmente una cuarta línea -
que irá a conectarse a un muestreador de arena ( fig. 22) en -
caso de que el yacimiento esté en sedimentario , como es el ca
so de Cerro Prieto, por ejemplo.
Inicialmente se deriva y descarga el flujo por la
línea de k pulg. diam ., ya que es fácil controlar los volúme-
nes pequeños . Indudablemente ésta puede ser la etapa decisiva
para regular el calentamiento adecuado del sistema. El método
seguido para determinar el volumen de flujo de agua al ini-
ciarse el calentamiento , se basa en experiencias y observacio
nes realizadas en los pozos de Cerro Prieto, que han determi-
nado un gasto tal , que permita el desplazamiento por lo menos
en dos días , del volumen total del agua contenida en toda la
columna del pozo, dando aproximadamente 9 litros/min. Habién-
dose cumplido lo anterior se incrementa la descarga hasta ob-
tener un aumento de la presión en la cabeza del pozo, de 2 kg
/cm2/dia hasta abrir totalmente la válvula de k pulg . diam.;
proseguirá la apertura aproximadamente con el mismo incremen-
to de presión hasta abrir la válvula de 1 pulg. diam . y final
68.
mente la de 2 puig. diam . ( fig. 23).
El límite final de presión dependerá del comporta-
miento de cada pozo y de las distintas observaciones en la su
perficie y en el subsuelo. Los factores que harán variar di-
cha condición serán ( 1) la terminación del pozo, ( 2) la tempe
ratura del yacimiento y su presión , ( 3) la dilatación de las
tuberías (fig. 24 ), y (4) la composición química del agua pro
ducida. Con toda esta información se normará el criterio de -
la apertura final.
Se analizarán muestras de agua descargada; con el
auxilio del muestreador de arena deberá vigilarse el porcen-
taje, clase y tipo de arena arrojada ( fig. 22 D) en caso de -
que el almacén sea sedimentario.
3.5.4. Desarrollo del pozo .
En esta etapa el pozo se descarga por un diámetro
restringido , que se va incrementando hasta llegar al diáme
tro total de producción. El objetivo es que arroje todos los
materiales y substancias que se emplearon en la perforación,
ripios asentados en el fondo, la arena del yacimiento, evi-
tando así que al conectarlo al separador y sistema colector -
de vapor , pudiera dañar las instalaciones superficiales y tur
binas de la planta.
En una de las descargas laterales de 6" diam. del
árbol de navidad, provista de bridas adecuadas , se instalan
orificios de diámetros variables. Sobre la válvula de opera-
ción se instalan en forma oportuna una serie de conos también
con diámetros variables y equivalentes a los orificios (3,4,
69.ROeO • t♦Mrq ♦t0 " ti00D OI lI11♦.q LO
O ti
f w
N wO
Figura 23. Control de la presión de descarga de un pozoen el período de calentamiento y desarrollo. "�( IcY►oY (Y »ol•s
/[Y1000 N fJltrrt•rr [ YIO ►[OIOOO O[ R$ NeJ.p
y rt
� 11yJy
71
11
f I
Figura 24. Dilatación de la tubería de producción y anclajedetectada en la superficie durante los períodos de calenta-ee De» » miento y desarrollo del pozo.
"/1 - ARENA CEMENTADA
��-ARENA POCO CEMENTA
e% "C" - POZOS CON ROTURAAl 1U)W 1.00 a a.. 1 11
WO
O
0.1DJ
la 1 15
11 MZ
111 LW I
ItQ 0.01
2W
111 1 N.Q
WQ 0.00
ít°
0.0001O 10 20 30 40 50 80 70 80 90
T I E M P O E N H O R A S
Figura 25_Porciento de arena en la descarga de los pozos, con respecto a la apertura durante el período de desarrollo.
70.
5,6, y 7 pulg . diam.). Normalmente se inicia el desarrollo -
instalando un cono sobre la válvula de operación y el orifi-
cio de 3 pulg. diam. en la descarga lateral (fig. 22, A y C).
Cuando ya el pozo está caliente fluyendo por purga
de 2 pul. diam ., se abre la válvula de operación y así el po-
zo descargará verticalmente a la atmósfera, por el cono de 3
pulg. diam . En este momento se inicia el muestreo de arena y
la recolección, dentro de lo posible, de partículas sólidas -
que arroje el pozo. Es común obtener pequeños fragmentos de -
areniscas, lutitas, restos de cemento, etc.
El agua arrojada comunmente es de color oscuro de-
bido a los resíduos del lodo de perforación , que muy segura-
mente invadió el yacimiento . La presión tiende a elevarse de
50 a 120 psig , sobre la presión a la que se había llegado con
la línea de purga y ésto en los primeros minutos; enseguida -
la presión tiende a bajar y estabilizarse de acuerdo a la ca-
pacidad del pozo. El porcentaje de arena llega, en el caso de
Cerro Prieto , por ejemplo , a 0,0003% permaneciendo así 3 ho-
ras como mínimo para observar cualquier incremento de arena,
antes de hacer otro cambio en el diámetro de descarga.
Habiéndose confirmado la estabilización del porcen
taje de arena (fig. 25 ) se hace en forma simultánea y con su-
mo cuidado el cambio del flujo vertical a la línea lateral, -
cerrando con suma lentitud la válvula superior en la que es-
tá apoyado el cono y con el mismo cuidado y ritmo se abre la
válvula lateral, en la que está conectada la línea de descar
ga. La forma de vigilar la operación es por medio del manóme
tro de presión, que se cuida para evitar variaciones en la -
71.
presión de descarga , ya que de haber éstas podría romper la -
estabilización lograda y tal vez arrojar arena.
Cerrada la descarga vertical , se cambia el cono -
instalado por uno de 4 pulg. diam. Hecha esta operación se in
vierte el procedimiento para descargar el pozo en forma vertí
cal nuevamente . Se hace el cambio del orificio de 3 pulg.diam.
por uno de 4 pulg. diam. en la línea de descarga lateral.
El tiempo que permanece la descarga vertical por -
cono de 4 pulg, diam. es de 20 hr. aproximadamente . En forma -
sucesiva se opera para los cambios posteriores de conos y ori
ficios , hasta llegar al máximo diámetro de descarga, que co-
munmente es de 7 pulg . diam. En condiciones normales, toda la
operación requiere de 3 a 7 dias . Por los cambios de conos --
disminuye la presión en la cabeza (fig. 23) y la elongación -
de las tuberías ( fig. 24).
3.6. MEDIDA DE LOS PARAMETROS DEL FLUIDO PRODUCIDO Y CONTROL
DE LAS INSTALACIONES.
Una vez el pozo descargando normalmente, se miden
los parámetros característicos del fluido endógeno producido.
En la fig. 26 se ilustra el esquema típico de situación de -
los dispositivos de medida en el caso más complicado, es de-
cir, en caso de vapor hiimedo ( flujo bifásico).
3.6.1. Presión .
Después de que el pozo queda totalmente construi-
do y lavado, se deja en observación durante un lapso que no
SILENCIADOR
F
,c-1 orificio
ú C calibrado D
A E
H
l�l--1
3m. 3,5 m. 5,5m. 2m.
A,B,C,Q- Tomos de temperatura
E,F,G-_Puntos de muestreoH,¡ - Manómetros
J- Manómetro diferencial
Fig. 26.- Emplazamiento de los manómetros, termómetros y puntos de muestreo en boca de pozopara calcular los parámetros de producción.
73.
debe ser menor de 30 dias, pero principalmente este período -
estará condicionado a la evolución de la temperatura, y nivel
estático del agua, que por medio de registros adecuados se de
tectan hasta el momento en que el pozo fluye o se estimula y
a partir de este momento , como ya se indicó, hay un control a
juicio del operador. Si la evolución del pozo ha sido normal,
conservando sus condiciones constructivas satisfactorias, la
presión, al descargarse por diámetros restringidos, se eleva-
rá en forma continua y obedeciendo siempre a la apertura o --
cierre de la válvula instalada en la purga. Cuando se opera -
con diámetros mayores (2 pulg. diam. de descarga), al incre-
mentarlos, la presión tiende a disminuir y estabilizarse rápi
damente sin fluctuaciones o variaciones marcadas(5 a 10 psig)
Este comportamiento deberá siempre conservarse hasta la total
apertura del pozo por el diámetro máximo (fig. 27 A).
