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Levantamiento Artificial
Levantamiento por Gas Lift - Diseño
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 M. Madrid
 15 de mayo de 2016
Generalidades del Gas Lift
El levantamiento artificial por gas (gas lift) consiste, básicamente, en
proporcionar un volumen adicional de gas a los fluidos del pozo para disminuir
Tabla de Contenido
1. Generalidades del Gas Lift
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la densidad de la mezcla bifásica y, de ese modo, reducir las pérdidas de
presión en la tubería de producción.
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Si el pozo produce a través de la sarta de producción, el gas será inyectado en
2. Diseño de una completación por Gas
el espacio anular, o viceversa.
Lift
2.1. Válvulas de Descarga (Diseño del
En el gas lift, la inyección se efectúa a través de una válvula (válvula de
espaciado)
operación) colocada a una profundidad que depende de la presión disponible
2.2. Válvulas de Descarga (Diseño de
en el sistema suplidor de gas en la superficie y de la tasa de producción
requerida para ciertas condiciones de flujo dadas.
Evidentemente, a mayor presión disponible, mayor podrá ser la profundidad
Operación)
3. Análisis Nodal de un pozo con sistema
por Gas Lift
del punto de inyección. También, cuanto mayor sea la profundidad de
inyección, menor será el volumen de inyección requerido para que las pérdidas
de presión permanezcan invariables.
Existen dos formas de inyección de gas en pozos por este tipo de gas lift: Continua e Intermitente.
En la primera, el gas es inyectado continuamente en el pozo emulando una condición de flujo natural.
En la segunda, el gas es inyectado de manera cíclica durante un período de tiempo tal, que permita el volumen de inyección
necesario para levantar la columna estática de fluidos en un régimen de flujo tipo tapón.
El ciclo de inyección, o intervalo de tiempo entre cada proceso de inyección, es regulado desde la superficie y depende del
estado de agotamiento del yacimiento o del índice de productividad del pozo.
El criterio de selección del tipo de gas lift varía de acuerdo a cada empresa operadora.
Es subjetivo del ingeniero de producción encargado del diseño de completación; sin embargo, se sugiere que por encima de una
capacidad de producción de 300 BPD de líquido se use el tipo continuo.
Se recomienda consultar la referencia de Kermit Brown para ampliar conceptos sobre este tema.
Dos puntos son de relevante importancia para el ingeniero de producción en torno a este tema:
Diseñar la completación de un pozo para retornarlo a producción o mejorar su productividad.
Analizar el comportamiento de un pozo productor para mejorar su eficiencia.
Diseño de una completación por Gas Lift
El objetivo básico de un diseño de levantamiento artificial con gas es equipar el pozo de tal manera que permita una máxima
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producción con una mínima inyección de gas.
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Supóngase que se está perforando un pozo para un yacimiento desarrollado y se espera un comportamiento similar al de un
pozo vecino que fluye naturalmente de acuerdo al comportamiento mostrado en la Figura 1 en trazas continuas.
La sarta de producción y línea de flujo del pozo tendrán las mismas características que las del pozo vecino y fluirá al mismo
múltiple de producción general.
Como puede observarse en el gráfico, la producción máxima esperada del nuevo pozo será de unos 485 BFPD, sin ckoke, con
una presión en el cabezal de de 300 lpca, una relación gas/líquido de 500 PCN/BN y una presión de fondo fluyente del orden de
1500 lpca.
Sin embargo, un análisis del efecto de la relación gas/líquido de producción, representado en el gráfico con trazas discontinuas,
determina que el pozo sería capaz de producir hasta unos 680 BFPD si la relación gas/líquido fuera de 1500 PCN/BN, para las
mismas condiciones de flujo.
Es decir, habría que inyectar un volumen adicional, continuo, de gas equivalente a la relación gas/líquido diferencial de 1000
PCN/BN, que representaría la tasa óptima de inyección en el caso hipotético de que el punto de inyección coincida con el punto
medio del intervalo perforado, puesto que el análisis está referido al nodo correspondiente a la presión de fondo fluyente del
pozo.
Para RGLs por debajo o por encima de la óptima aumentaría la presión de fondo fluyente del pozo, reduciendo su capacidad de
producción. Este fenómeno puede explicarse analíticamente de manera sencilla:
Fig. 1. Comportamiento de un pozo productor.
