“DISEÑO DE UN CORTADOR DE TUBERIAS DE …tesis.ipn.mx/jspui/bitstream/123456789/657/1/TESIS...

INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL

ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA

“DISEÑO DE UN CORTADOR DE TUBERIAS DE

REVESTIMIENTO EN POZOS PETROLEROS“

TESIS PARA OBETENER EL TITULO DE:

INGENIERO MECANICO

PRESENTA

FRANCISCO TRUEBA ESTUDILLO

ASESORES

ING. RUBEN GOMEZ GARCIA

M. EN C. CHRISTIAN MARTINEZ GALINDO

MEXICO, D.F 2007

A MIS PADRES:

FRANCISCO TRUEBA JIMENEZ

ISABEL ESTUDILLO MARTINEZ

CON AMOR Y ETERNO AGRADECIMIENTO POR HABERME CUIDADO

CON TANTO AMOR, INCULCANDOME RESPONSABILIDAD,

HUMILDAD Y RESPETO, ADEMAS DE HABERME MOTIVADO A

SEGUIR ADELANTE SIEMPRE EN LOS PROBLEMAS.

TESIS DE LICENCIATURA

“DISEÑO MECANICO DE UN CORTADOR DE TUBERÍAS DE REVESTIMIENO EN POZOS PETROLEROS”

INTRODUCCIÓN

El petróleo siempre lo hemos escuchado como algo que sostiene a una economía, un recurso no renovable, un medio por el cual se pueden obtener medicinas, utensilios, energía, etc; sin embargo, casi no escuchamos cuántos tipos de petróleos existen, como se extrae y se trasporta el petróleo o algo muy importante cómo es lo difícil que es localizar un yacimiento y perforar un pozo. La perforación de un pozo petrolero además de difícil es muy costosa debido a las instalaciones, maquinaria y materiales utilizados, y un mal estudio o un mal manejo llevaría a la pérdida de mucho dinero. Desde el comienzo de la perforación hasta la detonación de cargas para la comunicación del yacimiento con la superficie, es esta última la de mayor interés por los daños que se pueden generar. Los daños en el pozo por la detonación de cargas son variados, pero los más comunes son la invasión de fluidos de perforación o de cimentación dentro del intervalo potencialmente productor, posterior a las detonaciones o la compactación de la roca haciéndola menos permeable, todo esto genera una inestabilidad en la producción de petróleo o gas, la cual provoca un decremento en la producción conforme transcurre su extracción. Estos daños y la tendencia a modernizar los métodos utilizados han provocado que las empresas dedicadas a la extracción de petróleo busquen tecnologías y métodos alternativos que optimicen la eficiencia en la extracción del petróleo. Como parte de esas empresas el Instituto Mexicano del Petróleo (IMP) busca desarrollar un sistema completo para realizar canales de flujo en la zona de interés del pozo. Este sistema tiene la característica de generar canales de 2 m de longitud sin la necesidad de sacar una herramienta e introducir otra de acuerdo a la operación que se realizará. La herramienta consiste de 4 sistemas cada uno con sus accesorios. Los sistemas son anclaje, sistema de fresado, sistema de perforación y el sistema de control. Todo el conjunto forman una herramienta capaz de realizar una operación segura, limpia y eficaz en la realización de los canales de comunicación de la zona de interés o productora a agujero del pozo. Evitando así compactaciones en la roca, suciedad o deformación de la roca, además de poder proporcionar la posibilidad de perforar en zonas con fracturas naturales y lo más importante, tener la seguridad de que la tubería esta perforada y que esta se llevo a cabo la mayor seguridad.



JUSTIFICACIÓN

El petróleo es por excelencia el energético que mueve al mundo, la disponibilidad o escasez del petróleo ha establecido una nueva concepción de este, tanto en su consumo como en su extracción. A la luz de estos acontecimientos se ha agigantado la importancia en la búsqueda de alternativas para solucionar y cubrir sus necesidades. Una de estas es la búsqueda de mejores métodos en la apertura de los canales de comunicación pozo-intervalo productor (disparos), algunas empresas transnacionales han desarrollado diferentes herramientas, como Penedrill empresa canadiense que utiliza como medio para perforar agua a presión, sin embargo, las tuberías de los pozos de la zona Norte son de dimensiones menores a las herramientas comercializadas en el mercado internacional. Por tal motivo el Instituto Mexicano del Petróleo (IMP) se dio la tarea de desarrollar una herramienta que satisfaga estas necesidades, y después de estudiar los requerimientos del sistema hidráulico y del sistema mecánico, llego a la conclusión de que un sistema híbrido sería lo más conveniente para cubrir los requerimientos y objetivos en la apertura de canales de comunicación pozo-intervalo. OBJETIVO

El objetivo es mostrar el diseño de una transmisión mecánica y su sistema de corte para el barrenado de la tubería de un pozo petrolero. Para esto es necesario dar una pequeña introducción al ambiente petrolero iniciando con la definición general del petróleo, su formación y su clasificación. También se mencionará la división de zonas realizada por PEMEX a las regiones del país donde se encuentra este recurso. Además de algunos antecedentes históricos de la explotación en México. Para la parte de diseño se describirá de manera muy compacta el desarrollo de perforación de un pozo indicando principalmente los parámetros a considerar para el diseño de los componentes de la herramienta. Para entender un poco mas la necesidad que genero el desarrollo de la herramienta se hace mención de la técnica común en México para la realización de los canales de comunicación pozo-yacimiento, así como de los nuevos métodos que se están introduciendo a nivel mundial para la realización de los canales de comunicación ALCANCE

Se diseñó los engranes de transmisión, bujes, flecha, resorte, tornillos y carcaza del sistema de barrenado de la herramienta.



INDICE

CAPITULO 1 : GENERALIDADES. ……………………….......................................................... 1

1.1 QUE ES EL PETROLEO. 1.2 COMPOSICIÓN DE LOS HIDROCARBUROS. 1.3 CLASIFICACIÒN DEL PETROLEO. 1.4 ORIGEN DEL PETROLEO. 1.5 TIPOS DE ROCAS GENERADORAS O MADRES. 1.6 MIGRACIÒN. 1.7 YACIMIENTOS PETROLEROS.

CAPITULO 2 : ANTECEDENTES HISTORICOS DE LA EXPLOTACIÓN PETROLERA EN MÉXICO. ................................................................................................................................. 12 CAPITULO 3 : ETAPAS EN LA PERFOACIÓN DE UN POZO. ............................................ 17

3.1 EXPLORACIÓN. 3.2 PERFORACIÓN. 3.3 TERMINACIÓN. 3.4 EXTRACCIÓN Y TRANSPORTE.

CAPITULO 4 : METODOS TERMINACIÓN DE UN POZO PETROLERO. ............................ 33

4.1 METODO CONVENCIONAL. 4.2 METODO ALTERNATIVOS. 4.3 VENTAJAS Y DESVENTAJAS DE LOS DIFERENTES METODOS DE TERMINACIÓN.

CAPITULO 5 : INGENIERIA DE CONCEPTO ....................................................................... 50

5.1 METODOLOGIA DE DISEÑO. 5.2 DISEÑO CONCEPTUAL.

CAPITULO 6 : INGENIERIA DE DETALLE ............................................................................ 68 6.1 SISTEMA DE ENGRANAJE. 6.2 EJES DE SOPORTE O PASADORES. 6.3 CILINDRO DE TRANSMISIÓN. 6.4 EJE ACANALADO. 6.5 RESORTE DE RETROCESO. 6.6 TORNILLO DE SUJECIÓN. CONCLUSIONES. ................................................................................................................ 143 ANEXO. ................................................................................................................................ 144 BIBLIOGRAFÍA ..................................................................................................................... 167



NOMENCLATURA A t Área de tensión. a Altura de la cabeza del diente. A Área. ag Altura de la cabeza del diente del engrane. ap Altura de la cabeza del diente del piñón. API Instituto americano del petróleo. AS Área de corte. At Área de tensión. C Índice del resorte. Cf Factor de acabado superficial. CH Razón de dureza. CL Factor de vida al desgaste superficial. CP Coeficiente elástico. CS Factor de tamaño. Ct Constante de torsión. CXC Factor de coronamiento. d Diámetro. di Diámetro interior. Dm Diámetro medio. Do Diámetro exterior. Dp Diámetro de paso. e Excentricidad. E Módulo de elasticidad. F Fuerza, ancho de cara del diente del engrane. f1 Factor PV. f2 Factor de limpieza. Fb Fuerza en el perno. Fi Fuerza de precarga. Fm Fuerza en el material. ft/min Pies por minuto. g Holgura. G Módulo de corte. h Profundidad de trabajo del diente. H Profundidad. hT Profundidad total del diente. I Factor geométrico, Momento polar de inercia. J Factor geométrico, Momento polar de inercia. K Tasa del resorte. Ka Factor de aplicación. Kb Constante de rigidez del perno. KB Factor de aro. Kd Factor de desgaste. KI Factor de engrane intermedio.



KL Factor de vida a esfuerzos cíclicos. Km Factor de distribución de carga, constante del rigidez del material KR Factor de confiabilidad. KS Factor de tamaño. KT Factor de temperatura. Kv Factor de velocidad. KX Factor de curvatura. l Agarre efectivo. L Longitud, longitud del cono. L/min Litros por minuto. lb libras. Lb Longitud del sujetador. ld Longitud útil con rosca. Lf Longitud libre. La Longitud ensamblada. Lm Longitud mínima de trabajo. LS Longitud de cierre. ls Longitud útil sin rosca. LT Longitud total. M Momento, par por flexión. mF Razón de contacto axial. mg Relación de engranaje. mp Razón de contacto transversal. N Número de estrías o canales, número de dientes. Na Número de espiras activas Ng Número de dientes del engrane sin interferencia. N-m Newton por metro. Np Número de dientes del piñón sin interferencia. N t Número de espiras totales. Nv Número de dientes virtuales. P Presión. Pb Carga en el perno. Pd Paso diametral transversal. Pdn Paso diametral normal. pulg Pulgada. Pm Carga en el material. Po Carga para separar las piezas. psi. Libras por pulgada cuadrada Px Paso axial. Qv Calidad del engrane. r radio nominal. rf Radio del filete. rg Radio de paso del engrane. ri Radio interno. rm Radio medio. ro Radio externo.



rp Radio de paso del piñón. rpm Revoluciones por minuto. Sc Resistencia al contacto superficial. Sf Resistencia a la fatiga. t tiempo. T Torque tC Espesor de la tuerca. tm Espesor del material. v Razón de Poisson. V Velocidad. Vt Velocidad en la línea de paso. W Carga, ancho de la estría. Wa Carga axial. wo Desgaste. Wr Carga radial. Wt Carga tangencial. y holgura Holgura. y Deformación. Y Factor de forma de Lewis. Z Longitud de acción. α Ángulo alfa. ηap. Factor de seguridad de apertura. ηf Factor de seguridad a la fatiga. ηseg Factor de seguridad. ηy Factor de seguridad estático. σC Esfuerzo superficial. σf Esfuerzo a la fatiga. σy Esfuerzo de fluencia. σu Esfuerzo último. Φ Ángulo de presión transversal. Φn Ángulo de presión normal. Ψ Ángulo de hélice. .Esfuerzo de corte ح



ÍNDICE DE FIGURAS. Figura 1 Roca conglomerante y arenisca.

Figura 2 Arcilla y limonita.

Figura 3 Caliza.

Figura 4 Trampas típicas que contiene petróleo.

Figura 5 Trampas típicas estructurales.

Figura 6 División de regiones petroleras.

Figura 7 Edward L. Dohory y Charles A Canfield.

Figura 8 Auge del petróleo en México.

Figura 9 Sarta de perforación y trépanos con insertos de carburo de tungsteno.

Figura 10 Equipo de perforación terrestre.

Figura 11 Torre de perforación.

Figura 12 Esquema de tuberías.

Figura 13 Clasificación de los fluidos de perforación.

Figura 14 Intervalo disparado.

Figura 15 Extracción del petróleo.

Figura 16 Refinería.

Figura 17 Pistola tipo Scallop.

Figura 18 Pistola tipo Enerjet.

Figura 19 Bomba de impulsión directa.

Figura 20 Bomba intensificadora.

Figura 21 Herramienta para penetración WO 0058599.

Figura 22 Herramienta para penetración WO 0201043 A1.

Figura 23 Sistema de barrenado de tubería de revestimiento y formación US 518311.

Figura 24 Herramienta para penetración CA 1278509.

Figura 25 Diseño de ingenieria básica de la herramienta.

Figura 26 Sistema de corte para tuberías de revestimiento.

Figura 27 Explotado del Sistema de corte para tuberías de revestimiento.

Figura 28 Configuración de engranes.

Figura 29 Tamaño del diente para varios pasos diametrales.

Figura 30 Planos normal y transversal de un engrane helicoidal y fuerzas presentes.



Figura 31 Nomenclatura engranes cónicos.

Figura 32 Factor geométrico J para un engrane cónico.

Figura 33 Factor geométrico I para un engrane cónico.

Figura 34 Factor geométrico J para un engrane helicoidal.

Figura 35 Multiplicadores de factor J.

Figura 36 Figura.

Figura 37 Gráfica del factor de aro.

Figura 38 Gráfica del factor de vida a la fatiga.

Figura 39 Gráfica del factor de vida al desgaste.

Figura 40 Dirección y velocidad de giro del sistema de engranes.

Figura 41 Diagrama de cuerpo libre del maguito 1.

Figura 42 Diagrama de cuerpo libre del maguito 2.

Figura 43 Cilindro a presión.

Figura 44 Diagrama del cuerpo libre del cilindro.

Figura 45 Diagrama del cuerpo libre del eje acanalado.

Figura 46 Columna corta.

Figura 47 Nomenclatura un eje acanalado.

Figura 48 Fuerzas presentes en un resorte.

Figura 49 Acabados en un resorte.

Figura 50 Alturas en un resorte helicoidal a compresión.

Figura 51 Longitud del sujetador.

Figura 52 Diagrama de cuerpo libre de la tapa.

Figura 53 Esfuerzos de corte en un alambre de acero ASTM A401, con aleación cromo y

silicio.

Figura 54 Curvas de operación del motor hidráulico OML 32



INDICE DE TABLAS

Tabla 1 Clasificación del petróleo de acuerdo a su densidad API.