Si durante la etapa de observación, estimulación o
calentamiento y desarrollo, la tubería de producción se frac-
tura, comunicándose el interior del pozo con el terreno, la -
presión registrada en la cabeza es fluctuante y cíclica, con
variaciones en la misma (de 50 a 80 psig). Estas variaciones
dependerán de la cantidad o tamaño de las fracturas de la tu-
bería, así como la profundidad de las mismas , siendo menor el
rango de variación a mayor profundidad (fig. 27 B).
3.6.2. Temperatura .
El registro de temperatura en un pozo normal, que
se mantiene fluyendo por lo menos 72 hr, cerrándose después,
mostrará una curva con incremento paulatino hacia el fondo y
con los máximos valores registrados, coincidentes, con los -
estratos productores.
74:
�a looo
JI• Ñ 900
(A) POZO NORMAL
W 16.J
800
4 Ñ 700
mJ 12 Q 600
W V tO r0+
W
500 t E. Ni
81 o 400
6 300
ú . zoo 'o � I
¢ lao
0 0
70 1000
a le 900J { (B) POZO CON ROTURA04 16+ O_ 800W J1
1
14 T Q 700 -� I C
J 2+
600
ó Io 500_ z IY C
W400
PoInÑ
6d 300
4 200 - r+r aJ
O Ñ2 W 100 .1. L
o aO $ 10 t5 20 25 30 35 40 45 50
T 1 E M P 0 E N H O R A S
Fig. 27
Gráfica de comportamiento de presión e índice Na/K con respecto a la apertura de descarga de un pozo normal(A) y un pozo con rotura en su tubería de producción (B).
75.
Cuando un pozo .. se descarga por purga de diámetros
pequeños , el registro de temperatura tiene un incremento nor-
mal dentro de la tubería ciega y un incremento marcado enfren
te del liner ranurado , coincidente con el yacimiento.
Por lo contrario , el registro de temperatura en un
pozo con las mismas condiciones de flujo anteriormente mencio
nadas, pero que tenga una fractura en la tubería de producción
dará un registro con un incremento súbito de la temperatura,
en la zona de dicha fractura, cuando está comunicada a las --
formaciones del terreno vecino . Esta situación es debido al -
escape de fluido térmico a las formaciones; abajo de dicha zo
na los valores en el registro regresarán al incremento normal
para que en la zona de producción aumenten.
En el registro de temperatura aparecerán tantos in
crementos bruscos de la misma como fracturas pueda haber en -
la tubería de producción . Es muy importante hacer una discri-
minación cuidadosa , para no confundir dichas anomalías térmi-
cas con estratos calientes del yacimiento ( fig. 28 ). Cuando -
la fractura está vecina a la zona productora el registro de-
tectará un marcado quiebre en el incremento normal de tempera
tura, comunmente descenso de la misma y ocasionalmente aumen-
to frente a dicho punto ( fig. 29).
3.6.3. Entalpía .
Las medidas de entalpía de fluidos monofásicos o -
de vapor sobrecalentado en cabeza de pozo son relativamente -
simples con los calorímetros comerciales utilizados normalmen
te en las centrales térmicas o nucleares.
76.
M- 38 T E M PE R A T U R A E N °C0 100 200 300
T.R. 0 406 mm.( 16) M-40
100--
T. R. 0 298.5 mm. 200-
300-
ROTURA
S5
400-
T. R.Q219.Imm.ROT U R
(e S/9")J-S5500
vi
E 600-
700-w
G 800
- 90017
z1000
IL
O 11001 11 1 T.R.Q 139.7mm.
1 1a
12001 11 11 11 1
�--� 1300
1400
Figura 28. Detección de roturas de tubería por medio de registros de temperatura en pozo cerrado después de un tiempo
de haber fluido un tiempo determinado.
77.
M- 1 3 T E M P E R A T U R A E N °C0 100 200 300
T.R.0406mm.#00-iJ -S5
200
T. R. 0 298.5 m m,si 3A-) J-55
4 00T.R.Q193.7mm.(7 5/8') i-55
500
E 6000
ROTURA700-
800-ROTURA
T.R.#219.Imm.
9 00--
i Z 1000
1 LLI t
1 0 ¡100
1 t1 t11 ¡20011 ,
1300
1400
Figura 21. Detección de rotura de tubería por medio de registros de temperatura en pozo con flujo a la superficie.
78.
La entalpía de los fluidos geotérmicos monofásicos
líquidos se registra simplemente con un termómetro, dado que
su caudal es conocido.
La entalpía del vapor saturado o sobrecalentado se
mide con los calorímetros de estrangulación convencionales, -
provistos de un aislamiento adecuado . Hay que tener también
precaución en aislar igualmente las tuberías de conducción y
los puntos de toma de fluido geotérmico.
Por el contrario , en el momento actual no existe -
ningún calorímetro fiable para medir la entalpía de fluidos -
geotérmicos multifásicos . El Laurence Berkeley Laboratory de
California está trabajando al respecto. La única metodología
válida para medir la entalpía de estos fluidos consiste en -
instalar un separador agua-vapor en cabeza de pozo y medir -
por separado la entalpía de ambas fases. Por regla general, -
esta operación no es posible llevarla a cabo al inicio del -
desarrollo de un campo geotérmico.
3.6.3.1. Medida de la entalpía del vapor de agua
En un recipiente de 5 m3 (fig. 30) parcialmente -
lleno de agua a la temperatura t0, se hace burbujear el vapor
geotérmico por la válvula de 2" a través de una tubería de 5
a 10 m de longitud.
79.
•
�
Tobera cilindrica
Tomade presión
Válvula 6°
Válvula 2" Válvula 2°Tuberia de 5 a 10 m . de longitud
Recipiente de
Fig.30.- Dispositivo para medir la entalpía del vapor de agua.
80.
sean:
x = calidad del vapor en cabeza de pozo (contenido de hume-
dad; 1= vapor seco; o= agua)
te=temperatura del vapor en cabeza de pozo
Vo= volumen inicial de agua contenida en el recipiente
t0= temperatura inicial del agua contenida en el recipiente
Vf volumen final después del burbujeo del vapor en el reci-
piente.
tf= temperatura final del agua del recipiente'
H = entalpia del fluido geotérmico
Para 1 gr de mezcla de vapor, la entalpia Hx vale:
Hx e=_ x Lv+q'
donde:
Lv = calor latente de vaporización, calculable por la fórmula
de Regnault;
Lv = 606,5 - 0,695 t, siendo t = temperatura en °-C.
El error de esta fórmula es:
< 2% a °C
<1% entre 30 °- y 190°-C
.--10% hacia 2702 C
q' = cantidad de calor suministrada por el agua desde te a 02 C
En consecuencia:
81.
V0 (tf-t0) (Vf-Vo ) ( te-tf) (1 -x)+ x(Vf-V0)Lv + x(Vf-Vo ) ( te-tf)
Vo(tf-to )= (Vf-V0 )( te-tf )-(Vf-V0 )( te-tf ) x + x(Vf -V0)Lv +
+ x(Vf-Vo )(te_tf)
Vo(tf-to )= (Vf-Vo )( te-tf ) + x(Vf-vo)Lv
Vo(tf -to)= (Vf-Vo)te - (Vf-Vo)tf + x(Vf-Vo) Lv
V0 (tf-to) + (Vf-V0)tf= ( Vf-V0)te + x(Vf -Vo) Lv = H
de donde :
íH = Vf tf - Voto
3.6.3.2. Medida de la entalpía de un fluido bifásico.
Dado que no existe todavía un método de medida sim
ple y eficaz para medir la entalpía de fluidos geotérmicos bi
fásicos , se está obligado por el momento a calcularla por mé-
todos indirectos.
Para determinar el caudal de un pozo geotérmico -
que produce una mezcla de agua y vapor, es indispensable cono
cer la entalpía de este fluído mixto así como determinar con
precisión la entalpía de estancamiento , es decir, la entalpía
del fluido justo antes del orificio calibrado empleado para -
medir el caudal ( fig. 26)
Esta entalpía de estancamiento se determina en fun
ción de la presión crítica medida en el borde extremo de la -
tubería. Se define la presión crítica (critical lip pressure)
82.
como la presión en el borde de la tubería cuando el fluido -
geotérmico en producción alcanza la velocidad del sonido. El
caudal de agua se mide en el vertedero situado a la salida -
del silenciador ( figs . 22, 31 y 32). Con el gráfico de Fauske
(fig. 33 ) se calcula la entalpía de estancamiento en función
de los dos parámetros referidos ( presión crítica y caudal de
agua).