Existe una relación gas/líquido de producción para la cual la caída de presión en el sistema es mínima. Esta es la RGL óptima.
Por encima de ella el gradiente de fricción adicional ocasionado por el mayor flujo de gas sería mayor que la reducción del
gradiente de energía potencial causado por la disminución de la densidad de la mezcla bifásica.
Por debajo de ella ocurriría lo contrario. En la Figura 2 se ilustra este concepto.
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Fig. 2. Efecto de la RGL en el Gas Lift.
El diagrama de la Figura 3 ilustra una instalación de un gas lift convencional, relacionando su perfil de presiones vertical y su
comportamiento de influjo.
Como lo indica el diagrama, la presión fluyente, Pwf, es dada por el perfil de presiones en la tubería de producción, arriba y abajo
del punto de inyección.
Suponiendo un perfil de presión lineal en ambas secciones, la presión de fondo fluyente puede ser expresada mediante un
simple balance de energía en la tubería vertical, en sentido contrario a la dirección del flujo, TPR.
(Ec. 1)
Donde:
Pwf = Presión de fondo fluyente [lpca].
Pwh = Presión de cabezal [lpca].
Gav = Gradiente de presión promedio sobre la válvula [lpc/pie].
Gbv = Gradiente de presión promedio por debajo de la válvula [lpc/pie].
Hv = Profundidad del punto de inyección [pies].
Hf = Profundidad [pies].
En la Ecuación 1 hay dos parámetros que pueden ser cambiados o manipulados por el analista: la profundidad del punto de
inyección y el gradiente de presión por encima de ese punto.
De esta manipulación dependerá la eficiencia del diseño en cuanto a la respuesta en términos de tasa de producción y presión
de fondo fluyente.
Es condición necesaria de flujo que se establezca un balance de energía en cualquier sección del sistema. Aplicando esta
condición en la válvula de inyección, resulta:
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(Ec. 2)
Donde:
Ptv = Presión del eductor a la profundidad de inyección [lpca].
Pcv = Presión del anular a la profundidad de inyección [lpca].
ΔPv = Caída de presión en la válvula (presión diferencial) [lpca].
La presión del anular viene dada por el gradiente de la columna de gas. Puede ser calculada para diámetros superiores a 3-1/2",
despreciando el efecto de fricción, por la ecuación:
(Ec. 3)
Fig. 3. Diagrama de presión de un pozo por Gas Lift.
Donde:
PH = Presión del anular a la profundidad H (vertical) [lpc].
Pso = Presión de operación del sistema de Gas Lift [lpc].
γg = Gravedad del gas.
H = Profundidad analizada [pies].
Z = Factor de compresibilidad del gas a P y T [adm].
T = Temperatura promedio [R].
P = Presión promedio [lpca].
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Usualmente, la profundidad del punto de inyección es suministrada como información básica para el diseño de gas lift y debe
ser la máxima posible a fin de generar la menor presión de fondo fluyente y maximizar la capacidad de producción del pozo.
Sin embargo, esta profundidad podría estar limitada por las presiones disponibles en el sistema de distribución de gas en
superficie, en cuyo caso debe ser calculada por el analista.
Para ello, se determina el punto de balance de presión en el sistema eductor-anular, donde ambas presiones son iguales, dado
por la intersección de las curvas de gradiente correspondientes.
En términos prácticos, éste sería el punto de inyección si ésta se llevara a cabo sin restricciones; es decir, si no hubiese caída de
presión en la válvula de inyección. Normalmente, la presión diferencial de la válvula está en el rango 50 – 150 lpca.
La presión de fondo fluyente, Pwf, es suministrada cuando no se especifica la profundidad de inyección. Si ésta es suministrada
como dato, entonces Pwf puede ser obtenida del gradiente de presión por debajo de la profundidad de inyección, Gbv , el cual es
un dato estimado o calculado previamente mediante cualquiera de las correlaciones de comportamiento de flujo vertical:
(Ec. 4)
La presión del anular a la profundidad del punto de inyección, Pcv , puede obtenerse de la Ecuación 3 aplicada a ese punto.