Tabla 2 Clasificación del petróleo Mexicano.

Tabla 3 Clasificación IAT de estado de madurez del petróleo.

Tabla 4 Espesor máximo y mínimo para diferentes diámetros de tuberías

Tabla 5 Grados de acero según API.

Tabla 6 Características principales de los cementos utilizados para cementar pozos.

Tabla 7 Diámetros nominales de la pistola Scallop.

Tabla 8 Diámetros nominales de la pistola Enerjet.

Tabla 9 Ponderación de requerimientos deseables.

Tabla 10 Traducción de los requerimientos del cliente.

Tabla 11 Despliegue de funciones.

Tabla 12 Matriz morfológica.

Tabla 13 Combinación de soluciones.

Tabla 14 Evaluación de combinaciones.

Tabla 15 Requerimientos utilizados en el sistema de engranes.

Tabla 16 Factor de aplicación de acuerdo al tipo de carga aplicada.

Tabla 17 Número de calidad Qv de acuerdo a la velocidad.

Tabla 18 Valor de a y b para la ecuación de Mirin.

Tabla 19 Resultado de los engranes cónicos.

Tabla 20 Factor de aplicación de acuerdo al tipo de carga aplicada.

Tabla 21 Factor de distribución de carga de acuerdo al ancho de cara.

Tabla 22 Valores de A, B y C para obtener Cma.

Tabla 23 Valor del Factor de Lewis para diversos números de dientes.

Tabla 24 Resultado de los engranes cilíndricos.

Tabla 25 Factores de seguridad para engranes.

Tabla 26 Resistencia a la fatiga y al desgaste superficial.

Tabla 27 Valores para diferentes confiabilidades.

Tabla 28 Factores generalizados de la resistencia a la fatiga para materiales dúctiles.



Tabla 29 Factor de seguridad a la fatiga resultantes en los engranes.

Tabla 30 Resistencia a la fatiga en la superficie S´c ( 107 ciclos de vida, confiabilidad del

99%, temperatura < 121º C ).

Tabla 31 Factor de seguridad a la fatiga superficial resultantes en los engranes.

Tabla 32 Factor PV (f1).

Tabla 33 Factor de limpieza ((f2).

Tabla 34 Factores de desgaste.

Tabla 35 Requerimientos para el cilindro.

Tabla 36 Parámetros de trabajo del eje.

Tabla 37 Ecuaciones para ranuras rectas.

Tabla 38 Resumen de ecuaciones para 6 estrias

Tabla 39 Cálculo de espiras totales.

Tabla 40 Coeficientes y exponentes para la ecuación 91.

Tabla 41 Porcentajes de resistencias.

Tabla 42 Porcentaje de resistencia máxima a la tensión.

Tabla 43 Diámetros y materiales para resortes más comunes.

Tabla 44 Dimensiones principales de las roscas de tornillo Unified National Standard.

Tabla 45 Factores de área.

Tabla 46 Parámetros de rigidez.

Tabla 47 Especificaciones y resistencias SAE para pernos de acero.

Tabla 48 Factor de concentración de esfuerzos para pernos.

Tabla 49 Factor Geométrico J a flexión AGMA para Ф= 20˚, Ψ= 10˚ dientes de profundidad completa con carga en las puntas.




Tabla 53 Factor Geométrico J a flexión AGMA para Ф= 25˚, Ψ= 20˚ dientes de profundidad completa con carga en las puntas


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CAPITULO I “GENERALIDADES DEL PETRÓLEO”



La vida sin el petróleo no podría ser como la conocemos; del crudo obtenemos combustible para nuestros autos, autobuses, barcos y aviones. Lo usamos para generar electricidad, además de diversos lubricantes para máquinas y vehículos. La industria petroquímica desarrolla productos derivados de él, como son plásticos, fibras sintéticas, medicinas, conservadores de alimentos, hules, agroquímicos, etc. El petróleo ha transformado la vida de las personas y la economía de las naciones. Su descubrimiento creó riqueza, modernidad y nuevos empleos, motivando el crecimiento de la industria.

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1.1 EL PETRÓLEO La palabra petróleo proviene del latín petroleum (petra: piedra y oleum: aceite), que significa aceite de piedra. El petróleo es una mezcla en la que coexiste la fase sólida, líquida y gas, teniendo un color que varía entre ámbar y negro. 1.2 COMPOSICIÓN DE LOS HIDROCARBUROS El petróleo es un hidrocarburo o carburo de hidrógeno, es decir, una sustancia de origen orgánico compuesta por átomos de carbono e hidrógeno. La característica principal de los átomos de carbono reside en la capacidad de combinarse entre sí para formar cadenas, anillos y estructuras moleculares complejas; las uniones entre los átomos pueden ser simples o covalentes (múltiples). Los hidrocarburos de acuerdo a su arreglo estructural se pueden clasificar [1] en: - Cadena abierta - Cadena cerrada Y conforme al tipo de enlace entre los átomos de carbono en la molécula, pueden ser: - Saturados o de enlace sencillo - No saturados o de enlace covalente.

Hidrocarburos saturados

Son aquellos en donde cada uno de los átomos de carbono tiene cubierto su enlace con un átomo de hidrógeno unido por ligadura simple. Estos hidrocarburos son estables y no reaccionan fácilmente. De acuerdo al tipo de cadena se dividen en:

Alcanos Alcanos (parafinas) Iso-alcanos (iso-parafinas)

Aliciclicos ciclo-alcanos (ciclo-parafinas o naftenos)

Hidrocarburos no saturados

Son aquellos en donde los átomos de carbono muestran un enlace covalente y se dividen en:

- Alquenos (olefinas) - Alquinos (acetilenos) - Aromáticos (bencenos)

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1.3 CLASIFICACIÓN DEL PETRÓLEO. El análisis químico revela que el petróleo es una mezcla y no una sustancia pura, constituida por átomos de carbono e hidrógeno con pequeñas proporciones de otros compuestos como el nitrógeno, azufre, oxígeno y algunos metales confinados en forma natural en depósitos de roca sedimentaria, existiendo por esto diferentes tipos de petróleo. Entre sus diferentes propiedades, estos compuestos se distinguen por la volatilidad de los elementos que la componen. Al calentarse el petróleo, se evaporan preferentemente los compuestos ligeros (de estructura química sencilla y bajo peso molecular), de tal manera que conforme aumenta la temperatura, los componentes más pesados van incorporándose al vapor. Es habitual clasificar el crudo o petróleo según la composición química que predomina. Surgiendo cuatro grupos:

� Petróleo de base parafinica. � Petróleo de base nafténico. � Petróleo de base asfáltica o mixta. � Petróleo de base aromático.

La industria mundial de hidrocarburos líquidos clasifica el petróleo de acuerdo a su densidad API (Instituto Americano del Petróleo) a través de las curvas de destilación TBP (del inglés “true boiling point”, temperatura de ebullición real) distinguiendo los siguientes tipos de petróleo [2]:

Aceite Crudo Densidad

( g/ cm3) Densidad

grados API Extrapesado >1.0 10.0

Pesado 1.0 - 0.92 10.0 - 22.3

Mediano 0.92 - 0.87 22.3 - 31.1

Ligero 0.87 - 0.83 31.1 - 39

Superligero < 0.83 > 39

Tabla 1. Clasificación del petróleo de acuerdo a su densidad API

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Para exportación, en México se obtienen tres variedades de petróleo crudo:

Istmo:

Ligero con densidad de 33.6 grados API y 1.3% de azufre en peso.

Maya:

Pesado con densidad de 22 grados API y 3.3% de azufre en peso.

Olmeca

Superligero con densidad de 39.3 grados API y 0.8% de azufre en peso.

Tabla 2. Clasificación del petróleo Mexicano 1.4 ORIGEN DEL PETROLEO Las distintas teorías sustentadas para determinar el origen del petróleo, datan de 1866 y a la fecha continúan las investigaciones. Sin embargo, los estudios por medio de la información química, geológica y bacteriológica han permitido cancelar muchas teorías. La teoría orgánica [1] es la más aceptada y se basa en dos principios fundamentales: la transformación química del kerogeno y la acción del calor y la presión sobre kerogeno. El kerogeno se forma a través de los cambios químicos de la materia orgánica sintetizada por los vegetales que se logra preservar. El aporte orgánico más importante proviene de los vegetales superiores en la superficie terrestre y del fitoplancton, zooplancton y bacterias en el mar. La teoría orgánica divide el proceso en dos etapas:

� La diagénesis � La catagénesis

Diagénesis.

Los organismos vivos están compuestos de carbohidratos, proteínas, lípidos y ligninas. Estos compuestos son degradados por microorganismos a monómeros de azúcar, ácidos grasos, etc., que se condensan a complejos de nitrógeno y humos progenitores del petróleo a una temperatura que va desde la superficial hasta los 50 °C, provocando la formación de hidrocarburos simples, debido a la perdida de oxígeno, nitrógeno y azufre. Para lograr esta descomposición es necesaria una actividad microbiana. Las bacterias desempeñan un papel importante en las transformaciones de la materia orgánica ya que destruyen vía enzimática los polímeros (aminoácidos y azucares simples) utilizados para la alimentación de otros microorganismos.

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No en todos los medios es posible la generación de hidrocarburos. En un medio aeróbico (suelo terrestre y espacio subterráneo) la degradación de la materia orgánica es total, ocasionada por la reproducción continua de los microorganismos, gracias a la abundancia de oxígeno. Por el contrario en un medio marino o lacustre (lodos arcillosos o lodos calcáreos finos) la cantidad de oxígeno disuelto es mínimo y esta confinado. La carencia de oxígeno limita la reproducción de los microorganismos aeróbicos teniendo con esto la preservación de pequeñas cantidades de materia orgánica para su procesamiento. Una vez consumido el oxígeno, los microorganismos aeróbicos mueren y los microorganismos anaeróbicos reducen los sulfatos; este proceso genera agua, dióxido de carbono y amoniaco, después de un tiempo los organismos anaeróbicos mueren también. El material remanente es depositado en sedimentos. El residuo de la actividad microbiana sufre en la sedimentación una reorganización química con polimerización y condensación. De acuerdo al proceso químico, la materia puede dividirse en kerogeno húmico productores de petróleo-gas o kerogeno sapropélico productores solamente gas. Catagénesis

El depósito consecutivo en sedimentos tiene como resultado el entierro de los lechos previos a una profundidad que alcanza varios kilómetros de recubrimiento en cuencas subsecuentes. Esto junto con los movimientos tectónicos, representan un aumento considerable en la temperatura y presión por enterramiento. El aumento de temperatura tiene un incremento de 2 a 5 °C por cada 100 metros de profundidad. La catagénesis es el proceso químico del kerogeno producido por el aumento de temperatura y presión. El kerogeno experimenta transformaciones mayores a través de una evolución progresiva; el kerogeno produce primeramente aceite líquido, en una etapa subsiguiente se obtiene gas húmedo y condensando (tanto el aceite líquido como el condensado van acompañados de una cantidad considerable de metano), posteriormente los depósitos orgánicos masivos se modifican como diversas clases de carbón y producen hidrocarburos. A medida que la temperatura y el sepultamiento continua aumentando, la proporción del petróleo también aumenta. De acuerdo a la maduración se tiene un color determinado [1]. El Índice de Alteración Térmica (IAT) muestra el grado de maduración del kerogeno: en la fase inmadura el color es amarillo; en la fase madura el color es anaranjado a café, y en la fase metamórfica el color es de negro-café a negro.

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Estos colores se pueden expresar en números de la siguiente forma:

Fase Número I.A.T Inmadura 1 Madura 2 a 3

Metamórfica 4 a 5

Tabla 3. Clasificación IAT del estado de madurez del petróleo. 1.5 TIPOS DE ROCAS GENERADORAS O MADRES El sepultamiento y la compactación del kerogeno se realiza junto con materiales producidos por la erosión de rocas dando origen a las rocas sedimentarias. Geológicamente estas rocas se dividen en dos grupos [3]: * Rocas clásticas

Este tipo de roca, según el tamaño del grano que las compone se dividen en: Conglomerantes : Depósitos de grava (más de 2 mm de diámetro) en cuyos intersticios se encuentra arena y lodo. Arenisca (Sandstones) : Compuesto por granos de cuarzo altamente abrasivo y abundante, en un rango de 0.006 a 2 mm de diámetro y en la mayoría de casos cementadas por calcita, sílice u óxido de hierro.

Figura 1. Roca conglomerante y arenisca.

Limolita (Siltstones) : Partículas en un rango de 0.004 a 0.062 mm de diámetro. Comúnmente forman capas delgadas llamadas láminas; transportada principalmente por suspensión en ríos, depositándose principalmente en deltas.

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Arcilla (Shales) : Cieno endurecido o lutita (mudstone) de menos de 0.062 mm de diámetro, es la roca sedimentaría más abundante. Esta estratificada en láminas delgadas que al presentar coloración oscura indica su riqueza en material orgánico. Depositado en ambientes de aguas tranquilas, como lagunas, mares cerrados poco profundos, su color rojo es indicativo de oxidación del material orgánico.

Figura 2. Arcilla y limonita.

Figura 3. Caliza

* Rocas orgánicas

Rocas formadas por precipitación química y actividad biológica, divididas en: Caliza (Limestones) : Compuesto por carbonato de calcio (Ca2CO3) Dolomita (Dolostone): Compuesto por carbonato de calcio y magnesio (CaMg(CO3)2). Domos de sal (Rock salt) : Compuesto por cloruro de sodio (NaCl), algunas pueden ser de yeso (CaSO3·2H2O) y productos de la evaporación en lagos salinos. Pedernal (Chert) : Compuesto por cuarzo micro-cristalino duro y denso, usado en la antigüedad para fabricar cabezas de flechas, lanzas y herramientas.