Uno de los métodos de cálculo de caudales en pozos
con flujo bifásico por el sistema de RusselJ ames da también
la entalpía de estancamiento , pero el método de Fauske suele
ser más exacto.
3.6.4. Cálculo de las boquillas muestreadoras de vapor (Comi-
sión Federal de Electricidad . México).
Durante la etapa de producción, los fluídos pasan
a través de un silenciador vertical o de un separador centrí-
fugo tipo Webre, donde la mezcla se separa en agua y vapor se
co. Este vapor que proviene de los separadores debe tener -
ciertas características físicas como son bajo contenido de -
humedad y cierta presión y temperatura. Para controlar estas
características es necesario recolectar muestras de vapor y -
agua separada para determinar el contenido de humedad y el -
porcentaje de gases incondensables que tiene el vapor separa-
do. La fig. 34 esquematiza las operaciones de separación y -
análisis.
Para que la muestra de vapor separado sea represen
tativa se usan boquillas que se colocan en posición perpendi-
cular del flujo a través de la línea de vapor ( fig. 35).
- 83.7.
\ ,
la
ARBOL DE VALVULASSILENCIADORé�- o
1 CANAL VERTEDERO -13 4
POZOT
_. 1
ZONAPRODUCTORA
-. 2
1._ESTRATOS PRODUCTORES e.-LINEA DE DESCARGA DE VAPOR SEPARADO2._TUSERIA RAMURAOA O-AGUA SEPARADA t. LA PRESION DE SEFARACION
S._TUSERIA DE PRODUCCION IO._VALVULA DE REOULACION DE AGUA SEPARADA
4._TU6ERIA CONDUCTORA11._DERIVACION PARA AGUA SEPARADA
6._CONTRAPnZO12.-SILENCIADOR DOBLE VERTICAL13.-AGUA SEPARADA A LA PRESION ATMOSFERICA
0._VALVULA MAESTRA 14._VERTEDOR PARA MEDICION DEL A3UA SEPARADA7._SEPARADOR CENTRIFUGO DES4"0 15._ORIPICIO PARA MLDICION DE VAPOR SEPARADO
1500 000 Kg/hDE CAPACIDAD(MEZCLAI IO.,INDICADOR DEL NIVEL DE AGUA FN PL. SEPARADOR
IBKp/cm2 17.-COLUMNA DINERENCIAL
Fig.31.- Terminación e instalaciones superficiales de un pozogeotérmico (C.F.E., Los Azufres, México)
84.
oG.a
Tuper̀ �ePrcducclóq
DRENAJE
TUBO DE ACEROVERTEDERO PARA
NIVEL DEL SUELO �I I I MEDIR EL CAUDAL
yo, DE AGUA.
rw ; �it7
Fig. 32.- Doble silenciador para pozos geotérmicos que producenflujo bifásico.
85.700-
600-
-500-
400-E
-
Cl PRESION CRITICA(psio)
e 150
300- 10080
6050
40200-
3025
20
100 14.7
0 1 1400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300
ENTALPIA DE ESTANCAMIENTO Ho
( BTU/Ibm)
Fig.33 .- Gráfico de Fauske para el cálculo de la entalpia delfluido geotérmico en función de la presión critica ydel caudal de, agua en el vertedero.
POZO
SEPARADOR AGUA/VAPORAGUA VAPOR
PRESIONENTALPIA
CONDENSADOR CONDENSADOR
GAS TOTAL+ CONDENSADO
SEPARADOR GAS/VAPOR
TEMPERATURA VAPOR CONDENSADOCONDENSADO
GASPH
ANALISIS QUIMICO RELACION VAPOR/GASSiOsHa - O'*
COt(• SrCls " NH y OH ) TEMPERATURAH:S(4Cd Cls) PH GASESNH5(+ ácido) ANALISIS QUIMICO C-14
SOi (+formaldehido) Hs-014C-14 COsyH:S disueltosHs NHs
GASES DISUELTOSHsC14
Fig. 34 - Diagrama de la metodología de muestreo en un pozo con fluido bifásico . 00
87.
El diseño de estas boquillas depende de diversos -
factores : su tamaño, posición, y el sistema de condensación y
recolección de la muestra empleada ( fig. 36). Las dos premi-
sas que se deben cumplir para el diseño de las boquillas son:
- la relación entre los flujos y las áreas de los
tubos deben ser constantes , tanto para la boquilla como para
la línea de vapor.
áreas orificios flujo de la muestraárea línea vapor flujo de vapor
- definir el flujo requerido para la recolección
de la muestra.
Estas premisas son interdependientes, ya que el -
flujo de la muestra es función de las áreas de la línea de -
vapor y de los orificios de la boquilla, por lo tanto es nece
sario fijar uno de los parámetros.
También se debe considerar que la boquilla muestrea
dora se debe diseñar para valores máximos y mínimos de flujo,
porque si el flujo se ajusta mediante una válvula, el vapor -
separado se sobrecalienta, pudiéndose provocar un "flashing"
y los contenidos de humedad serían erróneos . Para evitar estos
errores y cumplir con un muestreo isocinético aún con varia-
ciones de presión y flujo, es necesario que se seleccionen -
los orificios de la boquilla , que permitan mantener constante
la siguiente relación.
flujo de vapor flujo de muestraárea línea de vapor área de los orificios
88.
Di
Flujo
muestra ° ° °
Fig. 35.- Posición de la boquilla para muestreos de vapory gases en lineas de vapor separado (C.F.E. México)
FIG.36EQUIPO DE MUESTREO DE CONDENSADOS Y GASESINCONDENSABLES EN LINEAS DE VAPORtC.F.E. Los Azufres-México)
SEPARADOR TIPOWÓr•
CONCENTRADOR
1LINEA DE VÁPOR
GASES
CONDENSADOR
co
CONDENSADO
90.
2000
1000
800
'`6
-.600oor
400j1a
- / *"01� 1 , 1
0oor
200ac
W
ó 100 •
$o
60
40
20
.100 200 400 600 800 1000
PRESION DEL VAPOR. Psi
Fig. 37.- Relaciones de flujo a través de orificios a diferentes
presiones (C.F.E. México)
91.
Si se conoce el diámetro de la línea de vapor y -
la presión de operación, se puede determinar el valor del flu
jo de vapor ( fig. 37).
La proporción entre los flujos máximo y mínimo de
vapor es de 6:1 (de 65 a 15 Tm/h), de tal manera que si se -
considera un flujo máximo de muestra de 100 lbs /h, el mínimo
será de 20 lbs/h aproximadamente. Las presiones de operación
para estos flujos varian de 125 a 95 psi para orificios de -
9/64" a 1/16" respectivamente.
Para calcular el área total de los orificios de la
boquilla se usa la ecuación:
ja = Af/F
F = flujo a través de la línea de vapor ( lbs/h)
f = flujo de muestra extraída ( lbs/h)
A = área transversal de la tubería de vapor (pulg2)
a = área total de los orificios de la boquilla ( pulg2)
El número de orificios de la boquilla muestreadora
se selecciona de acuerdo con el diámetro interno ( D.) en la lí-
nea de vapor (normas ASTM):
D. (pulgadas ) NQ orific . boquilla
2 - 6 4
6 - 12 . 6
>12 8
La posición de los orificios en la boquilla mues-
treadora se determina mediante la fórmula:
92.
r1 = (Di/2 ) ( 1/N)
r2 = (Di/2) (3/N)
r3 = (Di/2) (5/N)
donde :
r1-r2-r3 = posiciones de los orificios en la boquilla (fig.35)
N = manero de orificios de la boquilla
D.= diámetro interno de la linea de vapor
El diámetro de los orificios de la boquilla mues-
treadora se calcula mediante la fórmula:
d = (a/0,785 N)
d = diámetro de los orificios en pulgadas
a = área total de los orificios en pulg.2
N = número de orificios
Por último , para seleccionar el diámetro del tubo
de la boquilla se utiliza la siguiente ecuación:
b = (3a/1,5708)
b = diámetro del tubo muestreador en pulg.
a = área total de los orificios en pulg.2
Según las normas ASTM D-1066 se recomienda para -
la boquilla muestreadora el tubo de acero inoxidable tipo 40
o materiales no corrosivos que puedan provocar contamir►ación
a la muestra.