La presión del eductor a esa profundidad, Ptv , se obtiene de la Ecuación 2. El gradiente de la columna de gas en el anular es
obtenido mediante la ecuación siguiente:
(Ec. 5)
La profundidad del punto de balance, Hb , es calculado mediante la ecuación:
(Ec. 6)
La presión de balance, Pb , puede ser calculada mediante la Ecuación 3 y el gradiente de flujo promedio en la tubería vertical por
encima de la válvula de operación, Gav , se obtiene despejando de la Ecuación 1. Si el punto de inyección no es especificado,
entonces Pwf deberá ser suministrado como dato.
El gradiente de presión en la tubería vertical por debajo del punto de inyección, expresado en función de la profundidad del punto
medio de las perforaciones y de la profundidad del punto de balance, es dado por:
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(Ec. 7)
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Sustituyendo Pb por la Ecuación 3, aplicada a la profundidad Hb , y agrupando términos, resulta la siguiente ecuación para Hb :
(Ec. 8)
Esta ecuación puede ser resuelta aplicando algún método iterativo. Se recomienda usar el método de Newton – Raphson por su
rápida convergencia en este tipo de ecuaciones.
(Ec. 9)
Con:
(Ec. 10)
El método está representado por el grupo de Ecuaciones 9. El procedimiento consiste en estimar un valor de Hb y calcular la
función f (Hb) y su derivada.
Luego, calcular Hb∗ iterativamente hasta que ambos valores, Hb y Hb∗ , coincidan en un grado de tolerancia establecido.
Las demás variables desconocidas pueden ser calculadas como se explicó anteriormente, re-ordenando algunas ecuaciones
cuando se requiera.
La tasa de inyección de gas requerida será aquella que corresponda a la relación gas/líquido de producción que satisfaga las
condiciones de flujo dadas.
Puede ser obtenida por ensayo y error haciendo uso de alguna de las correlaciones de gradiente de presión en tuberías
verticales o de las curvas de perfiles de presión.
Válvulas de Descarga (Diseño del espaciado)
Normalmente, antes de iniciar la producción después de una completación original, o de un servicio o reacondicionamiento, el
pozo está cargado con el fluido de completación.
Si el pozo es completado con equipo de Gas Lift, esta columna de fluido de carga debe ser descargada para poder iniciar la
x
inyección de gas a través de la válvula de operación.
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Este proceso puede hacerse mediante una operación de achique o colocando una serie de válvulas adicionales (válvulas de
descarga) por encima de la válvula de operación, interespaciadas de acuerdo a los gradientes estático y fluyente del fluido de
carga y a los gradientes de “kick-off” y de operación del gas de inyección en el espacio anular.
Para válvulas operadas por presión, balanceadas o no balanceadas, y válvulas operadas por fluido, la ecuación general de
espaciado, tanto para inyección continua como intermitente, es:
(Ec. 11)
Con:
(Ec. 12)
El gradiente de flujo de carga fluyente, Gu , viene dado en función de la presión de descarga en el cabezal del pozo, Pdh , por la
ecuación:
(Ec. 13)
La Ecuación 11, Ecuación 12 y Ecuación 13 fueron desarrolladas mediante un análisis riguroso del diagrama de descarga de la
Figura 4.
El único factor de seguridad intrínseco en las ecuaciones es que el gradiente de gas en el espacio anular usado en este trabajo
es menor que el gradiente real, por cuanto no se consideran las pérdidas de presión debidas a la fricción.
Si se desea usar algún factor de seguridad adicional, se recomienda introducirlo en los datos básicos, pero no en las
ecuaciones.
Las presiones del eductor y del anular en cada válvula son dadas por:
(Ec. 14)
(Ec. 15)
x
En válvulas diferenciales, el interespaciado es constante y depende de la presión ejercida por el resorte diferencial (ΔPspring).
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(Ec. 16)
Con:
(Ec. 17)
Fig. 4. Diagrama de descarga de un pozo con sistema Gas Lift.
A continuación se discuten brevemente los parámetros referidos en la Figura 4.
Pdhi es la presión en el cabezal del pozo antes de iniciar las operaciones de descarga; es decir, cuando la primera válvula
x
(válvula de arriba) comienza a operar.
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Usualmente el pozo despresurizado antes de iniciar cualquier trabajo en él, abriéndolo al quemador. Así, la presión del cabezal
cae a un valor mínimo (se considera cero para efectos de diseño).
Sin embargo, por razones operacionales o de cualquier otra índole, ocasionalmente el pozo permanece conectado al múltiple de
prueba de la estación de flujo o es conectado a un equipo de pruebas portátil ubicado en la localización, en cuyo caso la presión
del cabezal sería ligeramente mayor que la presión del separador.