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1.6 MIGRACIÓN Después del proceso de formación, el petróleo generado dentro de los espacios porosos de la roca madre comienza a desplazarse a otras formaciones litológicas hasta ser bloqueado y confinado por otra roca, estos almacenamientos son llamados yacimientos. La migración del hidrocarburo según estudios se cree que es en dos etapas [1]. La primera migración que presentan los hidrocarburos después de su generación es por la incompatibilidad de densidades y la compactación de la roca que cierra los poros, creando una fuerte presión interna en la roca que propicia la expulsión del hidrocarburo a través del fracturamiento de la matriz mineral o aprovechando las fallas preexistentes. Una segunda migración se realiza por la flotabilidad de los hidrocarburos con el agua asociada, situación provocada por la diferencia de densidades. El hidrocarburo que se encuentra en la roca madre se desplaza a otros estratos geológicos a través de fracturas hasta encontrar una trampa que detenga su migración y formar un yacimiento. 1.7 YACIMIENTOS PETROLEROS Los hidrocarburos se encuentran confinados en trampas geológicas denominadas yacimientos. Una trampa se comporta como un sistema intercomunicado hidráulicamente; es decir, la presión que el hidrocarburo tiene en un punto es la misma que tendrá en cualquier parte del yacimiento. Un yacimiento está constituido por dos tipos de rocas: una almacenadora y otra de sello. La roca almacenadora es una roca porosa y permeable, dentro de la cual el hidrocarburo ocupa los huecos o poros de la roca a presión y temperatura elevada, cuyas magnitudes dependen de la profundidad a la que se localiza el yacimiento. Las rocas almacenadoras más comunes [1] son las areniscas, mientras que el segundo grupo con aproximadamente el 30% de los yacimientos esta representado por rocas carbonatadas (dolomitas y calizas), un dato importante de este grupo es que más del 40% de los campos gigantes de petróleo y gas se localizan en este tipo de roca. Un último tipo de roca almacenadora poco común son las rocas intrusivas y de basamento. La capa impermeable se denomina comúnmente roca sello o tapón; generalmente es una roca cuya permeabilidad por reducción de los poros va disminuyendo progresivamente hasta un tamaño capilar o inferior por el cual el petróleo no es capaz de franquear quedando detenido. Los tipos de roca sello [1] son muy variados; en general cualquier roca que se adapte a la definición puede serlo. Entre los tipos más comunes están, las lutitas, toda la serie de evaporitas (anhidrita, precipitados salinos, yeso) y las rocas carbonatadas (margas, calizas arcillosas finas, arcillas calcáreas).

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Los yacimientos se clasifican en tres tipos [1]:

Figura 4. Trampas típicas que contienen petróleo.

Trampas estratigráficas: Son las trampas de carácter sedimentológico de las formaciones que las constituyen, es decir, los hidrocarburos migran hacia la superficie a través de rocas porosas hasta chocar con un estrato impermeable que trunca los estratos porosos.

Trampas de tipo estructural: son aquellas en las que los hidrocarburos se encuentran asociados a pliegues o fallas tales como los anticlinales, los sinclinales y estructuras como los domos de sal. Una de las estructuras más favorables para entrampar hidrocarburos son los pliegues anticlinales. En estos plegamientos se acumulan los fluidos en las rocas porosas disponiéndose los mismos, según sus densidades: el gas en la parte superior, el hidrocarburo en posición intermedia y el agua por debajo de este.

Trampa anticlinal Trampa estratigráfica

Figura 5. Trampas típicas estructurales.

Trampas combinadas: Se refiere a las trampas en las que se conjugan aspectos estratigráficos y tectónicos.

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EDAD DE LOS YACIMIENTOS.

Tradicionalmente [1] se designa la edad de los yacimientos conforme a la edad de la roca almacenadora, pero esta no coincide con la edad de la acumulación y menos con la edad de la roca generadora. En términos de producción mundial, las rocas almacenadoras más ricas en hidrocarburos son las del Terciario (en México las del cretácico), en menor grado las del Jurásico y por último las del Paleozoico. Así las reservas probables en la mayoría de los campos del mundo occidental, están distribuidos de la siguiente manera:

- 53% formaciones del Mesozoico. - 29% formaciones del Mioceno y Oligoceno. - 9% formaciones del Paleozoico - el resto en formaciones terciarias anteriores y posteriores al Mioceno-Oligoceno.

UBICACIÓN GEOGRAFICA DE LOS YACIMIENTOS EN MÉXICO.

Los yacimientos petrolíferos ubicados en el territorio mexicano han sido agrupados en tres regiones [4] : Región Marina, Región Norte y Región Sur. La región Marina se encuentra ubicada al sureste del país, dentro de la plataforma continental y el talud del Golfo de México y está integrada a su vez por dos regiones: la Marina Noroeste y la Marina Suroeste. La región Marina Noreste, abarca una superficie de más de 166,000 km2 y queda totalmente incluida dentro de las aguas territoriales nacionales, frente a las costas de Campeche, Yucatán y Quintana Roo. En esta porción se encuentra el complejo Cantarell. La región Marina Suroeste, abarca una superficie de 352,390 km2, en la parte Sur limita con los estados de Veracruz, Tabasco y Campeche, en dirección Este con la región Marina Noreste; al Norte con las aguas territoriales; y al Oeste con el proyecto Golfo de México de la región Norte. La región Norte es la más extensa del sistema petrolero nacional con más de 2,000,000 km2. Limitada al Norte con los Estados Unidos de Norteamérica, al Este con el Golfo de México, al Oeste con el Océano Pacífico y al Sur con el río Papaloapan. Esta región abarca los estados de Baja California Norte, Baja California Sur, Sonora, Sinaloa, Chihuahua, Coahuila, Nuevo León, Tamaulipas, Durango, Zacatecas, San Luis Potosí, Nayarit, Aguascalientes, Jalisco, Colima, Michoacán, Guanajuato, Querétaro, Hidalgo, Puebla, Tlaxcala, México, Morelos, Distrito Federal y parcialmente en las entidades de Guerrero, Oaxaca y Veracruz.

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La región Sur se encuentra limitada al Norte con el Golfo de México con la región norte en el paralelo 18 grados, al Noreste con el río Tesechoacan, hacia el Sureste con el mar Caribe, Belice y Guatemala y al Sur con el Océano Pacífico. Su superficie es aproximadamente de 390,000 km2 y comprende los estados de Veracruz, Guerrero, Oaxaca, Tabasco, Campeche, Chiapas, Yucatán y Quintana Roo.

Figura 6. División de regiones petroleras.

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CAPITULO 2 “HISTORIA DEL DESARROLLO PETROLRO EN MÉXICO”

Desde los tiempos de las primeras civilizaciones el petróleo era utilizado. Se dice que Noé lo utilizo como impermeabilizante para proteger su célebre arca, los babilonios y los asirios lo empleaban para alumbrado en sustitución del aceite vegetal y como cemento en las construcciones. Los árabes y los hebreos lo tenían para usos medicinales, los egipcios lo utilizaban en sus practicas de embalsamiento y los romanos para destruir las naves enemigas. México no fue la excepción, los antiguos pobladores tenían conocimiento de esta sustancia, pues fue empleada de diversas formas entre las cuales se encuentra la reparación de embarcaciones para la navegación por los ríos haciendo uso de sus propiedades impermeabilizantes.

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2 ANTECEDENTES HISTORICOS DE LA EXPLOTACIÓN PETROLERA EN MÉXICO. Los antecedentes históricos señalan que el primer pozo petrolero perforado en México se realizó en el año 1869 en el estado de Veracruz, sin embargo, la historia comercial en México se inicia en 1900, cuando los norteamericanos Charles A. Candfield y Edward L. Doheny compraron la hacienda de Trujillo, en el municipio de Ebano, San Luis Potosí y crearon la empresa Mexican Petroleum of California. El 14 de mayo de 1901 al llegar a una profundidad de 433 metros broto aceite en el pozo bautizado con el nombre de Doheny-1, teniendo una producción de 50 barriles diarios. Sin embargo, a pesar de los 19 pozos perforados posteriormente la empresa considero los campos como fracasos.

Figura 7. Edward L Dohery y Charles A. Canfield.

Posteriormente la compañía Mexican Petroleum of California revivió debido a dos hechos en concreto: un crédito por 50 mil pesos que concedió el Banco de San Luís Potosí y la interpretación del ingeniero mexicano Ezequiel Ordóñez que marco el lugar. El 3 de abril de 1904 en el cerro la Pez cuando se perforaba el Pozo La pez-1 a una profundidad de 502 metros broto un chorro de aceite negro a 15 metros de altura, del cual se extrajeron 1,500 barriles diarios durante varios años. Paralelamente a las actividades petroleras de Doheny, la compañía inglesa "Pearson and Son", que era contratista en el gobierno del general Porfirio Díaz y cuyo propietario era Weetman Dikinson Pearson, adquirió terrenos para la exploración y explotación de petróleo. En 1902, encontró petróleo cerca de San Cristóbal en el Istmo de Tehuantepec y años después construyó una refinería en Minatitlán, un centro de almacenamiento y un ducto en esta zona.

A la caída de Porfirio Díaz, el gobierno revolucionario del presidente Francisco I. Madero expidió el 3 de junio de 1912, un decreto para establecer un impuesto especial sobre la producción petrolera y posteriormente, ordenó que se efectuará un registro de las compañías que operaban en el país, las cuales controlaban el 95 por ciento del negocio.

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Figura 8. Auge del Petróleo en México Antiguo.

Posteriormente, Venustiano Carranza creó en 1915 la Comisión Técnica del Petróleo y en 1918 estableció un impuesto sobre los terrenos y contratos petroleros para ejercer control de la industria y recuperar algo de lo enajenado por Porfirio Díaz, hecho que ocasionó la protesta y resistencia de las empresas extranjeras.

Con el auge petrolero, las compañías se adueñaron de los terrenos con petróleo. Por ello, el gobierno de Carranza dispuso que todas las compañías petroleras y personas que se dedicaran a la exploración y explotación del petróleo debían registrarse en la Secretaría de Fomento. La segunda década del siglo fue una época de febril actividad petrolera gracias al descubrimiento de yacimientos terrestres al Norte del Estado de Veracruz y parte del Estado de Tamaulipas, zona que se llamó "Faja de Oro". Al campo más importante de esta serie de yacimientos, se le conoce con el nombre de Cerro Azùl y fue el primer campo gigante en México. El pozo Cerro Azúl-4, localizado en los terrenos el Tolteco y Cerro Azúl, propiedad en aquel entonces de la Huasteca Petroleum Company al llegar a una profundidad de 545 metros, arrojo la tubería del pozo, destrozo la torre y alcanzó una altura de 180 metros. La producción del pozo Cerro Azul-4 alcanzó un gasto aproximado 260 mil barriles diarios (41.3 Mm3). La explotación de esta provincia geológica tuvo una trayectoria ascendente hasta llegar -en 1921- a una producción diaria de 530 mil barriles diarios (84.2 Mm3), que en aquel entonces representaba el 25% de la producción mundial de petróleo, colocando a México como tercer productor mundial.

La acelerada explotación de los campos de la Faja de Oro origino que se presentara una fuerte declinación de la producción, aun cuando la serie de yacimientos productores estaban bajo el efecto de un activo empuje hidráulico. De este modo para 1938, año en que el gobierno mexicano dictamino la expropiación de la industria petrolera, la producción había disminuido a los 100 mil barriles diarios (15.8 Mm3).

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Ese mismo año se fundó Petróleos Mexicanos (PEMEX) como entidad pública y se le responsabilizó de explotar este recurso natural de nuestro país. El importante esfuerzo exploratorio realizado por Petróleos Mexicanos a partir de la expropiación petrolera, permitió el hallazgo de un crecido número de yacimientos petrolíferos localizados en diferentes regiones de la planicie costera del Golfo de México, siendo los más importantes en la porción norte, los campos Tres Hermanos y Tamaulipas-Constituciones; en la región central, los campos San Andrés, Remolino Santa Águeda, Ezequiel Ordóñez y Angostura y en la parte sur, los campos La Venta, Cinco Presidentes, Ogarrio, El Plan, Cuichapa y el Golpe. Así mismo en la plataforma continental del Golfo de México, después de los estudios realizados desde 1923 por compañías extranjeras se descubrieron y desarrollaron campos marinos, entre los que destacan, Arenque en la parte Norte, Atún y Bagre en la región central y Santa Ana en la región austral. A pesar de que el año de 1971 incorporó a explotación un significativo número de yacimientos, México paso a ser un país importador de petróleo como resultado de la creciente demanda interna. Esta situación permaneció hasta 1974, año en el que México reinicio sus actividades como exportador de petróleo, para estas fechas la producción alcanzó un promedio cercano a los 700 mil barriles diarios (111.2 Mm3), al iniciarse la explotación de los campos Sitio Grande y Cactus descubiertos en 1972 en los estados Chiapas y Tabasco. En esta prolífica provincia que es productora en rocas carbonatas del mesozoico, se tienen 37 campos productores que comprenden yacimientos de petróleo ligero, de aceite volátil y de gas condensado. Entre estos destaca el complejo Bermúdez que fue el primer campo súper gigante descubierto en México, ya que sus reservas superan los 5 millones de barriles (794.8 Mm3) de petróleo. La máxima producción que se obtuvo de estos campos, se alcanzó a fines de 1979 con un volumen cercano a 1.1 millones de barriles diarios (174.8 Mm3), por lo que la producción total de México fue superior a 1.6 millones de barriles diarios (254.3 Mm3). En este mismo año se inició la explotación de los campos de la Sonda de Campeche, cuyo descubrimiento se ubica tres años atrás, siendo el Chac-1 el primer pozo exploratorio perforado en esa área. En esta provincia se ubica el complejo Cantarell que por sus dimensiones se clasifica dentro de los 10 yacimientos súper gigantes del mundo. A la fecha, en la sonda de Campeche se han descubierto 14 campos productores de petróleo pesado y de petróleo ligero, siendo los más importantes en el área de Cantarell, Abkatun, Pol y Ku. Aun cuando estos campos no se han desarrollado completamente, a fines de 1982 se obtuvo de ellos una producción cercana a los 2 millones de barriles diarios (317.9 Mm3).

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El tercer campo súper gigante que posee México, es el Paleocañon del Chicontepec, que se encuentra localizado en la porción central de la franja costera del Golfo de México; este yacimiento se caracteriza por su baja productividad y por esta causa su desarrollo es lento ya que los recursos financieros disponibles se han destinado a regiones de mayor productividad. Un hecho resaltable de la historia petrolera en México, es que a partir del año 1938, periodo en el que se nacionalizó la industria petrolera, la producción de petróleo ha tenido variaciones muy importantes, pero todas ellas de carácter ascendente, de tal forma que, con la explotación de tres yacimientos súper gigantes, 12 campos catalogados como gigantes y un sin número de estructuras productoras adicionales, el país llego a ser y se ha sostenido como el sexto productor de petróleo a nivel mundial con una producción de 2.7 millones de barriles diarios (429.2 Mm3).