93.
3.6.5. Muestreo de gases incondensables. Relación gas-vapor
3.6.5.1. Método mexicano
En las figs . 38 y 39 se indica . el sistema de flujo
que siguen los fluidos del pozo para separar de ellos el gas,
el vapor y el agua, según se lleva a cabo en el campo de Los
Azufres (México).
La operación con este equipo se efectúa del modo -
siguiente:
- Se llena con agua el condensador y se procede a abrir la -
válvula A manteniendo cerradas las válvulas B y C.
- Se purga el equipo para evitar contaminación del aire atmos
férico, descargando los gases y el condensado por las válvu
las B y C.
- Se cierran las válvulas B y C. En el separador de gases de-
be mantenerse un nivel de condensado para evitar la salida
de gases por el dren del condensador . Se comienza la opera-
ción dejando que se acumule el condensado y los gases, de -
manera que la presión del separador sea igual a la presión
de la línea.
- Se descarga el condensado y se mide en una probeta . A conti
nuación se descarga el gas por la válvula B.en una cámara -
de teflón y se mide su volumen por desplazamiento con agua
en una probeta.
- Se cierran las válvulas A. B y C para evitar contaminación
con aire y se termina la operación.
La muestra de gases incondensables pasa al labora
torio para su cromatografía.
í i i { i 1 k 1 i I ! i ( i
8
5
U7 4
98
I 8 3
10
II
1 - Cabezal de pozo 7 - Descarga de condensado
2 - Separador 8 - Manómetros3 - Placa de orificio 9 - Termómetros4 - Condensador 10 - Linea al silenciador
5 - Separador de gases 11 - Vertedero del separador6 - Toma de muestras de gases
Fig. 38.- Diagrama de flujo para recolección de gases no condensables (C.F.E. Los Azufres, Méx).
i f i � 1 # ! 1 i � i
' 3/8"0 4CONDENSADOR 3
i BGASES
I 23 3
3/8" 0A
3/8"0
LINEA DE VAPOR SEPARADOR DE
6 GASES
CONDENSADO
I.-MANOMETRO 4 CAMARA DE RECOLECCION DE GAS
2.-7ERMOMETRO -55.-NIVEL DE AGUA
3.-VALVULAS
Fig.39.- Equipo de recolección de gases para pozos geotérmicos (C.F.E., México).a
96.
La relación gas-vapor se calcula de la siguiente
manera:
PL = Presión de línea (psia)
TL = Temperatura de línea (°-K)
Mc= Masa de condensado (kg)
Mg = Masa de gas (kg)
Densidad del gas (kg/m
ev= Densidad del vapor (kg/m3)
Ve = volumen específico del vapor
Vv = volumen vapor (lts)
Vg = volumen gas (lts) a la P y T del lugar de muestreo
V* = volumen gas corregido a la P y T de la líneag
Gv = gasto de vapor (Tm/h)
Gg = gasto de gas (Tm/h)
Gm = gasto masa total producción (Tm/h)
PMA = peso molecular aparente del gas
Datos de partida: PL, TL, Mc, Mg, Pg, Vv' Vg' PvVv =
Mc(m3) a la presión y temperatura de la línea
PvV . TL . Patm (10,6)
= SVg Tatm . PL (lts)
Volumen total VT = Vv +Vg
(lts)
V7o vol gas: V7o = V x 100
T
Mg = rg Vg (kg)
Masa total MT = Mg + Mc (kg)
M7o peso de gas P(70) = x 100
97.
Para relacionar con los datos de producción se pro
cede del modo siguiente:
G V . V ( /0)
v )V = v (m3) V = v(m3
v g loo
La masa de gases contenida en el volumen Vv de va-
por en producción será:
Mg = Pg . Vg (kg/h)
3.6.5.2. Método empírico.
El porcentaje de gases incondensables puede calcu-
larse también por el método de RussellJames (3.7.1.2)
/o gases 18 P1+44P
gas
Ps= presión de saturación del vapor a la temperatura y pre-
sión de producción (psia)
pgas presión de saturación de los gases a la temperatura y
presión de producción (psia)
P = P - Pgas u s
Pu = presión antes del orificio calibrado de la línea hori-
zontal (psia)
3.6.6. Calidad del vapor. Contenido de humedad .
3.6.6.1. Método mexicano.
Durante el proceso de separación del fluido que -
98.
descarga en un pozo geotérmico, el vapor separado lleva con-
sigo gases incondensables , cuya metodología de medida ha sido
ya expuesta , pero también existe cierta humedad debida a efec
tos de la separación ciclónica utilizada . Para determinar la
pureza del vapor con respecto a la humedad , se efectuan prue-
bas químicas durante este proceso. Se recolectan muestras del
agua separada y del condensado de vapor, a las que se les de-
termina el contenido de Na+; relacionando ambos resultados se
determina la calidad del vapor.
El proceso de cálculo es el siguiente:
Para calcular el porcentaje de vapor seco, es nece
sarío conocer la concentración de Na+ en el agua separada a -
la presión de separación , basada en el contenido de Na+ en el
agua separada a la presión atmosférica:
D2 = D1 (1o - X)
D1 = concentración de Na+ en el agua separada, a presión at-
mosférica (ppm)
D2 = concentración de Na+ en el agua separada, a la presión
del separador (ppm)
X = fracción flasheada al cambio de presión (separador-atmós
fera) H2 - H1
siendo:
H2 = entalpia del agua a la presión del separador (psia) en
BTU/lb
H1 = entalpía del agua a la presión atmosférica ( 163,9 BTU/lb
p.ej. en Los Azufres)
o( = calor latente de vaporización del agua a la presión at-
mosférica ( 980,47 BTU/ lb p.ej. en Los Azufres).
99.
A continuación se calcula la humedad del vapor
Clh = 2
h = contenido de humedad del vapor separado
C1 = concentración del Na+ en el condensado del vapor (ppm)
D2 = concentración del Na+ en el agua separada a la presión
de separación.
Finalmente se calcula el porcentaje de calidad, -
es decir, el porcentaje de vapor seco que se produce en estas
condiciones de separación.
% calidad = (1-h) 100
Estas determinaciones , que se llevan a cabo con -
la misma periodicidad que las pruebas de mediciones superfi-
ciales , sirven para evaluar la eficiencia del equipo de sepa-
ración en los pozos geotérmicos.
3.6.6.2. Método Russell-James (3.7.1.2)
La calidad, o grado de humedad del fluido geotér-
mico puede también calcularse:
X =H0
Hf =H0
HfaC Hv-Hf
X = calidad del fluido geotérmico
H� entalpía de estancamiento ( BTU/lb). Entalpía del agua ca
liente antes del flashing.
Hf entalpía del fluido saturado ( BTU/lb). Entalpía del agua
residual después del flashing.
o( = calor latente de vaporización a la menor presión.
O = Hv - Hf
Hv = entalpía del vapor saturado (BTU/lb)
100.
3.6.6.3. Método de Fauske
Aplicando la gráfica (fig. 40 ) puede calcularse la
calidad del vapor en función de la presión crítica y del cau-
dal de agua en el vertedero.
3.6.7. Dilatación de tuberías .
Las tuberías de producción , anclaje o intermedia,
y superficial al calentarse se dilatan en sentido axial y ra-
dial.
Esta expansión se detecta en la superficie por una
elevación del árbol de válvulas , registrándose con todo cuida
do con un indicador y escala previamente instalados.
Durante el período de observación las tuberías --
prácticamente no denotan expansión longitudinal como máximo -
se han medido 6 mm por efecto térmico en Cerro Prieto, a tí-
tulo de ejemplo , al estabilizarse la temperatura en el pozo.
En el período de calentamiento la expansión es susceptible -
de controlarse simultáneamente con el control de la descarga,
hasta un máximo que debe coincidir con las condiciones pre-
vias a la apertura para su desarrollo . Esta elongación, si-
guiendo en el caso de Cerro Prieto , llega a un rango de 15 a
20 cm ( dependiendo de la construcción y sobre todo aditivos
químicos que se añadieron a la lechada para la cementación).
En el período de desarrollo al disminuir la presión en la ca
beza ( por ir aumentando el flujo en la descarga), el estira-
miento de las tuberías se reduce. La disminución total cuan-
do se termina el desarrollo es aproximadamente de 2 a 3 cm.