La veracidad de esta información es de extrema importancia por cuanto la profundidad de la primera válvula depende de ella y
el espaciado de las válvulas restantes depende de la ubicación de la primera. Como factor de seguridad se recomienda que la
primera válvula se diseñe con una presión de arranque en el cabezal igual a la presión del separador de prueba.
Pwh es la presión del cabezal del pozo en estado de producción. Esta presión no tiene ninguna inherencia en el diseño de las
válvulas de descarga, a no ser que se considere que los fluidos de descarga y producción sean similares y que la descarga se
realice bajo las mismas condiciones de flujo establecidas para la producción del pozo, en cuyo caso el gradiente fluyente de
descarga coincidirá con el gradiente fluyente de producción.
Aunque muchos ingenieros de producción utilizan el gradiente fluyente de producción para diseñar el espaciado de las válvulas
de descarga siguientes a la primera, particularmente cuando se trata de válvulas balanceadas, se considera que esta técnica
produce resultados muy optimistas en el sentido de que el número requerido de válvulas pudiera ser menor que el
verdaderamente necesario para descargar el pozo de manera expedita.
En consecuencia, no es recomendable usar esta técnica para diseñar el espaciado de las válvulas de descarga, cualquiera que
sea el tipo de válvulas.
Pdh es la presión en el cabezal del pozo durante la operación normal de descarga. Esta presión, conjuntamente con la presión
en la tubería eductora a la profundidad de la válvula de operación, determina el gradiente fluyente del fluido de descarga, dado
por la Ecuación 13. No existe ninguna expresión matemática para el cálculo de este parámetro.
Debe ser estimado en base a experiencia de campo o mediante alguna de las correlaciones empíricas disponibles. Beggs
presenta la siguiente expresión empírica:
(Ec. 18)
El gradiente fluyente de descarga es el usado generalmente para diseñar el espaciado de las válvulas de descarga por debajo de
la primera. Usualmente se denomina gradiente de diseño.
Pt1, Pt2, Pt3, etc. corresponden a las presiones en la tubería eductora a la profundidad de las válvulas correspondientes. Estas
presiones son calculadas en función del gradiente fluyente de descarga:
(Ec. 19)
Pso es la presión de operación del sistema de suministro de gas en superficie, normalmente medida a la salida del múltiple de
distribución.
x
Ella determina, conjuntamente con la presión del punto de balance, el gradiente de operación de la columna de gas en el
espacio anular, dado por la Ecuación 5.
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Normalmente, el sistema de distribución de gas en superficie sufre alteraciones o fluctuaciones debidas a interferencias con
otros pozos de levantamiento artificial con gas conectados al sistema, sobre todo si hay pozos con inyección intermitente.
Esto ocasiona que la presión disponible para cualquier pozo se comporte generalmente en forma sinusoidal, con altas y bajas.
Esta es la razón por la cual es recomendable utilizar como presión de operación de diseño la mínima esperada u observada en
el sistema, especialmente para el cálculo del punto de inyección.
Debe tenerse en cuenta que la válvula del punto de inyección o válvula de operación no operará si la presión real del sistema es
menor que la de diseño.
Pko se refiere a la presión de arranque o “kick-off”. Es la presión suministrada por el sistema de distribución de gas en
superficie al inicio de las operaciones de descarga.
Se usa para operar la primera válvula y generalmente se estima unas 50 lpc por encima de la presión de operación. Muchas
veces, y como factor de seguridad, para efectos del cálculo de la profundidad de esta válvula se supone que el gradiente de
arranque es igual al gradiente de operación.
Pc1, Pc2, Pc3, etc. corresponden a las presiones en el espacio anular a la profundidad de la válvula correspondiente. Esta
presiones son calculadas en función del gradiente de la columna de gas en el anular, la primera de ellas, Pc1, usando la presión
de “kick-off”. Las siguientes, usando la presión de operación:
(Ec. 20)
(Ec. 21)
Válvulas de Descarga (Diseño de Operación)
El diseño de operación de una válvula de gas lift es determinado por el balance de las fuerzas de apertura y cierre de la válvula,
las cuales son características específicas de cada tipo de válvula.