CAPITULO 3“PERFORACIÓN DE UN POZO

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Inicialmente la perforación de un pozo se realizaba hasta una profundidad de 305 m. usando barras de hierro transportadas en hombros por dos hombres y colgadas con cuerdas. Unos años más tarde se bajaron al pozo columnas de tubería de hierro para subir el petróleo a la superficie. Alrededor del tubo se amarraban exteriormente sacos de alimento para ganado llenos de granos secos que al humedecerse se hinchaban y sellaban el agua indeseable a los estratos superiores de escasa profundidad. Después de que se patentó el torpedo Robert se produjeron explosiones superficiales que crearon fracturas en las rocas permitiendo un flujo más abundante de petróleo. Actualmente las perforaciones se realizan hasta una profundidad de 8,000 metros.


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3.1 EXPLORACIÓN El petróleo como se mencionó antes se encuentra confinado en un depósito o yacimiento. El hallazgo de un yacimiento petrolero no es obra librada al azar y obedece a una tarea científicamente organizada que se planifica con mucha anticipación. Uno de los primeros pasos en la búsqueda de yacimientos petroleros es la obtención de fotografías o imágenes por satélite, avión o radar de una determinada zona geográfica. Esto permite elaborar mapas geológicos que muestran las características del área, como es la vegetación, topografía, corrientes de agua, tipo de roca, fallas geológicas, anomalías térmicas, etc. Esta información da una idea de aquellas zonas que tienen condiciones propicias para la presencia de mantos sedimentarios adecuados para la formación de petróleo. También se utilizan sistemas magnéticos y gravimétricos desde aviones, con lo cual se recoge información que permite diferenciar los tipos de roca del subsuelo. Los gravimétricos permiten medir la densidad de las rocas que hay en el subsuelo para determinar si hay petróleo. Con magnetómetros se aprecian variaciones del campo magnético, mostrando la distribución en el subsuelo de rocas con propiedades magnéticas. Igualmente los geólogos inspeccionan el área seleccionada y toman muestras de las rocas superficiales para su análisis. Con estos estudios se tiene una primera aproximación de la posibilidad de localizar hidrocarburos y del tipo de roca almacenadora que pueda haber en un lugar. Pero el estudio más importante en la exploración es la sísmica. Una prueba sísmica consiste en crear temblores artificiales mediante la detonación de cargas explosivas especiales en excavaciones de poca profundidad, normalmente entre 3 y 9 metros. Después se cubre la superficie determinada a estudio con aparatos de alta sensibilidad llamados "geófonos". Las explosiones generan ondas sísmicas que atraviesan las distintas capas subterráneas y regresan a la superficie. Los geófonos captan las ondas y las envían a la estación receptora, donde mediante equipos especiales de cómputo se va dibujando la dirección, extensión e inclinación de los estratos presuntamente petroleros. Este tipo de información obtenida a lo largo del proceso exploratorio es objeto de interpretación en los centros geológicos y geofísicos de las empresas petroleras. Allí es donde se establece qué áreas pueden contener mantos con depósitos de hidrocarburos, cuál es su contenido potencial de hidrocarburos y dónde se deben perforar los pozos exploratorios para confirmarlo. De aquí sale lo que se llama "prospectos petroleros”.


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3.2 PERFORACIÓN La única manera de saber si hay realmente petróleo en el sitio donde la investigación geológica propone que se podría localizar un depósito de hidrocarburos; es mediante la perforación de un agujero en la corteza terrestre hasta la profundidad donde se presume que se encuentra el yacimiento, permitiendo así la comunicación entre el hidrocarburo entrampado y la superficie. Este agujero recibe el nombre de pozo y tiene un rango aproximado de profundidad entre 600 y 8,000 metros. En los primeros días de la industria del petróleo se usaba el método de perforación conocido con el nombre de sistema de percusión, donde la perforación se realizaba por medio de un punzón. En la actualidad este método ha sido reemplazado por el sistema rotativo para horadar formaciones de gran dureza. El sistema que se emplea en México, es el de perforación rotatoria, en el cual se perfora un agujero haciendo girar una barrena o trepano conectado a la sarta de perforación (tubos de perforación y lastra barrenas), cuya función es proporcionar la carga de compresión y torque en la barrena.

Figura 9. Sarta de perforación y trépanos con insertos de carburo de tungsteno.

A medida que se profundiza el pozo se van agregando nuevos tramos de tubería. Los cortes o pedazos de formación que arranca la barrena son levantados por un fluido (lodo) que circula hacia abajo por el interior de la tubería y sale a través de los orificios o toberas de la barrena y regresa a la superficie por el espacio anular. En la superficie, el fluido que sale del pozo se pasa por un tamiz vibratorio donde se eliminan los productos de la perforación y después a una presa de tratamiento para volver a ser inyectado a la tubería.


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El tiempo de perforación de un pozo dependerá de la profundidad programada y las condiciones geológicas del subsuelo. En promedio se estima entre dos a seis meses. Y desde el momento en que se inicia la investigación geológica hasta la conclusión del pozo exploratorio, pueden transcurrir de uno a cinco años. De acuerdo con la profundidad proyectada del pozo, las formaciones que se van a atravesar y las condiciones propias del subsuelo, se selecciona el equipo de perforación más indicado.

Figura 10. Equipo de perforación terrestre.

Un equipo de perforación cuenta básicamente con los siguientes sistemas:

� Sistema de elevación y rotación. � Sistema de lodos. � Sistema de cementación. � Unidad de potencia.


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Sistema de elevación y rotación.

El sistema de elevación y soporte consiste en una estructura de acero de 40 a 50 metros de altura que soporta un aparejo (malacate, block viajero y cable de acero) que permitirá sacar la tubería del pozo en secciones de tres juntas de tubo (lingada) que miden aproximadamente 27 metros dependiendo del rango de la tubería. El sistema rotativo esta formado por la unión giratoria, la flecha, la mesa rotaria, la sarta de perforación y la barrena con trépanos de carburo de tungsteno. La unión giratoria tiene tres funciones: soportar el peso de la barra maestra, permitir la rotación del aparejo y como conexión para que el lodo de perforación pase hacia la tubería. La sarta se encuentra compuesta por las tuberías y el porta barrena. Las tuberías pueden dividirse en dos tipos: las Botellas encargadas de proporcionar peso y dirección a la broca, además de recibir y transmitir el torque abastecido por la mesa rotaria y la tubería de perforación (Drill Pipe). Existen también las HWDP (Heavy Weight Drill Pipe) consideradas por algunas personas como tuberías de perforación y usadas como elementos de transición entre las dos tuberías anteriores.

Figura 11. Torre de perforación.


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DISTRIBUCIÓN Y TIPOS DE TUBERÍAS EN UN POZO La perforación de un pozo se realiza por etapas, de tal manera que el tamaño del pozo en la parte superior es ancho y en la parte inferior angosto. A medida que progresa la perforación se insertan tramos de tubería de acero para proteger el pozo de derrumbes, ocasionados por las fuerzas que se producen en las formaciones, por los equipos introducidos en el pozo, por las zonas no consolidadas (arena, ripios), las filtraciones o cualquier otro problema propio de la perforación. Las tuberías son adosadas al terreno con cemento especial que se inyecta a través de la tubería y se desplaza en ascenso por el espacio anular donde se solidifica. Al finalizar la perforación el pozo queda literalmente entubado (revestido) desde la superficie hasta el fondo, lo que garantiza su estabilidad y facilitará posteriormente la extracción del petróleo en la etapa de producción.

� Tuberías de revestimiento

Se denomina así a las tuberías que revisten el agujero perforado. Asegurando el éxito de las operaciones llevadas a cabo durante las etapas de perforación y terminación del pozo. El objetivo de las tuberías de revestimiento es proteger la zona perforada y aislar las zonas problemáticas que se presentan durante la perforación. Como puede ser el caso de revestir el agujero para mantener la estabilidad del mismo, prevenir contaminaciones, aislar los fluidos de la formación, controlar las presiones durante la perforación y en la vida productiva del pozo. Un pozo comúnmente se compone de las siguientes tuberías de revestimiento [4]: Conductora : Es la primera tubería de revestimiento que puede ser hincada o cementada; sirve para sentar el primer cabezal en el cual se instalan las conexiones superficiales y las conexiones de circulación del lodo de perforación. Es la de mayor diámetro que se utiliza en el pozo, pues a través de ella pasan todas las demás tuberías de revestimiento. Superficial : Es la tubería que sirve de protección contra explosiones, aísla los acuíferos someros, arenas inconsistentes, manifestaciones de gas somero y permite seguir perforando con un lodo de mayor densidad. Intermedia : Es la tubería que aísla zonas inestables en el agujero, zonas con perdidas de circulación de baja presión y zonas de producción. Se utiliza en la zona de transición de presión normal a presión anormal. De explotación : Es la tubería que aísla la zona de producción y debe soportar la máxima presión de fondo de la formación productora, así como resistir las presiones que se manejaran en caso de que el pozo se fracture para aumentar su productividad.


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Tuberías cortas (liners) : Es un pedazo de tubería que se sostiene de otra tubería. Se coloca cuando la tubería normal sobrepasa la longitud del intervalo teniendo que perforar más de lo requerido, reduciendo así costos y mejorando la hidráulica en perforaciones profundas. La tubería corta puede ser usada tanto en la sarta intermedia como la de explotación. En la figura 12 se muestran los diferentes tipos de tuberías.

Figura 12. Esquema de tuberías.

� Tuberías de producción

Las tuberías de producción son el elemento tubular a través del cual se conducen los fluidos producidos por un pozo hasta la superficie o bien los fluidos inyectados desde la superficie hasta el yacimiento.


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PROPIEDADES DE TUBOS DE REVESTIMIENTO El Instituto Americano del Petróleo (API) ha establecido normas para diseño de tuberías de revestimiento para pozos de aceite y gas. En las normas API el tubo se define por su diámetro nominal desde 1.0 a 4.5 pulgadas, mientras que los diámetros de tubería de revestimiento se encuentran desde 4.5 a 20 pulgadas. A continuación se muestran diferentes diámetros de tuberías de revestimientos utilizadas:

Tabla 4. Espesor máximo y mínimo para diferentes diámetros de tubería.

Diámetro del tubo (pulg.)

Espesor mínimo. (pulg.)

Espesor máximo. (pulg.)

4 0.226 0.330 5 0.220 0.500 6 0.163 0.434 7 0.231 0.625

7 5/8 0.250 0.625 8 5/8 0.264 0.557

9 5/8 0.281 0.750 10 ¾ 0.279 0.734 11 ¾ 0.300 0.772 13 3/8 0.330 0.734

16 0.312 0.656 18 5/8 0.435 0.435

20 0.635 0.635 La tubería de revestimiento se clasifica a través de cinco características: manera de fabricación, grado de acero, tipo de conexión, longitud y espesor de la pared del tubo. Grado de acero. Casi sin excepción la tubería de revestimiento y la tubería de producción se fabrican de acero al carbón con un porcentaje del 0.3% de carbón normalizado con pequeñas cantidades de manganeso para darle mayor resistencia. Algunos fabricantes proporcionan tratamiento térmico a las tuberías. El Instituto Americano del Petróleo (API) define las características de diferentes aceros para tuberías y les asigna letras para clasificar su grado (API especificación 5CT) seguido por un número que indica la resistencia a la cedencia (minimum yield stress) requerido para producir una deformación de un 0.5%, exceptuando el caso de P-I 10, donde de la deformación es del 0.6% de la longitud original.


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La clasificación que brinda el API es la siguiente:

Tabla 5. Grados de acero según API

API H40 Acero al carbón, calentado a 899 °C (1,650 °F) y enfriado en aire a temperatura ambiente, conveniente para trabajar en presencia de H2S a altas temperaturas 80°C (175 °F). Con un esfuerzo mínimo de fluencia de 40,000 psi y un máximo de 80,000 psi. Con esfuerzo de ruptura de 60,000 psi.

API J55 Acero al carbón, calentado a 899 °C (1,650 °F) y enfriado en aire a temperatura ambiente, conveniente para trabajar en presencia de H2S a todas las temperaturas. Con un esfuerzo mínimo de fluencia de 55,000 psi y un máximo de 80,000 psi . Con esfuerzo de ruptura de 75,000 psi.

API K55 Acero al carbón, calentado a 899 °C (1,650 °F) y enfriado en aire a temperatura ambiente, conveniente para trabajar en presencia de H2S a todas las temperaturas. Con un esfuerzo mínimo de fluencia de 55,000 psi y un máximo de 80,000 psi. Con un esfuerzo de ruptura de 95,000 psi.

API L80 Acero al carbón, conveniente para trabajar en presencia de H2S a todas las temperaturas. Con un esfuerzo mínimo de fluencia de 80,000 psi y un máximo de 95,000 psi. Con un esfuerzo de ruptura de 95,000 psi.

API L80 13Cr Acero de aleación con un 13% de cromo. Conveniente para trabajar en presencia de CO2. Susceptible de dañarse al manipularse, y de producir “galling” o endurecimiento por trabajo.

API N80 Acero al carbón, templado y revenido para producir un material de estructura martensítica de alta resistencia con la mínima cantidad de austeníta retenida, para reducir la susceptibilidad al desgaste por corrosión producido por sulfuro, siendo conveniente para trabajar en presencia de H2S a temperaturas superiores a los 65.5 °C (150°F). Tiene un esfuerzo mínimo de fluencia de 80,000 psi y un máximo de 110,000 psi. Con un esfuerzo de ruptura de 100,000 psi.

API C75/90/95 Acero al carbón, templado y revenido para producir un material de estructura martensítica de alta resistencia con la mínima cantidad austeníta retenida, para reducir la susceptibilidad al desgaste por corrosión por ataque de sulfuro. C75 puede ser usado en presencia de H2S a todas las temperaturas y C95 a temperaturas superiores a los 65.5°C (150°F) Teniendo un esfuerzo mínimo de fluencia de 90,000 psi y 95,000 psi para C90 y C95. Un esfuerzo de fluencia de 110,000 psi y un esfuerzo ultimo de 105,000 psi para ambos.