(fig. 24)
101.
700 _ 1 1 1 I__1 i _
600-
500-
a,N
0
U
0
400-wow
w PRESION CRITICA> (palo)J
w 300 150wa 100
80
0 6050--
a200-
40
302520
100 14.7
0.2 03 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0
CALIDAD DEL VAPOR (CONTENIDO DE HUMEDAD) X
1 = vapor seco0 = agua
Fig.40.- Gráfico de Fauske para el cálculo de la calidad delvapor de un fluido bifásico en función de la presióncritica y del caudal de agua en el vertedero.
102.
Si en el período.de observación se elonga más delpromedio normal habitual puede ser indicación de calentamiento anómalo y sobreelevación de presión, fuera de control, ypor lo tanto debe de inmediato investigarse la causa.
3.6.8. Expulsión de arena .
Dado que este fenómeno se da exclusivamente en elcampo de Cerro Prieto, dada su especial naturaleza litológi-ca, transcribimos literalmente las observaciones de DOMINGUEZy BERMEJO DE LA MORA ( 1975 ) referidas a este campo y a este -fenómeno:
"Es conveniente recordar que en concordancia a lacolumna litológica de nuestro campo, es posible que la arenaprovenga de dos fuentes: de las areniscas productoras o de -
las lentes arenosas intercaladas con arcillas plásticas que -
forman la cobertura del yacimiento ; podríamos considerar has-ta cierto punto normales , las provenientes de las areniscas,
más no las originadas en otras fuentes.
El comportamiento con respecto al porcentaje de -
arena, al ser descargado un pozo por conos u orificios, al -
iniciarse la apertura es en promedio 0,1% en masa , porcenta-
je que rápidamente disminuye , pero aumentará con los cambios
de los diámetros en la descarga (fig. 25 A). En aquellos po-
zos cuya arenisca productora es de una cementación pobre, la
variación del porcentaje de arena será como se indica (fig.
25 B).
Cuando el ademe de producción está roto en algún
punto de su columna y se descarga por un cono de 3 pulg.diam.
hay un arrastre de arena que fácilmente llega al 2% con varia
103.
clones cíclicas . Esto dependerá indudablemente de la cantidad
de roturas que tenga la tubería, así como de la profundidad de
las mismas . Acompañando a la arena ocasionalmente se han re-
gistrado coloraciones del agua, producidas por materiales ar
cillosos diluidos en ella y ocasionalmente partículas de ce-
mento (fig. 25 C)".
3.6.9. Registros de calibración y sellos .
Los registros de calibración de los diámetros de -
las tuberías de producción , deben controlarse periódicamente
pudiendo detectar diferentes tipos de señales . Si un pozo tie
ne incrustaciones se obtendrá un perfil cónico, si es un co-
lapso o fractura es probable detectar corrimientos laterales
en las paredes del tubo; lógicamente en el caso de la incrus
tación, será el cambio de diámetro mayor o menor en función -
del tiempo transcurrido , con el pozo fluyendo. En el caso de
colapsos o fracturas, el colapso será casi de inmediato e in
dependiente del tiempo transcurrido desde su apertura.
Cuando por un registro de calibración se detectan
irregularidades en los diámetros , será indispensable investi
gar la naturaleza de la obstrucción y la gravedad de la mis-
ma, incluyendo arenamientos en el pozo . Es posible que un co-
lapso o una fractura en la tubería de producción esté situada
enfrente a una tubería de ademe y no exista una comunicación
franca al terreno vacio. Por lo tanto los registros de tempe
ratura no detectan esta situación, pero sí los sellos de plo
mo, que proporcionarán la información necesaria para proyec-
tar los programas de reparación convenientes.
104.
3.7. MEDIDAS DE CAUDAL
Una vez que el pozo geotérmico . se ha calentado de-
bidamente y ha comenzado a producir a plena descarga, pueden
iniciarse las pruebas de medidas de caudal , en base a las pre
siones en cabeza de pozo, a fin de calcular su productividad.
El método normalmente empleado es el de Russell-
James mediante manómetros y orificios calibrados , que para pó
zos con vapor seco da buenos resultados y en caso de flujo bi
fásico suele tener un error del±
107..
Es indispensable fabricar lo más pronto posible un
separador agua/vapor tipo Webre para poder efectuar medidas -
exactas y simples en condiciones de operatividad: volumétri-
cas para el agua separada y mediante orificios calibrados pa-
ra el vapor seco (fig. 41 y 42). Las medidas con el método de
RussellJames y sus variantes son aproximativas . Las más idó-
neas son las efectuadas con el separador.
Durante este mismo periodo de puesta en producción
es necesario continuar midiendo la temperatura y la presión
con el Kuster y muestrear el fluido a fondo de pozo y en su-
perficie para tener medidas comparativas.
3.7.1. Pozos con flujo bifásico .
Antes de la instalación del separador , el caudal
bifásico puede estimarse por el método de RusselJ ames y -
sus variantes. Normalmente suelen emplearse dos o más de -
ellas con el fin de comparar resultados.
• MIJf bl I(INIIORI b ( I'►rl w /rIr/IYI
A .II.N WIf•II..aI ytlF�• $ 3f.•. .VII.f. JI..a. -
Q.,Ifl w A.lf • IIl1. /( I +%á�rÍ
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/. wO L J// r.NrwP! *.y// M m I NIN.aV f..N !r .rr+.+11' I�.Ii/r'NNM!
Fig. 41
---�/�+, �• EPARADOR AGUA- VAPOR
PARA UNA PRODUCCION
MAXIMA DE 350 Tm/hora óa_- oeTA��
z , O/x4 .� •.1 Y•nr1rF • Ir• w!n•rr
`•�� N r•�I•MI••I .rIN•h• • l1Ir1♦ ,••t1/
n 1 aMl r l.Jr�r_ �� (}./
! ruar ! w• a r. .•jil •. (res � T F7 O (\NJi` .1 • l ar••�•r.►h bina NH•
l� (� Y RSIIJI rl O n N O.• qN..• rrr•• ut•a.+
N•.r / ` 11I • •.d bN•Jn•. •aN •1• ! ♦«•rTa - '
• 1O
•1 •�`y Vrrrr Lrw •a � ,r •«
�'J 1 ,O v I Olfroal ►an
IIN� Jf••Kf .aT�.a ' . �..On N�Iw••r•11
Ce••arN•_.a!1�rr!• _ ____
n N.a
• � , � � fTOrrs .
�! .ur n•y alcas wrl ►• J-aaN ... IM1 p fw••!•KMIp A•Tr1 '� ���, Nlf� •..•.•u u..�/. JN l IM II •y •1 ,h•••• ✓I•a• J • •a•rIN
•/T/ vM.Jf !A•N N /A /•f.fw•.7 rH IV .K►w,1I/N.AIIIr«R
f..d.},�. I '• Fig. 42
SEPARADOR AGUA-VAPOR
PARA UNA PRODUCCION
R MAXIMA DE 600 Tm/hora
DE TAC 1'INTt•NCMA11 *Atole
107.
Inicialmente, y para tener una idea ¡del potencialproductivo, existe un método de ensayo de producción vertical
(RussellJames A) que indica el potencial.en MW.
En base a este resultado ya puede procederse a la
instalación de la tubería de producción horizontal con orifi-
cio calibrado, con uno o varios silenciadores y un vertedero
para medir la producción de agua. De este modo podrán calcu-
larse los caudales de agua y vapor y la calidad y porcentaje
de gases no condensables (Russell-James B).
3.7.1.1. Método RussellJ ames A.
Con una instalación como la esquematizada en la -
fig. 43 puede medirse el orden de magnitud de la productivi-
dad del pozo con fluido bifásico. La única condición es que
el flujo sea crítico, es decir a velocidad sónica, lo cual -
puede conseguirse jugando sobre el diámetro interior de la -
tubería de producción.
La fórmula empírica para el cálculo de la produc-
tividad eléctrica del pozo en MW es:
=0,96
d, 2i
(e) Pc 11 92
PC= presión crítica absoluta en el extremo de la tubería
(bars)
d. = diámetro interior de la tubería (cm).
o bien en unidade s inglesas:
0,96 i 2¡MW (e) Pc (rT94)d =i
pulgadas
PC = psia
108.