En todo caso, la presión de cierre es determinada por la fuerza ejercida sobre la superficie externa o superior del pistón,
usualmente conocida como presión del domo de la válvula, mientras que la presión de apertura es dada por las fuerzas
ejercidas sobre la superficie interna del pistón expuesta al flujo y sobre la superficie del orificio de asiento del vástago del
pistón.
En válvulas operadas por presión y válvulas operadas por fluidos, el domo es cargado con gas, usualmente Nitrógeno, a la
presión de apertura de la válvula y a temperatura base de 60 ºF ó 80 ºF en el taller del fabricante.
En estas válvulas, la fuerza de cierre es dada por la presión ejercida por el gas de carga del domo sobre el área externa del
pistón a condiciones de operación. Esto es:
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(Ec. 22)
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En válvulas operadas por presión, la fuerza de apertura es dada por la presión de la columna de gas en el espacio anular ejercida
sobre el área interna del pistón expuesta al flujo, Ab − Ap , más la presión ejercida por el fluido de la tubería eductora sobre el
vástago del pistón asentado sobre la superficie del orificio que lo comunica con el eductor, Ap . Esto es:
(Ec. 23)
Igualando la Ecuación 18 y la Ecuación 19 (balance de fuerzas), resulta la siguiente expresión para Pcv:
(Ec. 24)
Donde:
R = Ap/Ab [adm].
Pcv = Presión del anular o de apertura de la válvula [lpca].
Prv = Presión del eductor [lpca].
Pd = Presión del domo a condiciones de operación [lpca].
Ab = Área externa del pistón (en contacto con el domo) [pulg²].
Ap = Área del orificio de asiento del vástago [pulg²].
La Ecuación 24 aplica tanto para inyección continua como para inyección intermitente. La única diferencia es que, en válvulas
para inyección intermitente, el elemento difusor “spread”, definido como el diferencial entre la presión del anular necesaria para
abrir la válvula y la presión del anular a la cual la válvula cierra, debe ser controlado para evitar el uso de altos volúmenes de gas
inyectado requerido para levantar la columna de líquido en la tubería.
Para garantizar un comportamiento adecuado del sistema de inyección para el gas lift, será necesario controlar los parámetros
involucrados en el diseño, como son, presión de operación y volumen de inyección.
Las presiones de cierre y apertura de las válvulas son fijadas en los talleres del fabricante, de acuerdo al diseño técnico
propuesto para las condiciones del pozo.
El “spread” es la característica mas importante de las válvulas operadas por presión y es causado, básicamente, por la
existencia de áreas no balanceadas en la válvula. De la Figura 5 se puede establecer:
En el momento antes de abrir la válvula se cumple la condición de balance:
(Ec. 25)
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Cuando la válvula abre se tiene que F < Pc1 Ab . Para que la válvula cierre se tiene que cumplir que F = Pc2 Ab ; o sea, Pc2 < Pc1
. Esta diferencia (Pc1 − Pc2) es lo que constituye el “spread”. Pc1 es la presión del anular necesaria para abrir la válvula y Pc2
es la presión del anular a la cual la válvula cierra.
Fig. 5. “Spread”de válvula operada por presión.
En válvulas operadas por fluido se distinguen dos tipos:
(1) Válvulas balanceadas, donde la fuerza de apertura es dada por la presión ejercida por el fluido de la tubería eductora sobre el
área interna del pistón expuesta al flujo y sobre el orificio de asiento del vástago; es decir, sobre el área total del pistón. Esto es:
(Ec. 26)
De allí la condición de balanceo: Pd = Ptv . Así, las presiones de cierre y apertura son iguales.
(2) Válvulas no balanceadas, donde la fuerza de apertura es dada por la presión ejercida por el fluido de la tubería eductora
sobre el área interna del pistón expuesta al flujo mas la presión ejercida por el gas del espacio anular sobre el orificio de asiento
del vástago. O sea:
(Ec. 27)
Igualando la Ecuación 21 y Ecuación 18 (balance de fuerzas), se obtiene la siguiente expresión para Pcv:
x
(Ec. 28)
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En válvulas diferenciales, la fuerza de cierre es proporcionada por un resorte colocado en el domo de la válvula, ΔPspring , que
constituye la presión diferencial de la válvula, la cual es la misma para todas las válvulas.