API P105/110 Acero altamente resistente. Conveniente para trabajar en presencia de H2S solo a temperaturas superiores a los 80°C (175°F)

API V150 Acero altamente resistente, con esfuerzo de fluencia de 150,000 psi. No es conveniente para trabajar en presencia de H2S.


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Sistema de cementación

Durante la perforación de un pozo petrolero es necesario proteger el agujero con tuberías de revestimiento las cuales son adosadas con cemento a la pared integrando así un conjunto de seguridad. La cementación de la tubería de revestimiento es principalmente para: 1.- Sujetar la tubería de revestimiento a las paredes del agujero. 2.- Proteger la tubería de revestimiento contra el colapso, corrosión y sacudimientos en la perforación. 3.- Aislar formaciones de alta presión con formaciones de baja presión. 4.- Aislar zonas problemáticas detrás de la tubería. 5.- Aislar zonas productoras de arenas con presencia de agua. El cemento puede ser colocado en una o varias etapas. La operación de cementación primaria de las tuberías de revestimiento consiste en bombear por la tubería de revestimiento un bache lavador, un espaciador, una lechada de cemento, un espaciador y posteriormente el desplazamiento calculado para alcanzar la presión final requerida. Se debe de considerar el tipo de espaciador y lavadores químicos, ya que la mayoría de los lodos utilizados son incompatibles con las salmueras utilizadas para la limpieza. Para el caso de múltiples etapas, cada una se planea como si fuera una sola etapa. Los cementos Pórtland ordinarios se usaron originalmente en las operaciones de cementación de pozos petroleros; sin embargo, desde 1917 se dispuso de cementos para pozos petroleros. La principal diferencia entre los cementos para construcción y para pozos petroleros es que no tiene agregados la mezcla de cemento, es decir, es pura lechada la cual tiene una relación de agua- cemento mayor que en los cementos para construcción. Al aumentar la relación de agua-cemento se aumenta el tiempo de bombeabilidad y el tiempo de fraguado. La relaciones agua-cemento pueden variar de 25% a más de 65% en peso que para los cementos convencionales. Los principales materiales usados para la cementación en aplicaciones petroleras son:

• Cemento Pórtland (clases API: A, C, H y G): Material compuesto de óxido de calcio, sílice y alúmina.

• Escoria de alto horno (Blast Furnace Slag, o BFS) • Puzolana (ASTM Tipos C y F): materiales de sílice o sílice/alúmina que reaccionan con

el hidróxido de calcio (cal) y agua para formar un cemento estable pudiendo ser naturales o sintéticas.


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Las características principales de los diferentes tipos de cementos según el API son:

Tabla 6. Características principales de los cementos utilizados para cementar pozos.

Clase API Aplicación:

A � Usado a una profundidad de 0 – 1 830 m. � Usado en temperaturas superiores a los 77 °C (170°F). � Destinados para usos sin propiedades especiales requeridas. � Económicos, comparados con los cementos “premium”

B � Usado a una profundidad de 0 – 1 830 m. � Usado a temperaturas superiores a los 77 °C (170°F). � Destinados a operaciones que requieren una resistencia moderada o alta a los

sulfatos. � Son económicos, comparados con los cementos “premium”.

C � Usado a una profundidad de 0 – 1 830 m. � Usado a temperaturas superiores a los 77 °C (170°F). � Destinados para cuando se requiere una alta resistencia con un

endurecimiento rápido. � Alto en silicato de tricalcio.

D � Usado a una profundidad de 1 830 - 3 050 m. � Usado a temperaturas entre los 76 y 126 °C (170-260°F). � Destinados para operar a una alta presión con temperatura moderada. � Disponible en tipos que exhiben resistencia regular o alta al sulfato. � Más costoso que el cemento Pórtland.

E � Usado a una profundidad de 3 050 - 4 270 m. � Usado a temperaturas entre los 76 y 143 °C (170-290°F). � Destinados para operar a una alta presión con temperatura moderada. � Disponible en tipos que exhiben resistencia regular o alta al sulfato. � Más costoso que el cemento Pórtland.

F � Usado a una profundidad de 3 050 - 4 880 m. � Usado a temperaturas entre los 110 y 160 °C (230-320°F). � Destinados para operar a temperaturas y presiones extremadamente altas. � Disponible en tipos que presentan resistencia regular o alta al sulfato. � Más costoso que el cemento Pórtland.

G, H � Usado a una profundidad de 0 - 2 440 m. � Usado a temperaturas superiores a los 93 °C (200°F) sin aditivos. � Es un cemento básico compatible con aceleradores o retardadores. � Los aditivos pueden ser mezclados en el sitio de trabajo o en una estación de

múltiple propósito. � Usado preferentemente sobre los cementos de clase A hasta E con aditivos.

J � Usado a una profundidad de 3 568 - 4 880 m. � Usado a temperaturas superiores de los 66 °C (150°F) sin aditivos. � Destinados para operar a temperaturas y presiones extremadamente altas.


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A la lechada se les agrega diversos aditivos para modificar el tiempo de fraguado, las propiedades reológicas, filtrantes y la densidad. Algunos tipos de aditivos son [3]:

• Aceleradores.

• Retardantes.

• Aditivos de control de pérdida de fluido.

• Extendedores.

• Agentes densificantes.

• Activadores de escorias.

• Dispersantes.

Sistema de lodos

Un sistema de lodos es aquel en donde se prepara, almacena, bombea, inyecta y circula permanentemente un fluido de perforación. El fluido de perforación es generalmente un “lodo” y es una mezcla de algunas arcillas (viscosificante y reductor natural de filtrado) con agua (emulsión directa) o con petróleo (emulsión inversa) y otros aditivos químicos (suspensión acuosa de bentonita, arcilla amarillenta de adhesividad apropiada). Los lodos de perforación son únicos para cada perforación, ya que sus propiedades dependen de la roca del yacimiento, presión y temperatura. El lodo es inyectado por los conductos internos de la sarta de perforación y la broca a través de la unión giratoria, ascendiendo por el espacio anular que hay entre la tubería y las paredes del hueco. El material que saca sirve para tomar muestras y saber qué capa rocosa se está atravesando y si hay indicios de hidrocarburos. Las funciones del lodo de perforación son las siguientes [3]:

� Levantamiento de recortes: El lodo de perforación debe transportar con eficiencia los derrumbes y recortes hacia la superficie, evitando la acumulación de recortes lo cual incrementaría el torque y la presión hidrostática, pudiendo ocasionar la pega de la sarta de perforación, disminución del porcentaje de penetración y pérdidas de circulación.

� Prevención de manifestaciones o brotes: El lodo de perforación debe tener un peso tal

que servirá para mantener controlada las contrapresiones de gas o petróleo evitando el movimiento violento de dichos fluidos desde las formaciones hacia el hoyo.

� Lubricación y enfriamiento: Debido al aumento de temperatura ocasionado por la

rotación y el rozamiento contra las paredes del pozo. La sarta debe ser enfriada para proporcionarle una vida de trabajo mayor.


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� Soporte a las paredes :El lodo debe compensar el soporte perdido, sobre todo en el caso de formaciones poco consolidadas, gracias a la habilidad de formar con sus partículas una capa delgada y firme sobre la pared del hoyo, llamada torta o cake que brindará el soporte necesario como una amalgama.

� Si el lodo de perforación no está en movimiento debe tener la capacidad de adquirir

una estructura gelatinosa para evitar que se depositen en el fondo del hoyo los derrumbes y recortes que transporta, característica denominada tixotropía del lodo.

El sistema está compuesto por tanques intercomunicados como:

• Zarandas: Mecanismo vibratorio de colado y primer dispositivo en la línea de limpieza del fluido de perforación. Se emplea para separar del lodo los recortes hechos por el trépano u otros sólidos que se encuentren en el camino a su retorno del pozo.

• Desgasificadores: Separa el gas que pueda contener el fluido de perforación. • Desarenador/desarcillador: Dispositivos empleados para la separación de granos de

arena y partículas de arcilla del fluido de perforación. • Centrífugas: Equipo usado para la separación mecánica de sólidos de elevado peso

específico suspendidos en el fluido de perforación. • Embudo de mezcla: Tolva que se emplea para agregar aditivos pulverizados al fluido de

perforación. • Bombas reciprocantes: Encargadas de circular el fluido reacondicionado desde los

tanques hacia la sarta de perforación y extraer el fluido con los recortes del trépano y los componentes contaminantes de las formaciones atravesadas por el espacio anular.

Una forma simple en la que podemos agrupar los fluidos de perforación, puede ser la siguiente:

Figura 13. Clasificación de los fluidos de perforación.


PETROLERO”

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Motores

Es el conjunto de unidades que imprimen la fuerza motriz que requiere todo el proceso de perforación. 3.3 TERMINACIÓN

Para iniciar la etapa de producción de un pozo, se requieren una serie de operaciones que constituyen su Terminación. Durante la perforación se toman registros eléctricos que ayudan a conocer los tipos de formación y las características físicas de las rocas, tales como densidad, porosidad, contenido de agua, petróleo y gas natural. Estos registros ayudan a localizar las zonas productoras. Para poner un pozo a producir, comúnmente se baja una especie de cañón (llamada pistola) y se detonan las cargas colocadas a lo largo de este, perforando así la tubería de revestimiento a la altura donde se encuentra el yacimiento. El petróleo fluye por esos orificios hacia el pozo y se extrae mediante una tubería de menor diámetro, conocida como tubería de producción o tubing. Otros medios no tan comunes son las técnicas hidráulicas. De acuerdo al tipo de pozo se tienen dos terminaciones:

• Terminación Exploratoria (T.E.).-Se le denomina así al acondicionamiento del primer pozo perforado en una nueva estructura posiblemente productiva de hidrocarburos.

• Terminación de Desarrollo (T.D.).Se le llama así al acondicionamiento de los demás pozos perforados a diferentes profundidades después del primero, en una nueva estructura o en otras ya probadas, productoras de aceite y/o gas.

Entre estos últimos se presentan variantes, como son los pozos de avanzada que sirven para definir los límites del yacimiento y los inyectores de agua, gas o vapor para procesos de Recuperación Secundaria. Estas Terminaciones pueden llevarse a cabo en dos diferentes formas:

Terminación en agujero abierto

Anteriormente se terminaban los pozos en agujeros sin revestir y se recomendaba en calizas. Ahora esta práctica se ha abandonado, efectuándose solamente en yacimientos con baja presión en una zona productora donde el intervalo de hidrocarburos sea demasiado grande.

Terminación en agujero entubado

Actualmente es el mejor procedimiento para terminar un pozo, ya que ofrece mayores posibilidades para efectuar reparaciones subsecuentes a los intervalos productores. Pueden probarse indistintamente algunas zonas de interés y explotar varias al mismo tiempo.


PETROLERO”

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La Figura 14 muestra los orificios hechos por pistola en la pared de una tubería de revestimiento de explotación convencional y una corta (liners),

TR explotaciónCemento

Disparos

productoresTR corta (Liner)Disparos

productores

TR explotación

Figura 14. Intervalo disparado.

3.4 EXTRACCIÓN Y TRANSPORTE. Si el yacimiento tiene la presión suficiente para levantar al petróleo y los elementos que lo acompañan (por ejemplo gas y agua), éste saldrá por sí solo. En este caso solo se instala en la cabeza del pozo un equipo llamado "árbol de navidad" que consta de un conjunto de válvulas para regular el paso del petróleo. Si la presión existente en el pozo no es suficiente para elevar el hidrocarburo, se emplean métodos artificiales. PEMEX utiliza dos métodos, el bombeo mecánico ocupado generalmente en pozos donde hay asentamientos humanos y el neumático ocupado en zonas deshabitadas y marinas.


PETROLERO”

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Brote natural Extracción artificial Figura 15. Extracción del petróleo.

El petróleo extraído generalmente viene acompañado de sedimentos, agua y gas natural, por tal motivo deben pasar previamente por una separación. Una vez separado de esos elementos, el petróleo se envía a los tanques de almacenamiento y a los oleoductos que lo transportarán hacia la refinería.

Figura 16. Refinería.

CAPITULO 4“METODOS DE TERMINACIÓN DE UN POZO PETROLERO”

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La terminación de un pozo petrolero es un proceso operativo que se inicia después de cementar la última tubería de revestimiento y se realiza con el fin de dejar el pozo produciendo hidrocarburos. La información para la terminación se obtendrá de los registros geofísicos, muestras de canal, corte de núcleos, gasificaciones, perdidas de circulación, pruebas de formación, etc. Esta información se evaluara con el propósito de determinar cuales son las zonas de interés que contienen hidrocarburos y a través de un análisis nodal diseñar los disparos. Durante la etapa de terminación del pozo, el disparo en el intervalo productor es la fase más importante, ya que permite establecer la comunicación entre el hidrocarburo y el pozo. 4.1 MÉTODO CONVENCIONAL. El método usado en México y el la mayoría de los países productores de petróleo es el uso de explosivos. En este método se baja al pozo un tubo que tiene colocadas transversalmente cargas explosivas, todas unidas a un cable común. Posteriormente se transmite desde la superficie, a través del cable de registro al cual se encuentra unido el cable común, la ignición de las cargas. Seleccionar el tipo de disparo es una técnica que involucra la tubería de revestimiento, la formación, la humedad, la temperatura, etc. Generalmente se realizan 4 disparos de 0.5 pulgadas de diámetro por pie, siendo también satisfactorios los de 1 o 2 pulgadas de diámetro para la mayoría de los pozos de baja producción. En los pozos que serán fracturados, los disparos se planean para permitir la comunicación con todas las zonas deseadas. Para operaciones en arenas consolidadas, generalmente se prefieren 4 disparos. Para terminaciones con empaque de grava se prefieren de 4 a 8 disparos de ¾ de pulgada de diámetro por pie. Al realizar cualquier disparo se busca siempre una mayor penetración aunque se sacrifique el tamaño del agujero. Debido a que una máxima penetración es más importante, con fundamento en los cálculos teóricos de flujo. Cuando se perforan tuberías de revestimiento de alta resistencia y pared gruesa o formaciones densas de alta resistencia, probablemente se requiera una penetración máxima aun cuando el tamaño del agujero sea reducido hasta 10 mm(0.4 pulg.) Sin embargo, en situaciones normales debido a la dificultad en remover el lodo, los residuos de las cargas y la arena, el orificio en la formación producido por un disparo deberá tener normalmente un diámetro mínimo de entrada de 12.7 mm (0.5 pulg.) con agujero liso y de tamaño uniforme con la máxima penetración. Existen dos técnicas para llevar a cabo los disparos [3]. Sobre-balance y Bajo-balance, las cuales están influenciadas por los fluidos en los poros, la presión de poro y la presión hidrostática ejercida por los fluidos de perforación.