Presfón critica (PC)
Tuberia de producción
/ Presión en cabeza de pozo ( P)
MEDIDA DEL CAUDAL CON PRODUCCION VERTICAL
N I
Tubería de produccióndi
0.25 Dia.
INSTALACION DEL MANOMETRO PARA MEDIR LA PRESION CRITICA
EN EL BORDE DE LA TUBERIA DE PRODUCCION VERTICAL U HORIZONTAL
Fig. 43.- Instalación para el primer cálculo de producción de unpozo con flujo bifásico (Russell-James A)
109.
Estas fórmulas derivan de la ecuación (*) del
apartado 3.7.1.2 . teniendo en cuenta que: 1MW térmico =
3,412 . 106 BTU/h, la eficiencia térmica.del paso a electri-
cidad es del 10% ( 1 MWe = 0,10 MWt ) para vapor húmedo y que
la entalpía del sistema está entre 400 y 600 BTU/lb (± 2 % -
de error).
3.7.1.2. Método Russell-James B.
Si se dispone de una tubería horizontal con un -
orificio de producción calibrado (figs. 26 y 44) y se insta-
la un manómetro en el borde de la tubería de producción como
indican las figs. 22B , 43 y 44, con un silenciador y su co-
rrespondiente vertedero , puede calcularse el caudal total, -
la entalpía de estancamiento del fluido mixto, el porcentaje
de gas y la calidad del vapor (humedad).
El método da cifras aproximadas, pero permite cal
cular el separador definitivo que, a su vez, será el que -
conducirá a medidas precisas.
A pesar de haber sido expuestos algunos de estos
métodos por separado en el capítulo precedente, se resumen -
aquí de nuevo a título de formulario práctico:
- Cálculo del orificio calibrado:
En la fig. 44 se esquematiza la instalación a rea
lizar. El diámetro del orificio debe ser:
do = díametro del orificio (pulg.)1,4 di d = diámetro interior del tubo de
do Po 0,48 i descarga ( pulgadas)
FPCPo = presión (psia)PC = presión crítica (psia)
110.
do•Didmetro interior del orificio
Qi P
válvula
dc biametro interior de la lineo de descargo
Pw
P. C en el orificio Pr
1,4 de(
Fig. 44.- Instalación y cálculo del orificio calibrado
para pruebas de producción con flujo sónico.
111.
Entalpía de estancamiento:
Emplear el gráfico de Fauske ( fig. 33 ) en función
de la presión crítica absoluta (Pc) y el caudal de agua del
vertedero del silenciador.
- Porcenta1e -de-gases no condensables:
Este parámetro esencial en el diseño de la planta
geotérmica viene dado por la ecuación:
gases 18 P1+
44 Pgas
Ps= presión de saturación del vapor a la temperatura y presión
de producción (psia)
Pgas presión de saturación de los gases a la temperatura y
presión de producción ( psia).
P = P - Pgas u s
Pu= presión antes del orificio calibrado (psia)
Otro método de cálculo es el ya referido en el -
apartado 3.6.5.
- Calidad del vapor (contenido de humedad):
La calidad, o grado de humedad del fluido geotérmi
co puede calcularse mediante la expresión:
112.
X= Ho -Hf = Ho -Hfof Hv-Hf
X = calidad del fluido geotérmico
H0= entalpia de estancamiento (BTU/lb)
Hf entalpia del fluido saturado (BTU/lb)ol= calor latente específico de vaporización (BTU/ib)
v- Hf
HT= entalpía del vapor saturado (BTU/lb)
No obstante, resulta más simple la aplicación direc
ta de la gráfica de Fauske que permite calcular la calidad del
vapor en función de la presión crítica y el caudal de agua en
el vertedero (fig. 40).
- Caudal total PorPresióncrítica:------------- -- ------
La fórmula básica que relaciona el caudal, ental-
pía y presión crítica es
11.400 P 0,96Q = c
1,102H0
siendo:
Q = caudal en lb/ft2.sec por unidad de área de descarga
PC= presión crítica (psia)
H0
entalpía (BTU/lb)
El flujo calorífico específico vale, por tanto:
P 0,96
Q H (BTU/ft2.sec) = 11.4000
,102
o
H0
Si el diámetro interno del tubo de descarga donde
se halla instalado el manómetro de presión crítica es di (en
113.
pulgadas),_ el flujo calorífico en BTU/h vale:
2 p0,96QHo 11 602= H 19 6 d2 = 11400 c 19,6 d2
(112 QH1 0,102H
p 0,96 d 2223440 c i
0,102 �(*)H
L- --- - -- - -C--- -- - --- --�
y el caudal total (lb/h)
P 0,96 d2
Q (lb/h) = 223440 c1,102 iH
o bien:
2105333 P0 3 96 d2Q (kg/h)
c
H= 1,1020
PC= presión de labio absoluta (kg/cm2)
di= diámetro tubo descarga (cm)
H0= entalpía de la mezcla (Kcal/kg)
La prueba se lleva a cabo con el dispositivo con -orificio calibrado (fig. 44) teniendo en cuenta que para con-seguir un flujo laminar las longitudes del tubo horizontal deproducción son fundamentales . En la fig. 45 se especifíca eldiseño de la tubería y se adjuntan dos gráficos para el cál-culo de la entalpía, como un nuevo método independiente, aunque similar , a los ábacos de Fauske.
- Caudal total por conos calibrados:------------- -------------------
Constituye un método de medida de la descarga re-
1 114.
p 0 mmHg ( bojo agua ) psd -PPs�a 0
dm orificio calibrado
>25D >IOD >25 d..-
0.6_
0.5Ó
90.40.4
0.3
0.2 0.3 0.4 0.5 0.7 0.9 2 3 4 5 6 7 8 910K
2.0Entalpids (BTU/Ib)
1.5-
Lo-0.8_0.6
0.3e0
02v$ `s0� O
0.150 60 80 100 200 300 400 600
La grdfica se aplica cuando de/D=0,75 ya que en este caso se alcanzan valores convenientes de Pc. Para
otros valores de de/ D empléese la formula de corrección Pci / Pc2 = ( dc2 /dc 1) 2,082
Fig.45 - Cálculo de la entalpia mediante orificio calibrado y medida de la presióncritica a velocidad de descargo sónica.
115.
lativamente simple, empleando un separador ciclónico y una se
rie de conos calibrados como el ilustrado en la fig. 47. El -
método permite prescindir de las longitudes de tubería necesa
rias para el anterior sistema referido con orificio calibrado.
En la fig. 46 se resume el esquema de funcionamiento del méto
do.
El pozo descarga a un separador ciclónico después
de pasar por una válvula reguladora V1 que permite variar la
presión en cabeza . El agua se mide por un vertedero y la des-
carga de vapor seco se hace pasar por un cono calibrado situó
do lo más cerca posible del separador . Las medidas de presión
se toman justo en la entrada a la válvula V1 (P1) y del cono -
(Pc). Jugando con la válvula V1 y con diversos diámetros de co
nos se obtienen diferentes lecturas de presiones . Empleando al
gunas de las fórmulas reseñadas en la fig. 47, preferentemen-
te
Q = 74,888 1ÍP/
Q = descarga por unidad de área (kg/h/cm2)
V = volumen específico del vapor a presión P2 (cm3/kg)
P2= presión a la entrada del cono (ata)
se calcula la descarga de vapor en función de la presión lei-
da en el manómetro de entrada al cono (P2).
Los caudales descargados por el cono se represen-
tan en función de las presiones en cabeza de pozo ( P1) tal co
mo se indica en la fig. 46 b . No obstante , ninguna de estas -
curvas refleja correctamente las caracteristicas del pozo, da
do que las pérdidas de carga existentes entre P1 y P2 provo-
can una caida de presión que se traduce en un flashing adicio
nal de una determinada porción de agua, de manera que la can-
116.
Separador
AGUA ( vertedero)
(a)
VAPORV1 V2 Cono
calibradoPl p,
Cabeza de pozo
Weilheod press,e(oto)Wellheod pressurt(oto)0 1 2 3 4 5 6 7 e 9 OII 12
3 4 5 6 7 e 9 0140
140 q
i 120120
130
\-
eo
60130
Ilo 650 110100
True y ao 790 chorrC 9O
i1
70 -70-111Y rene30
60wSO
60
40 20.0
20 -0 60 eo 100 120 140 16030 40 50 60 r0 e0 90 100 110 120 130 140Wetlheod pressut tpsio) Wellheod pressure (psio)
Fig. 46.- Medida de las características del pozo mediante separadory conos calibrados. (a) Esquema de flujo. (b)Característi-cas de flujo de los conos (c) Deducción por extrapolaciónde los puntos de características reales del vapor.