Análisis Nodal de un pozo con sistema por Gas Lift
El comportamiento de un pozo con gas lift puede ser analizado de la misma manera que para pozos de flujo natural; esto es,
analizando las diferentes relaciones de comportamiento (IPR, TPR, WPR, SPR) para diferentes condiciones de flujo.
De esta manera se puede determinar el efecto de los parámetros de flujo (relación gas/líquido de inyección, profundidad de la
válvula de operación, etc.) sobre la tasa de producción del pozo, lo que permitirá mejorar u optimizar el sistema de flujo
haciendo los ajustes necesarios de esos parámetros.
Para hacer este análisis es preciso seleccionar un punto de balance (Nodo) dependiendo del parámetro que se desee analizar.
Si es el efecto de la inyección de gas, conviene seleccionar como Nodo el punto de inyección; o sea, la profundidad de la válvula
de operación, particularmente si la presión en el cabezal del pozo es supuesta constante.
En este caso, la presión del Nodo será la presión del eductor a la profundidad del punto de inyección, Ptv , y el balance de
presiones vendrá dado por:
Influjo
(Ec. 29)
Exflujo
(Ec. 30)
Un gráfico de Ptv vs. ql reproducirá una curva de pendiente negativa para el Influjo y de pendiente positiva para el Exflujo.
La intersección de estas curvas representa la capacidad de producción del pozo para las condiciones de flujo dadas.
Un cambio en la relación gas/líquido de inyección no afectará la curva de influjo o de oferta, puesto que las condiciones de flujo
permanecen invariables por debajo del punto de inyección.
No ocurre así con la curva de exflujo o demanda, la cual si sufre variación porque cambian las condiciones de flujo por encima
del punto de inyección. En la Figura 6 se ilustra el efecto de estos cambios.
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Fig. 6. Efectos de la RGL de inyección en pozos con sistema de Gas Lift.
Como puede observarse en el gráfico, para ciertas condiciones de flujo dadas, la tasa de producción aumenta a medida que
aumenta la relación gas/líquido de inyección.
Esto ocurre hasta un valor máximo de este parámetro, el cual es el valor óptimo del mismo, por encima del cual el
comportamiento se revierte y la tasa de producción disminuye.
Evidentemente, el punto de máxima tasa de producción corresponderá a la relación gas/líquido de inyección óptima; sin
embargo, el volumen de inyección de gas podría estar limitado por la disponibilidad en el sistema de gas lift del campo.
Entonces, es conveniente determinar la RGL de inyección mas efectiva en base a un análisis del comportamiento esperado de
tasa de producción con tasa de inyección de gas, como se ilustra en la Figura 7.
Fig. 7. Comportamiento ql vs. Qgi en pozos de Gas Lift.
Este tipo de análisis también es usado a menudo para determinar cuál válvula está en funcionamiento. Para la condición de flujo
del pozo constante, se construyen curvas de oferta y demanda tomando como nodos la profundidad de la válvula del punto de
inyección y de dos o tres válvulas por encima de ella, como se muestra en la Figura 8.
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Fig. 8. Efecto de la Profundidad de Inyección en pozos con sistema Gas Lift.
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Cada punto de intersección de ambas curvas para cada profundidad de inyección representa la tasa de producción esperada
para cada presión del eductor a la profundidad de la válvula.
Conociendo la tasa de producción real del pozo se podrá determinar cuál válvula está operando, o cuales válvulas funcionan en
forma alternada.
Un gráfico de profundidad versus presión para cada tasa de producción esperada, como el ilustrado en la Figura 9, explica
claramente esta situación.
Fig. 9. Efecto sobre la producción.
El efecto de la profundidad de inyección también puede ser analizado seleccionando como nodo la profundidad del punto medio
de las perforaciones, donde la presión es Pwf.
Así, el Influjo permanecerá constante, puesto que es dado por el IPR del pozo. La curva de demanda cambiará al variar la
profundidad de inyección.
El gráfico de la Figura 10 explica esta situación. Como puede verse, a mayor profundidad de inyección mayor será la tasa de
producción.
Esto se debe a que a mayor profundidad de inyección menor será la densidad de la columna de fluido en la tubería eductora,
reduciendo, en consecuencia, la presión de fondo fluyente del pozo.
Este tipo de análisis es mandatorio en casos de recompletaciones de pozos en yacimientos semi-agotados, donde el IPR sufre
una variación importante.
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Fig. 10. Efecto de la profundidad de inyección en pozos con sistema Gas Lift.
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