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� Terminación sobre-balance: Es aquella en donde los disparos se realizan en condiciones

en que la presión de la formación es menor que la columna hidrostática del fluido en el pozo, esta diferencia puede ocasionar que los agujeros se taponen con residuos de las cargas al momento del disparo.

� Terminación bajo-balance: En esta terminación la presión de la formación es mayor que

la presión ejercida por la columna hidrostática del fluido en el pozo, en este caso los residuos de las cargas en la zona comprimida por el disparo pueden ser expulsados del agujero.

En general, se recomienda disparar en condiciones bajo-balance debido a la limpieza generada en los agujeros. Sin embargo, usar diferenciales de presión muy altas es inadecuado, debido a que se provoca arenamiento o aportación de finos a la formación que impedirán el flujo de fluido hacia el pozo.

TIPOS DE DISPARO

� Disparos de balas Las pistolas de bala [3] de 3 ½” de diámetro o mayores se utilizan en formaciones con resistencia a la compresión inferior a 6000 lb/pulg2, los disparos con bala de 3 ¼ “ o tamaño mayor, pueden proporcionar una penetración mayor que muchas pistolas a chorro en formaciones con resistencia a la compresión inferior a 2000 psi. La velocidad de bala en el cañón es aproximadamente de 1 000 m/seg y pierde velocidad y energía cuando el claro excede de 0.5 pulgadas, la perdida en la penetración con un claro de 1 pulgada es aproximadamente del 25% de la penetración, con un claro de 2 pulgadas del 30%. Las pistolas de bala pueden diseñarse para disparar selectivamente o simultáneamente.

� Disparos de chorro. Un sistema de disparo a chorro [3] consiste de una colección de cargas explosivas, cordón detonante, estopín y portacargas, el cual puede ser de alambre, tubo, uniones o lámina. El principio de estas pistolas es generar una fuerza explosiva capaz de impactar un material metálico contra la pared de la tubería de revestimiento. El estopin es el dispositivo que iniciara el proceso cuando desde la superficie se le suministre una corriente eléctrica después de estar posicionado. Este alambre caliente enciende una mezcla de ignición que arde a su vez, iniciando la detonación del cordón detonante que de alguna manera se encuentra unido a el. Cuando el cordón detonante explota, casi simultáneamente transmite la onda de choque al iniciador. A través del iniciador o primer, compuesto de una pequeña cantidad de explosivo más sensitivo que el explosivo principal se transfiere el choque del cordón detonante al explosivo secundario (algunos explosivos secundarios usados son el RDX, HMX, PYX y HNS).


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Las presiones ejercidas sobre el material de recubrimiento de la carga cuando detona el explosivo secundario provocan que este se colapse y forme un jet de partículas metálicas finas en forma de aguja a una velocidad aproximada de 6000 m/seg con una presión de 5 millones de psi penetrando la tubería de revestimiento, el cemento y la formación. El recubrimiento del explosivo se hace usualmente de cobre o una mezcla de cobre con otro metal. La alta densidad del cobre es importante porque proporciona la masa que necesita el jet para penetrar en el blanco. Los materiales para el recubrimiento pueden ser prensados o sólidos. Los recubrimientos prensados son los más usados en cargas de alta penetración y son usualmente una mezcla de cobre y plomo en polvo. El plomo ayuda a mantener la forma del recubrimiento.

• Pistolas de chorro

El tipo de portacargas de la pistola, es utilizado para definir la pistola en tres configuraciones: recuperables, desechable o semidesechable.. Recuperable, los elementos se encuentran entubados, por lo tanto, los residuos de los explosivos y la lámina portadora son recuperados y prácticamente no queda basura en el pozo; además al no estar expuestos los explosivos a la presión y ambiente del pozo, esta configuración es la más adecuada para ambientes hostiles. Los disparos con este tipo de pistolas, normalmente proporcionan una perforación adecuada sin dañar la tubería de revestimiento. Sin embargo, comparados con una desechable del mismo diámetro, tienen un desempeño inferior. Desechable, los residuos de las cargas, el cordón, el estopín y el sistema portador (lámina, alambre, uniones) se quedan dentro del pozo dejando una considerable cantidad de basura. Los componentes explosivos están expuestos a la presión y fluido del pozo, por lo que, normalmente, este sistema está limitado por estas condiciones. Una ventaja es que al no estar contenidas las cargas dentro de un tubo son de mayor tamaño con lo que se obtiene una mayor penetración. Una desventaja es el posible daño a la tubería de revestimiento no soportada. Semidesechable, es similar al desechable con la ventaja de que al recuperar el sistema portador la cantidad de residuos es menor.


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• Código de identificación de los sistemas de disparo.

Las pistolas o sistemas de disparo pueden ser definidas de acuerdo a 4 características principales: (1) Las condiciones de exposición, (2) Recuperable o desechable, (3) la tubería en la que se baja, (4) el tipo de portacargas. En base a esto tenemos seis tipos de pistolas: NRTC No expuesto Recuperable enTubado bajado a través de Casing NRTT No expuesto Recuperable enTubado bajado a través de Tubería de Producción (TP) EDLT Expuesto Desechable con Lámina a través de TP EDUT Expuesto Desechable con Uniones de cargas a través de TP ESLT Expuesto Semidesechable con Lámina a través de TP ESAT Expuesto Semidesechable con Alambre a través de TP De acuerdo a esto podemos mencionar algunas pistolas como: Pistola Código

Scallop Ultrajet F-60° NRTT Enerjet F-0° ESLT JRC DynaStrip F-0° ESLT JRC DynaCap ESAT

• Factores que afectan los resultados de los disparos

Debido a la sensibilidad del proceso de disparo a chorro, por la casi perfecta secuencia de eventos que siguen al disparo desde la detonación hasta la formación del chorro; cualquier falla en el sistema puede causar un funcionamiento deficiente, lo cual puede generar un tamaño irregular o inadecuado del agujero, una pobre penetración o posiblemente ningún disparo. Algunas de las causas del mal funcionamiento son: corriente o voltaje insuficiente al detonador; detonador defectuoso o de baja calidad, cordón explosivo aplastado o torcido; explosivo principal de baja calidad o probablemente empacado, recubrimiento colocado incorrectamente o sin hacer contacto efectivo con el explosivo. El agua o la humedad en las pistolas, cordón explosivo o cargas, pueden provocar un mal funcionamiento en una detonación.


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• Pistolas usadas en PEMEX.

Entubado a través de la tubería de producción.

Figura 17. Pistola tipo Scallop.

Este tipo de pistola ofrece una fase de 0-180 grados, entendiendo por fase a la separación angular entre cada carga adyacente o subyacente. Es particularmente recomendable en el caso de pozos profundos con temperaturas hasta de 243 ºC (470ºF) y presiones de 25000 psi. Los sistemas más usuales son: Diámetro Nominal

Nombre de pistola

Fases Densidad (Cargas/ metro)

Bajada con cable

Tubería

2-1/8” Scallop 60 º 13 X 2-1/2” Scallop 60 º 13 X 3-3/8” Scallop 60 º 13-20 X X 3-1/2” Scallop 60 º 13-20 X X 4-1/2” Scallop 60 º 13-20 X X Tabla 7. Diámetros nominales de la pistola Scallop.


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Expuesta semidesechable.

Figura 18. Pistola tipo Enerjet.

La pistola semidesechable es una pistola de gran tamaño de carga, obteniéndose así una mejor penetración. Sin embargo, este sistema ofrece actualmente una sola fase de disparos y su uso se limita a temperaturas menores de 171 º C (340º F). Las de mayor uso en PEMEX son:

Diámetro Nominal

Nombre de pistola

Fases Densidad (Cargas/ metro)

1-11/16” Enerjet 0 º, ± 45 º 13-20 2-1/8” Enerjet 0º , ± 45 º 13-20

Tabla 8. Diámetros nominales de la pistola Enerjet.


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4.2 METODOS ALTERNATIVOS

La logística tan complicada, los daños ocasionados al pozo y principalmente los riesgos al realizar los disparos son motivos para el desarrollo de nuevos métodos para la abertura de los canales de comunicación. Actualmente están en desarrollo dos tipos: cortadores que utilizan el agua como medio de trabajo y cortadores híbridos.

CORTADORES HIDRÁULICOS.

La tecnología de corte utilizando agua a alta presión ha estado en uso durante años. Inicialmente como complemento de otras tecnologías como el fresado, láser, EDM, plasma, etc.; sin embargo, el corte por chorro de agua ha demostrado ser un proceso con funciones propias e irrealizables por otras tecnologías. Recientemente se ha desarrollado un nuevo enfoque más sencillo que permite una perforación a chorro multilateral, rápido y efectivo. Obteniéndose mejoras significativas en el ritmo de producción al perforar lateralmente agujeros de 5 mm de diámetro y de 30.5 a 152.5 metros de longitud. El Dr. Norman Franz reconocido como el padre de los trabajos con agua a presión, fue la persona que estudio los usos de la ultra alta presión (UHP) del agua como una herramienta de corte. El término (UHP) es definido para presiones arriba de 30,000 libras pulgada cuadrada (psi). El Dr. Franz, ingeniero en silvicultura, deseaba encontrar nuevas maneras de cortar gruesos árboles para la construcción. A finales de 1950 e inicios de 1960, Franz dejaba caer materiales pesados dentro de columnas llenas de agua, forzando el agua a salir a través de un minúsculo orificio. Al caer se generaban cortas explosiones, inducidas por el impacto de las pesas con el agua; el fluido salía a una alta presión (a menudo se generaban presiones mayores a las ocupadas actualmente) lo cual permitía cortar madera y otros materiales. Su estudios posteriores involucraban un flujo constante de agua, sin embargo, tuvo la dificultad de obtener un flujo de agua constate. Además la vida de los componentes era de minutos y no de semanas o meses como es actualmente. El Dr. Franz nunca hizo un cortador para madera. Irónicamente, el corte de madera actualmente es la menor aplicación de la tecnología UHP. Pero Franz probó que un flujo de agua enfocado y a una velocidad demasiado alta puede proveer de la energía necesaria para realizar cualquier tipo de corte en cualquier material.


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Tipos de corte por chorro de agua

Esencialmente existen dos tipos de corte por chorro de agua:

• Simple.

• Con abrasivo.

� Chorro de agua simple El chorro de agua simple es el método original de corte por agua a presión. Las aplicaciones más grandes para el corte con chorro de agua simple en la industria son pañales, papel de tejido fino e interiores automotrices. Características del chorro de agua:

� Cortes muy finos (diámetros de 0.1-0.2 mm / 0.004 a 0.010 pulg.) y muy gruesos. � Geometrías extremadamente detalladas. � Pérdidas mínimas de material por corte. � No genera un aumento de temperatura. � Usualmente cortes rápidos. � Corta generalmente materiales suaves. � Genera fuerzas de corte extremadamente bajas. � Operación las 24 horas del día.

� Chorro de agua con abrasivo El chorro de agua con abrasivo difiere con el simple en muy pocas cosas. En el simple, el flujo supersónico erosiona el material. En el chorro con abrasivo el flujo acelera partículas del abrasivo y esas partículas erosionan el material a cortar. El chorro de agua con abrasivo inicialmente es un chorro de agua simple, al cual se le agrega un abrasivo una vez formado el flujo, a través de un mezclador. Cuando las partículas de abrasivo se mezclan con el chorro de agua adquieren una aceleración la cual permite la erosión del material. El abrasivo usado para el corte es arena dura la cual tiene una tamaño especial. El abrasivo más común es el granate (garnet). El granate es duro, resistente y barato. Parecido a una lija de color rosa de diversos tamaños. Los mezcladores tienen aproximadamente una longitud de 7.6 cm (3”) con un diámetro de 6.35 mm (¼ “) y tiene una diámetro interno de 0.5- 1.5 mm (0.020 a 0.060 “), siendo el más común el de 1mm (0.040 “).


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El corte por chorro con abrasivo se emplea para cortar los materiales duros, tales como metales, piedra, compuestos, cerámica, hasta materiales con durezas mayores a la del óxido de aluminio Características del chorro con abrasivo:

� No genera esfuerzos mecánicos. � Fuerza de corte baja. � Geometrías extremadamente detalladas. � Pérdidas mínimas de material por corte. � No genera un aumento de temperatura. � Cortes muy finos (diámetros de 0.5-1.27 mm / 0.020 a 0.050 pulg. de ancho) o muy

gruesos (hasta 254mm / 10 pulg. de ancho). � Poco o nada de rebabas.

Generación del flujo de agua a presión o chorro de agua.

El chorro de agua a alta presión es generado por la transformación de la energía potencial de un volumen a compresión en energía cinética. El concepto básico, puede escucharse fácil, sin embargo, el diseño incorpora tecnología compleja. Los componentes básicos para la generación de un flujo de agua de alta presión son:

• Unidad de bombeo La bomba es el corazón del sistema de chorro de agua. La bomba presuriza el agua y la entrega continuamente de modo que la cabeza de corte pueda convertir esa agua presurizada en un flujo de agua supersónico. Existen dos tipos de bombas que se pueden utilizar, una bomba de intensificación y una bomba de impulsión directa.

Bombas de impulsión directa Es una bomba de desplazamiento positivo de tres pistones que obtiene sus movimientos a través de un motor eléctrico, generando un gasto continúo con presiones abajo de las generadas por las bombas intensificadoras.

Figura 19. Bomba de impulsión directa.