117,
1 �É I É_. Vu7
50 cm.
Y 771177
Formulas de cálculo
1 Nopier Q = 53,21 P
2 Groshof Q = 61,26 P
3 Salisbury Q = 76,437 Vi7
4 8S.752 Q = 74,868V7 (fórmula aconsejada)
A (cm2) = ¿reo de descarga =4
d2
P (oto) = presión que llego al cono
Q (Kg/h/cm?) = descarga por unidad de ¿reo
V (cm.2/Kg ) = volumen especifico del vapora lo presi¿n P
Corrección por sobrecolentamiento: multiplicar Q por 1,001 17S donde S es el número
de grados de sobre celen tamiento en °C
Fig.47.- Medida de la descarga a la atmósfera de vapor seco conconos calibrados a velocidad sónica.
118.
tidad de vapor que sale por el cono es superior a la masa de
vapor en boca de pozo. Por este motivo deben relacionarse -
las presiones de ambos manómetros ( fig. 46 c) y extrapolar -
las curvas hasta intersectar la línea de igual presión, en -
la que no existe flashing adicional.
Los puntos de intersección con la línea tipo (fig
46 c) se transfieren a la anterior gráfica (46 b), obteniendo
se la curva real del vapor.
3.7.2. Pozos con vapor saturado o sobrecalentado .
Son aplicables los mismos métodos de Russell-James
con ligeras variantes:
3.7.2.1 . Método RussellJames A:
Haciendo producir el pozo verticalmente por su ca-
beza, e instalando un manómetro en el borde de la tubería, tal
como indica la fig. 43, se mide el orden de magnitud de MW(e)
que puede producir el pozo, a condición de que el flujo sea -
críticó, es decir, a velocidad sónica. La fórmula deriva tam-
bién de la expresión (*)del apartado anterior , considerando -
que, para el vapor seco H0 1200 BTU/lb y que la eficiencia
térmica es de 0,15
MW(e) = Pc
0,96 di 2
10,19
PC = presión crítica absoluta en el extremo de la tubería (bars)
d.= diámetro interior de la tubería (cm)i
En unidades inglesas sería:
119.
2MW (e) = p0,96 di
c (14,48Pc en psia
di en pulgadas
3.7.2.2. Método RussellJames B:
Se basa en la misma ecuación2223440 P0,96 d2Qt(lb/h)
c
= 1,102H0
pero sustituyendo el valor de la entalpfa H0
por su valor en
vapor saturado: 1200 BTU/lb
LQt (lb/h) = 90,345 PO'96di
3.7.2.3. Medida con calibrados:
a) Orificio calibrado------------------
Este método es, en realidad, el único exacto para
determinar el flujo de vapor seco o sobrecalentado. A su vez,
es el que debe también utilizarse en sistemas bifásicos, una
- vez se haya separado el agua del vapor y este pueda conside-
rarse seco.
La cantidad de vapor es función de la caida de pre
sión manométrica originada por el orificio:
[_
Q=Cr0 (A P)IX
Qv = caudal de vapor
_ C = coeficiente del elemento reductor
= densidad delvapor a P y T estática0P = presión diferencial
X = calidad del vapor (humedad)
120.
Normalmente en los orificios calibrados se instala
un manómetro diferencial . Existen manómetros diferenciales -
que indican directamente el AP y que van montados sobre un
tubo donde es posible cambiar rápidamente de orificio. Este
material es fabricado por la firma francesa CIEX.
La única precaución a tener en cuenta en este ti-
po de medidas es que exista suficiente conducción longitudi-
nal en un sentido y en otro del orificio calibrado . Se reco-
mienda como mínimo 25 diámetros en dirección al pozo y 10 diá
metros en sentido del flujo para lograr condiciones de flujo
laminar.
Una vez instalado el separador definitivo en el -
pozo, estos registros se llevan a cabo mediante orificios au-
tomáticos.
b) Conos calibrados
Otra alternativa de medida del flujo de vapor se-
co es mediante descarga atmosférica con flujo sónico, de ma-
nera que la presión después del orificio puede considerarse
despreciable.
El método no es muy perfecto , como demuestran las
diversas fórmulas de cálculo existentes ( fig. 47), pero da-
da su simplicidad resulta muy útil siempre y cuando la pre-
sión que llega al orificio desde el pozo sea como mínimo de 2
ata.
Mientras el diámetro de la tubería de producción
y la longitud del cono son standard (fig. 47 ), el diámetro -
de salida de la descarga es variable , de manera que pueden -
121.
elegirse los conos que interesen en función de la presión.
Debe tenerse siempre en cuenta, si se trata de va-
por sobrecalentado, de efectuar la corrección por este hecho:
Debe multiplicarse la descarga Q por 1,001 17 S, siendo S -
el numero de grados de sobrecalentamiento en °C.
4,- BIBLIOGRAFIA
122.
4.- BIBLIOGRAFIA -
ATKINSON , P.; BARELLI, A.; BRIGHAM, W.; CELATI, R.; MANETTI,G.; MILLER , F.; NERI. G et RAMEY , H.- Well testing in Travale
Radicondoli field. Publ. 91, CNR-IIRG-Pise-pp 1-75
1.977.
ATKINSON , P.; CELATI , R.; MARCONCINI , R.; MILLER, F. et NERI,C
Analyses of reservoir pressure and decline curves in
the Serrazano Larderello geothermal field-Publ. n°-
93 - CNR-IIRG-Pise -pp. 208-232. 1978.
BANGMA, P .- The development and performance of a steam-water
Separator for use on geothermal bores-Proc . UN Conf.
New Sources of Energy -vol. 3 -pp: 60-76. 1961.
BARELLI, A.; MANETTI , G.; CELATI, R . et NERI, G. - Buildup and
back-pressure tests on italian geothermal wells -
Proc . Ilnd UN Symp. Development . and Use Geothermal
Res. -San Francisco - vol. 3, pp. 1537-1546, 1975.
BARELLI, A.; CELATI, R .; MANETTI, G. et NERI, G .- Horner me-
thod applied to buildup tests on Travale 22 well-
Stanford Workshop pn Geoth. Reservoir Engineering
pp 0 - 111, 1975.
BRIGHAM, W . E. et MORROW, W.B.- P/Z behaviour for gethermal -
steam reservoirs-Journ . Soc.Petr.eng . pp.407-412.
December 1977.
123.
CELATTI, R.; SQUARCI, P.; TAFFI, L. et STEFANI, G . C.- Analyses
of water levels and reservoir pressure measurements
in geothermal wells-Proc.Ilnd UN Symp . Development
and Use of Geoth . Resources -San Francisco - vol.III
pp. 1583- 1590, 1975.
CHENG, P. et KARMARKAR , M.- An evaluation of James empirical -
formulae for the determination of two-phase flow -
characteristics in geothermal wells . Proc. 4th Worksh
Res. Eng. Stanford 1978. pp. 207-212:
CHI FU TSANG , ZERZAN, M.; BODVARSON, G.; LIPPMANN, M.; MANGOLD,
D.; NARASINHAM, T.N.; PRUESS , K. et SCHROEDER, R.- Numerical mo
deling studies in well test analysis - Ilnd Invita-
tional Well Testing Symposium Proc. pp. 47 -57. 1978.
CIOPPI, D.; GHELARDONI , R.; PANCI, G.; SONjMARUGA, C.; VERDIANS,
G.- Demostration Project: Evaluation of the Mofete high enthal-
py reservoir ( Phlegream Fields). Proc. 2°- Internat.
Seminar. E . C. Geothermal Energy , pp. 291 -303. 1980.
CLIFF, W.C .; APLEY, W.J. et CREER, J.M.- Evaluaction of poten-
cial geothermal wellhead flow sampling and calorime
ter methods . LBL-9248-CREMP 7-pp 1-25. 1979.
CROSBY , G.W.- Prediction of final temperature-IIIrd Workshop
on Geothermal Reservoir Engineering , Proc . pp 89-95
1977.