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Bombas intensificadoras Compuesta por dos circuitos: el circuito hidráulico y el circuito del intensificador. En el circuito hidráulico el agua es filtrada y succionada a través de la bomba de antepresión incrementando su presión a 90 psi, esta agua es enviada al intensificador donde incrementa su presión hasta 60,000 psi. Antes de que el agua llegue a la cabeza de corte, el fluido pasa a través del atenuador de choque cuya función es concentrar el fluido para evitar las fluctuaciones, asegurando un gasto constante en la cabeza de corte. En el circuito de intensificación un motor eléctrico de 25 a 200 HP suministra la energía a la bomba hidráulica para succionar e impulsar el aceite a una presión de 3,000 psi al manifold. El manifold distribuye el aceite a varias cámaras, este aceite es comprimido con el objeto de multiplicar la fuerza inicial de empuje en los pistones que presurizan el agua, los cuales tienen un área de cara 20 veces mayor que los pistones anteriores, logrando la intensificación suficiente para presurizar el agua hasta 60,000 psi.

Figura 20. Bomba Intensificadora.

• Tubería de alta presión. Después que la bomba de alta presión ha presurizado el agua, la tubería conduce el agua hasta la cabeza de corte. Además de transportar el fluido, la tubería permite el libre movimiento a la cabeza de corte. La mayoría de las tuberías son de acero inoxidable y hay de diferentes tamaños, de acuerdo al propósito. � Tuberías de 1/4" – Debido a su flexibilidad, estas tuberías son usadas típicamente para trabajar con el equipo en movimiento. No se utiliza para traer el agua de alta presión largas distancias (por ejemplo, de la bomba a la base del equipo del movimiento). La longitud mayor va de 3.5 a 6.1 m y se dobla fácilmente en una bobina. � Tubería de 3/8” – Tubería ocupada típicamente para llevar el agua de la bomba al equipo en movimiento. Este tipo de tuberías puede doblarse, sin embargo, no se ocupa en el equipo en movimiento.


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� Tubería de 9/16” – Estas tuberías se usan para transportar el agua a alta presión largas distancias. Su diámetro interno mayor reduce las perdidas de presión además de permitir un mayor gasto. Esta tubería no puede ser doblada y para las diferentes trayectorias se ocupan conexiones (codos, tee, etc.).

• Cabeza de corte. El corte por chorro de agua, es un proceso de desprendimiento de material que puede ser descrito como un proceso de erosión supersónico, donde no es la presión, sino la velocidad del flujo el que rasga los granos microscópicos del material. El agua presurizada de la tubería pasa a través de la abertura de una minúscula gema cambiando la presión por velocidad. En aproximadamente 40.000 psi de presión el flujo que pasa a través del orificio tiene una velocidad de 2 mach, y en 60.000 psi una velocidad de 3 mach. Teniendo rangos de diámetros para chorro de agua de 0.1- 0.2 mm (0.004 a 0.010 pulg.). Existen tres tipos de materiales para realizar la conversión de energía, (zafiro, rubí y diamante) cada uno con atributos únicos. � El zafiro es el más común de los materiales usados. En el zafiro, el agua tiene un buen

flujo, una vida de trabajo buena con aproximadamente 50 a 100 horas de corte. En aplicaciones de chorro de agua con abrasivo el zafiro tiene la mitad de vida que con el de chorro de agua simple, para las mismas aplicaciones.

� El rubí puede ser usado para aplicaciones de chorro de agua con abrasivo. Sus

características de flujo satisfacen las necesidades del chorro de agua con abrasivo, pero no las de chorro de agua simple. El costo es aproximadamente el mismo que el zafiro.

� El diamante tiene una vida considerablemente más larga (800 a 2,000 horas) pero su

costo es 10 a 20 veces mayor. El diamante es usado especialmente donde el trabajo requiere las 24 horas del día. Una ventaja de los diamantes es que pueden ser limpiados para ser reutilizados.

CORTADORES HÍBRIDOS.

Algunas veces, el uso del chorro de agua a presión requiere un equipo sofisticado con un considerable costo de mantenimiento. Considerando que el funcionamiento de corte por chorro de agua se basa en el uso un fluido a gran presión. Para minimizar ese problema se han desarrollado sistemas que combinan un chorro de agua a baja presión (alrededor de 5000 psi) con cualquiera de los métodos de perforación mecánicos convencionales (barrenas, punzones, cuchillas, etc) para realizar los canales de comunicación formación-pozo. Algunas herramientas ya patentadas se mencionan a continuación.


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Fresa

1. WO 0058599

La patente para la perforación de la tubería de revestimiento e intervalo de interés incluye una operación de apertura en la tubería de revestimiento utilizando una fresa esférica de carburo de tungsteno que recibe un par de rotación a través de un eje flexible con diámetro de 5/16 pulgadas (7.9 mm) y un motor hidráulico que opera a una presión 1000 psi (70.3 bar) a 500 rpm. La fresa realiza una apertura de 1½ - 2 pulgadas (3.8-5.1 cm) en la tubería de revestimiento con espesor de 1/8 (3.2 mm) en 15 minutos a una velocidad de 40 a 60 rpm. Una vez realizada la apertura se saca la herramienta para introducir una herramienta similar que contiene una tubería flexible de 150 m de longitud que resiste una presión de 15,000 psi con diámetro interno 0.25 pulg. (6.35 mm) y diámetro externo de 0.375 pulg. (9.53 mm), con una boquilla en su extremo que tiene unos orificios con inclinaciones de 45 º. La tubería es introducida en el intervalo logrando una perforación de 60 metros de longitud con un diámetro de 0.026 pulg. (0.66 mm) en solo 8-10 minutos. Después se bombean un segundo fluido para limpiar el canal teniendo una duración de 20 minutos; retirando la herramienta del pozo una vez concluido. .

Figura 21. Herramienta para penetración WO 0058599.

Boquilla

Manguera de Alta Presión

Cable

Motor Hidráulico

Tubo Flexible

Tubo de Revestimiento

Herramienta

Codo


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WO 0201043 A1

Este método realiza primero la perforación de la tubería de revestimiento y posteriormente el canal en el intervalo de interés del yacimiento sin sacar la herramienta. La herramienta (Fig.22) baja y sube secciones para dar lugar al intercambio en la posición de los accesorios. Para realizar la perforación de la tubería de revestimiento primero se ocupa la fresadora y posteriormente se realiza el cambio, dejando la manguera y la boquilla para realizar el canal.

Figura 22. Herramienta para penetración WO 0201043 A1.

Ancla

Cuerpo de Herramienta

Soporte

Herramienta para hacer apertura

Bloque de Control

Herramienta para penetración


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Para tener una menor longitud de la herramienta, la manguera se guarda en una especia de bobina. La bobina tiene un motor especial que desenrolla la manguera y da el empuje para introducirse en la formación. Y la fresa se desplaza por un cilindro hidráulico con ayuda de un sistema de palancas. US 5183111

El equipo para la perforación contiene un tubo que baja al fondo del pozo y se ancla a una profundidad determinada. Después la herramienta hace una abertura en la tubería de revestimiento por medio de una fresadora especial. La fresa sale de herramienta a una distancia predeterminada y se retrae gracias a un cilindro hidráulico conectado a la fresa. El siguiente paso es la salida de un tubo metálico de alta presión que tiene una boquilla en el extremo. Este tubo se encuentra enrollado en un carrete para disminuir las dimensiones de la herramienta. El carrete tiene un motor de rotación reversible que desenrolla la manguera y da el empuje para introducirse en la formación.

.

Figura 23. Sistemas de barrenado de tubería de revestimiento y formación US 5183111.


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CA 1278509

En esta patente se tiene compactado en un solo alojamiento todo el sistema de corte, que se compone de un punzón el cual tiene en su parte exterior medios para cortar la tubería de revestimiento a través de un movimiento enérgico contra la tubería de revestimiento, y en su parte interior una manguera de alta presión que tiene montado en el extremo una boquilla que se desplaza por el interior del punzón hacia la formación descargando un chorro de agua a alta presión para cortar y retirar el material del intervalo de interés. A través del sistema hidráulico en dicho alojamiento se permite la entrada al fluido de trabajo, accionando de manera simultanea el movimiento del punzón y la boquilla desde su posición retraída hacia su posición proyectada. Esquema del penetrador. Punzón del penetrador.

Figura 24. Herramienta para penetración CA 1278509.

Sección de control

Sección de lance

Sección del punzón

Punzón

Chorro de agua

Tubo de alta presión


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4.3 VENTAJAS Y DESVENTAJAS DE LOS DIFERENTES MÉTODOS DE TERMINACIÓN

Ventajas del corte hidráulico e híbrido con respecto a los disparos.

• Mayor oportunidad de pasar la zona de daño del pozo. • Mayor profundidad de perforación. • No causa daños a la tubería de revestimiento, a la cementación o la formación. • No se genera compactación en la formación. • No hay impactos de explosión. • No se producen desechos en el pozo. • Se evitan explosiones accidentales. • Fácil mantenimiento todo el tiempo. • Mayores oportunidades de interceptar fracturas naturales cercanas la pozo. • Compatibilidad con los diferentes fluidos de perforación usados, evitando la hidratación

de arcillas. • Elimina la necesidad de un fracturamiento o tratamiento con ácido en el pozo. • No requiere de pesos para realizar la perforación. • Puede utilizarse varias veces.

Desventajas del corte hidráulico e híbrido con respecto a los disparos.

• Requiere un equipo sofisticado con considerables costos de mantenimiento. • Requiere grandes presiones para realizar el corte. (corte hidráulico). • Requiere un flujo constante.

CAPITULO 5“Ingeniería Básica (Conceptual)”

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La planeación general de un proyecto establece como llegar al objetivo. Esta planeación es un análisis a grandes rasgos del proyecto, que nos permite determinar los recursos necesarios para realizarlo. PROYECTO F.42145 del Instituto Mexicano del Petróleo. Objetivo: Desarrollar una herramienta que utilice un fluido a presión como medio de accionamiento de los dispositivos mecánicos para realizar el barrenado en la tubería de revestimiento y en el intervalo de interés, con el fin de minimizar los daños en los canales de flujo. BENEFICIOS:

o PEMEX contara con una herramienta que incrementa la profundidad de los canales de flujo.

o PEMEX dejara de solicitar a la Secretaria de Defensa permisos para el uso de explosivos.

o PEMEX contara con una herramienta que asegura al 100% las aberturas de los canales. o Se generara la posibilidad de cruzar fracturas naturales cercanas al pozo. o Se realizara la perforación y la limpieza al mismo tiempo. o Se evitaran los daños a la Tubería de revestimiento, cementación y formación geológica. o Se disminuyen los daños a la formación por compactación por explosivos.


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La palabra diseño procede del italiano “designare” que a su vez se deriva del latín “designare” que significa marcar, designar. Los diseños tratan de satisfacer una necesidad o expresar una, como los artísticos. Los diseños pueden realizarse por un método empírico, como lo hacían los hombres de las culturas antiguas o científico. Sin embargo, en la mayoría de los diseños actuales se trata de ponderar ambos aspectos. Un diseño generalmente no surge de la nada, es decir, las personas se basan en algo para conformar el suyo. Por tal motivo un diseño puede realizarse de diferentes maneras. Diseño por selección.

Fundamentalmente, esta forma de diseño se refiere a la toma de decisiones que se hace para seleccionar de entre varios productos existentes y disponibles, el adecuado para satisfacer la necesidad. Este proceso requiere cierta práctica y experiencia sobre lo que se vaya a seleccionar, además de un análisis de costos, factibilidad, conveniencia, etc. Diseño por configuración.

Esta forma de diseño es parecida a la mencionada anteriormente, la variante consiste en acomodar una serie de componentes previamente seleccionados o diseñados para formar un conjunto. Diseño Paramétrico.

El diseño paramétrico consiste en determinar los valores de las variables o parámetros que caracterizan al objeto en estudio. Por ejemplo, la capacidad de un tanque cilíndrico, en donde se tengan como variables radio, longitud, material, etc. Diseño original.

Cualquier proceso, producto o componente que no haya existido antes es un diseño original. La originalidad puede provenir de varias fuentes. Rediseño.

Consiste en la modificación de un diseño ya existente para cumplir con nuevos requerimientos, agregando o quitando elementos. Diseño por extracción de tecnología.

Este consiste en tomar como referencia una muestra física de un producto para reproducirlo total o parcialmente. Se desarma para comprender su funcionamiento, obtener sus medidas y analizar sus materiales, haciéndose la adaptación de materiales, elementos o dimensiones.


52



DISEÑO DE UNA HERRAMIENTA PARA GENERACIÓN DE CANALES DE FLUJO

Planteamiento del problema.

Dentro de la industria petrolera mundial el uso de explosivos para la abertura de los canales de flujo se ha mantenido durante varios años, sin embargo, los daños generados por la explosión y los residuos de los explosivos han provocado dos tendencias. La primera, efectuada por las personas que les gusta el trabajo de los explosivos y solo piden un aumento en el diámetro y profundidad del canal. Y la segunda, personas que observando los avances tecnológicos solicitan nuevas herramientas con la utilización de estas. En Petróleos Mexicanos el Activo, departamento encargado de administrar la explotación y producción de los pozos, la compra de herramientas o solicitud de servicios para el mantenimiento o realización de pozos petroleros y la Base Operativa de Servicio a Pozos (BOSERAP) en la búsqueda de mejores herramientas, solicito al Instituto Mexicano del Petróleo el desarrollo de una herramienta de terminación de pozos de funcionamiento hidráulico para la zona Norte. Este tipo de herramienta existe en compañías transnacionales, sin embargo, es inoperante en pozos de la zona Norte por tener una dimensión mayor que las tuberías de producción de esa zona, tubería por la que se bajaría la herramienta hasta llegar a la tubería de revestimiento y el intervalo de interés.