DOMINGUEZ , A.B., et BERMEJO DE LA MORA, F .J.- Método actual -
para la apertura e inicio de explotación de pozos
124.
en el Campo Geotérmico de Cerro Prieto, Baja Cali-
fornia, Mexico-Proc. Ilnd UN Symp. Development and
Use of Geoth . Resources - Vol. III, pp: 1619-1628.
1975.
ECONOMIDES, M.J.; MILLER, F.G. et RAMEY, H.J.- The effect of -
non condensable gases on the flow performance of geo
thermal steam wells-Proc. New Zealand Geoth. Work-
shop Part 2- pp. 249-252, 1979.
EHL. G.; ECONOMIDES, C. et RAMEY, H.J.- Constant pressure tes-
ting flor geothermal wells-Proc. New Zealand Geoth.
Workshop Part 2 - pp. 255-261, 1979.
ELLIS, A.J. et MAHON, W.A.J.- Chemistry and geothermal systems
Academic Press-New York, pp. 1-342, 1977.
ELDERS, W.A.; HOAGLAND, J.R.; MC.DOWELL, S.O.; COBO, J.M.-
Hydrothermal mineral zones in the geothermal reser-
voir of Cerro Prieto. Geothermics vol. 8 pp. 201-
209. 1979.
FAUSKE, N.- Contribution to the theory of two-phase one compo
nent critical flow-Argonne Natl. Lab. Rept. N2 ANL
6633. 1962.
GARG, S.K.- Pressure transient analysis for two-phase (water/
steam) geothermal reservoirs - Journ. Soc. Petr.
Eng. pp. 206-214, June 1980.
HIRAKAWA, S.- Japanese primary energy supply and geophysical
well logging-Proc. IIIrd Workshop Geoth. Reservoir
Eng. Berkeley pp. 70-80, 1977.
125.
HYMAN, M. H.-et FOX, G.R.- Atmospheric discharge sarnpling whi-le drilling geothermal steam wells - Proc. Workshopon Sampling Geoth. Effleuents'- Las Vegas - pp.174-180, 1975.
JAMES, Russell.- Alternative methods of determining enthalpyand massflow - Proc . UN Conf. New Sources of EnergyVol. 2, pp. 265-267, 1961. -Steam-water critical -flow through pipes-Proc . Inst. Mech. Eng. vol. 176n°- 26, pp. 741-748, 1962.
JAMES, Russell .- Metering of steam-water two phase flow by -
sharp edged orifices . Proc . Inst. Mech. Eng. Vol.
180, pp. 1-18, 1965.
- Factors controlling borehole performance Proc.
Ist. UN Symp . Development and Use Geoth, Resources
Vol. II, Pisa pp. 1502-1515, 1970.
- Rapid estimation of electric power potential of
discharging geothermal wells - Proc. Ist. UN Symp.
Development and Use Geoth . Resources -Vol. II. pp.
1685-1687. 1975.
- Drawdown test results differentiate between po-
rous bed permeability and crackflow - Proc. Ilnd UN
Symp. Development and Use Geoth . Resources-Vol. III
pp. 1693-1696, 1975-
- Possible serious effect of the presence of steam
in .hot water flow measurement utilizong orifice me
ters Proc . Ilnd UN Symp. Development and Use Geoth.
Resources -Vol. III-pp. 1703 -1706, 1975.
126.
- Choke design for geothermal bores - Proc. Ilnd
UN Symp. Development and Use Geoth. Resources- Vol.
III pp. 1697-1698, 1975.
Gas content of a hot water reservoir estimated -
from downhole pressures and temperature measurements
Proc. Ilnd UN Symp. Dev. and Use Geoth. Res. vol.
III, pp. 1689-1691, 1975.
Optimum well spacing for geothermal power Proc.
Ilnd UN Symp. Dev. and Use Geoth. Res. Vol. III, pp
1681-1684, 1975.
JAMES, Russell and MCDOWELL, C.D.; ALLEN, M.D.- Flow of steam-
water mixtures through a 12 inch diameter pipeline-
test results-Proc. Irst UN Symp. Dev. and Use Geoth.
Res. vol. II, pp. 1581-1587, 1970.
JAMES, Russell and MEIDAV, T,- Thermal efficience of geothermal
power. Geothermal Energy Magazine. vol. 5 pp. 8-21,
1977.
KRISTMANNDOTTIR, H.- Hidrothermal alteration of basaltic rocks
in icelandic geothermal areas .. Procc. 2, UN Symp.
of Geothermal Resources pp. 441-445, 1975.
LAMERS, M.D.- Measurement requirements and methods for geother
mal reservoir system parameters (An appraisal).
Techn. Rep 7807-01-LBL 9090-CREMP 6- Lawrence Berke
key Lab. pp. 1-42, 1979:
127.
MANON, M . A.; MAZOR, E .; JIMENEZ , M.; SANCHEZ , H.; FANOTO, J.
et ZENICO , C.- Extrusive geothermal studies in the géothermal
field od Cerro Prieto-Mexico-Rep. N°- LBL 7019-VC-
66 71D-4500-R 66-Lawrence Berkéeley Lab. 1977.
MACATEE, R.E.; ALLEN, C . A. et LEWIS , L.C.- Chemical well log-
ging of geothermal wells-Proc. Ann. Meeting Amer.
Chem . Soc. Hawai, pp. 1-18, 1978.
MUFFLER , P. et CATALDI, R.- Methods for regional assessment -
of geothermal resources -Proc. ENEL-ERDA Workshop-
Larderello pp. 131-207, 1977.
- NEHRING, N.L. et TRUESDELL , S.- Collection of chemical isitope
and gas samples from geothermal wells -Proc. Ilnd -
Workshop pn Sampling Geoth. Effleunets-Las Vegas-
pp. 130-130, 1977.
NENCETTI , R.- Méthodes et dispositifs de mesure en tétre des
puits employés au champ géthermique de Larderello
aprés éruption d'un sondage-Proc. UN Conf. New
Sources of Energy-vol. 2 pp. 326-338, 1961.
NIEMI, W.L. et NELSON , L.B.- Injection testing at RRGI-4 RFAT
RIVER-Idaho -Proc . Ilnd Invitational Well Testing
Symposium , Berkeley pp 1-7, 1978.
RAGHAVAN , R.- Pressure behaviour of wells intercepting fractu
res. Proc. Ist . Invitational Well Testing Symposium
Berkeley pp. 117-160, 1977.
128.
RAYEY, H . J.- Pressure transient analysis for geothermal wells-Proc . IInd UN Symp. Dev. and Use Geoth . Res. pp.1749-1757, 1975.
RIVERA, R .J.- Decline curve analysis -Ausefull reservoir engi-neering tool-Transact . Geoth. Resources Council -Vol I, San Diego , pp. 257-260, 1977.
RIVERA, R.J. et RAMEY, H.J.- Application of two rate flow test
to the determination of geothermal reservoir parame
ters . Journal of Petroleum Technology, 1978.
ROSS, L.W. BROWN, L.L. et WILLIAMS , R.E.- Techniques of pressu
re and temperature measurements and sampling in geo
thermal wells , Proc. Ilnd Workshop on sampling Geoth
Effluents -Las Vegas - pp. 114-129, 1977.
RUMU, 0 .- Determination of the thermodynamics of water vapor -
in steady adiabatic flow along a vertical pipe -
(wells ) La Termotecnica-Vol. 8, pp. 407-414, 1967.
SALTUKLAROGLU , M. et RIVERA , R.J.- Injection testing on geo-
thermal wells-Proc. Stanford Geoth/Res. Eng. Work
shop pp. 176-187, 1978.
TONANI, F .- Development of geothermal gas sampling equipment
Proc. Ilnd Workshop pn Sampling Geoth. Effluents-L
Las Vegas-pp. 97-112, 1977.
-- - 129.
TONANI , F.- Overview of the Specific contribution on geoche-
mistry to geothermal exploration-Invited Lecture-
Semínar on European Geothermal Research-Strasbourg
France - pp. 1-19, 1980.
WITHERSPOON , P.A.; NARASIMHAN , T.N. et EDWARDS, D.G.- Results
of interference tests from two geothermal reservoirs
Jorun. Petr . Techn. pp. 10-16 January 1978.
ZAIS, E .J.- Decline curve analysis on geothermal reservoirs.
Proc . IIIrd Workshop on Geoth. Reservoir Eng. Stan
ford, pp. 85-88, 1977.