53



5.1 METODOLOGÍA DE DISEÑO En la actualidad un requisito indispensable para cualquier proyecto, es realizarlo utilizando un método estandarizado. De manera general, un método es un modo de decir o hacer con orden una cosa, es un modo de proceder. El método debe estar en función de principios o preceptos lógicos y coherentes y debe poderse aplicar con la mayor generalidad posible. El proceso de diseño de un producto requiere la aplicación de varios métodos en sus diferentes etapas, de allí que sea común referirse a la “Metodología del diseño” como al conjunto de tales métodos. En el diseño mecánico la metodología debe plantear los pasos a seguir, para que con la aplicación de los conocimientos provenientes de diferentes fuentes, entre ellas la ingeniería mecánica, se pueda llevar a cabo el desarrollo de productos, desde su etapa de comprensión del problema hasta la generación de toda la información necesaria y minuciosamente detallada que haga factible su fabricación, uso, conservación y retiro. Existen varias metodologías que se pueden adoptar para realizar un diseño mecánico, estas pueden ser desde las desarrolladas por una persona como parte de su experiencia dentro del campo del diseño, hasta las más conocidas como el Quality Function Deployment (QFD por sus siglas en inglés) o despliegue de funciones de calidad, que es una herramienta utilizada para desarrollar productos en donde se determinan los requerimientos del cliente y se traducen a requerimientos técnicos mensurables, con el objeto de establecer durante la etapa de comprensión del problema, las características que debe poseer el producto a diseñar. Para el desarrollo de este trabajo se utilizará la metodología del QFD. Se eligió esta metodología por considerarse adecuada para los requerimientos de este trabajo.


54



PROCESO DE DISEÑO De manera general, posterior a la identificación de la necesidad, estudio de mercado y formación del equipo de trabajo, prosigue el Proceso de diseño.

Después del proceso de diseño, inicia el proceso de fabricación y ensamble de todas las piezas. No obstante que se plantea el proceso como una sucesión de etapas separadas, es necesario considerar todas las funciones implicadas.

La metodología en el proceso de diseño debe permitir el eslabonamiento entre los servicios de mercadotecnia y manufactura, por lo tanto deberá responder a los siguientes objetivos:

• Satisfacción de los requerimientos del cliente. • Ocupación de menor tiempo para el desarrollo del producto. • Costo mínimo para el desarrollo del producto. • Costo mínimo para la manufactura del producto.


55



DESPLIEGUE DE FUNCIONES DE CALIDAD

El despliegue de funciones de calidad tiene como objetivo integrar los requerimientos y expectativas de los clientes al proceso de diseño. Para estructurar la metodología de diseño, el proceso se puede dividir en tres grandes etapas.

Etapa 1: Comprensión del problema

En la etapa de comprensión del problema se especifica al cliente, es decir, las personas, organismos, empresas, etc. que podrán estar vinculadas con el proyecto y se determinan los requerimientos de calidad del producto de manera cuantificable a través de la interpretación y traducción de los requerimientos del cliente. El proceso de compresión del problema se puede dividir en varias etapas. La primera etapa de acuerdo a la metodología, es la identificación del cliente, dividiéndose en internos y externos. Entendiendo como cliente externo a aquellos que son impactados por el producto, pero no son miembros de la compañía, solo compran el producto. Y clientes internos que son aquellos que intervienen en la construcción del producto.


56



Para el proyecto F.42145 los clientes son:

� Clientes Externos

• PEMEX. • Exploración y Producción.

• Gerencia de perforación y producción. � Clientes internos

• Instituto Mexicano del Petróleo.

Una vez identificados los clientes, el segundo paso consiste en determinar cuales son sus requerimientos y expectativas. Los requerimientos pueden ser económicos, funcionales, restricciones espaciales, manufactura, apariencia y conservación. Económicos

o Construcción barata. Funcionales

o Barrenado de tubería de revestimiento. o Perforación de la formación geológica. o Perforación rápida. o Controlable. o Resistencia al ácido sulfhídrico. o Perforación profunda en la formación. o Utilización de un fluido compatible con la formación. o Fijable a la tubería de revestimiento. o Limpieza al momento de barrenar. o Qué realice varias perforaciones.

Restricciones espaciales

o Qué se pueda introducir en una tubería de producción. Manufactura

o Fácil de fabricar. o Qué incorpore partes comerciales.

Conservación

o Mantenimiento sencillo. o Fácil armado y desarmado en campo. o Transportación sencilla.


57



Ya que es imposible satisfacer al 100% los requerimientos del cliente, es necesario realizar una ponderación de estos, clasificando cuales son completamente indispensables para el funcionamiento y cuales no pero darían un valor mayor al producto. Así la ponderación divide los requerimientos en obligatorios y deseados. Obligatorios.

A. Barrenado de tubería de revestimiento. B. Perforación de la formación geológica. C. Controlable. D. Resistencia al ácido sulfhídrico. E. Utilización de un fluido compatible con la formación. F. Fijable a la tubería de revestimiento. G. Limpieza al momento de barrenar. H. Qué se pueda introducir en una tubería de producción.

Deseables.

a. Qué realice varias perforaciones. b. Fácil de fabricar. c. Qué incorpore partes comerciales. d. Mantenimiento sencillo. e. Fácil armado y desarmado en campo.. f. Transportación sencilla.

Ya que los requerimientos obligatorios tienen el mismo valor, por que sin ellos el sistema no funcionaria, los únicos requerimientos que se ponderan son los deseables. Para realizar la ponderación, se utiliza una tabla y se realiza la comparación por pares. Esta comparación debe hacerse sobre la base de cada requerimiento, determinando sí es más importante o menos importante con aquel con que se compara; por lo tanto no debe haber ningún requerimiento con el mismo grado de importancia. Utilizando la letra de identificación de los requerimientos deseables se realizara la ponderación.


58



Tabla 9. Ponderación de requerimientos deseables.

Requerimientos del cliente

Numero Peso relativo x 100 a b c d e f

A ◙ ◙ ◙ ◙ ◙ 5 33.4 b □ ◙ □ □ □ 1 6.6 c □ □ □ □ □ 0 0 d □ ◙ ◙ □ □ 2 13.4 e □ ◙ ◙ ◙ ◙ 4 26.6 e □ ◙ ◙ ◙ □ 3 20

Total 15 100

Nota : ◙ más importante □ menos importante El cuarto paso de la metodología consiste en estudiar la competencia para comparar los requerimientos y ver si es factible la realización del producto. Sin embargo, en México no existe ningún producto que solucione la necesidad. Y en el extranjero, sus herramientas no son aplicables a los pozos por razones dimensiónales. El quinto paso es la traducción de los requerimientos y expectativas de los clientes en términos mensurables de ingeniería. Este es un paso decisivo en la aplicación de la metodología del QFD, ya que en esencia esta metodología busca integrar los requerimientos en un lenguaje que sea correcto y pueda medirse.

Tabla 10. Traducción de los requerimientos del cliente.


Traducción del requerimiento del cliente

Unidad de medición

Barrenado de la tubería de revestimiento.

Grado de tubería Pascal Diámetro del orificio metros Espesor del corte metros Empuje Axial Newton Velocidad de rotación rpm Tiempo de barrenado minutos


59



Continuación de la tabla 10.


Traducción del requerimiento del cliente

Unidad de medición

Perforación de la formación geológica.

Resistencia de la roca. Pascal Diámetro del orificio. metros Profundidad del corte. metros Empuje Axial. Newton Velocidad de rotación. rpm Tiempo de barrenado. minutos

Limpieza al momento de barrenar.

Tiempo de limpieza. minutos Gasto. l/min

Utilización de un fluido compatible con la

formación. Grado de solubilidad.

Qué se pueda introducir por una tubería de

producción.

Diámetro interior de la tubería de producción. metros

Fijable a la tubería de revestimiento.

Fuerza axial de anclaje. Newton Tiempo de anclaje. minutos

Qué realice varias perforaciones.

Presión en el yacimiento. Bar Distancia entre perforaciones. metros Angulo de fase. Grados

Fácil armado y desarmado en campo.

Tiempo necesario de adiestramiento. minutos

Escolaridad mínima necesaria. Grado Riesgo de accidentes durante el armado. Porcentaje

Precisión en los movimientos. metros Peso máximo de cada segmento. Kilogramo Tiempo de armado. minutos

Transportación sencilla. Dimensiones de la herramienta. metros Peso total de la herramienta. Kilogramo

Fácil de fabricar. Tiempo de fabricación. minutos Tamaño máximo de las piezas. metros

Resistencia al ácido sulfhídrico. Resistencia química.

Mantenimiento sencillo. Dimensiones de la herramienta. metros Tiempo necesario. minutos Escolaridad mínima. Grado

Controlable. Variación de presión. Pascal Gasto inyectado. l/min Almacenamiento de información. Bytes


60



El sexto y último paso de la metodología del QFD consiste fijar metas de diseño. Cada meta de diseño debe expresar una característica mensurable que debería tener el producto y que se debe alcanzar a través del proceso. El establecimiento de las metas de diseño se lleva a cabo tomando en cuenta:

1. Los requerimientos del cliente. 2. Las características de los productos de la competencia. 3. El valor agregado que desea imprimir al nuevo producto.

Toda la información generada se presentara en un gráfico de calidad, el cual debe permitir la comprensión completa del diseño. Teniendo para etapas posteriores las bases para realizar juicios de selección. A continuación en la tabla 11 se muestra el gráfico de funciones de calidad.


61



Tabla 11. Despliegue de funciones.

Tra

du

cció

n d

e r

eq

ueri

mie

nto

s

Gra

do d

e tu

berí

a D

iám

etro

del

orif

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E

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el c

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V

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T

iem

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ado

Tip

o de

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Diá

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io

Pro

fund

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cor

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Em

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Axi

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ón.

Tie

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se.

Tie

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o.

Esc

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ima

nece

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R

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segm

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mie

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Gas

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ado.

A

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enam

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o de

info

rmac

ión

REQUERIMIENTOS DEL

CLIENTE

ponderación

Obligatorios Barrenado de la tubería de revestimiento.

* * * * * *

Perforación de la formación geológica.

* * * * * *

Controlable. * * *

Resistencia al ácido sulfhídrico.

*

Utilización de un fluido compatible con la formación.

*

Fijable a la tubería de revestimiento.

* *

Limpieza al momento de barrenar.

* *

Qué se pueda introducir en una tubería de producción

*

Deseables

Qué realice varias perforaciones.

* * *

Fácil de fabricar. * *

Qué incorpore partes comerciales.

Mantenimiento sencillo. * *

Fácil armado y desarmado en campo.

* * * * * * * *

Transportación sencilla. * * *

Uni

dad

Pas

cal

cm

cm

N

rpm

m

in

mat

eria

l cm

m

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rp

m

min

m

in

l/min

M

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in.

grad

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ar

l/min

M

B

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Tip

o H

2.

54

1.77

8 20

00

200 3

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0.

635

2 15

00

200

20

20

14

dies

el

6.22

3 40

00

30

150 5 60

60

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para

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75

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20

0 15

2 60

pr

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ia

30-2

50

14

100


62



5.2 INGENIERÍA BÁSICA (CONCEPTUAL). Un concepto es una idea que puede representarse mediante un esquema, un croquis, un diagrama, un bosquejo o un modelo tridimensional aproximado. La fase de ingeniería básica (conceptual) es probablemente la que requiere mayor creatividad dentro del proceso de diseño. La generación de ideas o conceptos se basan en las habilidades y experiencias adquiridas. La metodología en esta fase del proceso de diseño se basa en una estrategia muy simple, la estructura o forma siguen a la función. En otras palabras primero debe definirse el que y solamente después el como. De esta manera, la metodología de la fase de ingeniería básica (conceptual) debe partir de la clarificación de los requerimientos del cliente, para convertirlos en un modelo funcional. Una función representa la utilidad o el papel que desempeña un elemento o un conjunto completo. Por lo tanto la función lleva implícita una acción, es decir, alguna transformación que se puede definir en términos de flujos lógicos de materia, energía, información o una combinación de ellas.

Para el proyecto F.42145 se tiene:

El siguiente paso consiste en definir el modelo funcional del producto, es decir, determinar que funciones son necesarias para satisfacer la necesidad del cliente, jerarquizar las diferentes funciones, determinar la relación que debe haber entre ellas y describir esto gráficamente.


63



La generación de conceptos es el tercer paso en la metodología, consiste en generar la mayor cantidad posible de conceptos, evitando la tentación de evaluarlos. Una de las técnicas creativas más conocidas es la llamada “Tormenta de ideas”, donde los integrantes del equipo generalmente de 5 a 8 personas, exponen sus ideas para la resolución del problema sin importar si tienen algún conocimiento del tema, además se debe tener en mente que las propuestas que parecen no entrar en contexto, pueden ser utilizadas como complemento de otras para solucionar el problema. El método tormenta de ideas tiene cuatro reglas. 1ra regla.- Se excluye el juicio crítico de las ideas, se debe reservar para otro momento. 2ra regla.- La imaginación libre es bienvenida, no importa cuan absurda parezca una idea, deberá ser bien acogida. 3ra regla.- Se requiere cantidad; entre más ideas se generen hay más posibilidades de encontrar buenas ideas. 4ra regla.- Combinar y mejorar las ideas; además de las ideas propias, los participantes son convocados a mejorar las ideas de otros y efectuar combinaciones entre las ideas generadas. Una sesión típica tiene una duración de 20 a 30 minutos. Además del método creativo existe el método racional. Los métodos racionales son aquellos que se identifican como los más próximos al diseño mecánico. Sin embargo, también tienen el propósito de permitir, de manera sistemática o morfológica la generación de conceptos. La morfología es el estudio de la forma y de sus transformaciones, de manera que las matrices morfológicas permiten la búsqueda de nuevas formas de conceptos de diseño. Una matriz morfológica se construye a partir de dos entradas. En la columna del lado izquierdo se anotan las funciones que se requieren realizar en el producto, sobre las diferentes filas del lado derecho se registran las propuestas con las cuales se considera que se puede solucionar las diferentes funciones.


64



Tabla 12. Matriz morfológica

Función Conceptos

Sostener la herramienta. Cables Tuberías Estructura Aporte de energía. Eléctrica Química Hidráulica Mover la herramienta contra la pared. Cables Mecanismo de

eslabones Cilindros

Método de barrenado. Mecánico Hidráulico Mixto Fluido de limpieza. Aire Agua Químico Transmisión de torque. Engranes Cadenas Bandas Medio de desplazamiento de las partes móviles.

Actuador

Lubricación. Continua Intermitente Unión de la herramienta. Soldado Roscado Atornillado Canales de conducción del fluido. Mangueras Tubos Mixto Controles del proceso Manual Eléctrico Piloteados Control del proceso Manual Software De los conceptos generados se pueden hacer diversas combinaciones para formar el sistema. Algunas combinaciones son:

Tabla 13. Combinación de soluciones.

Función I II III

Sostener la herramienta. Cables Tuberías Estructura Aporte de energía. Eléctrica Hidráulica Hidráulica Mover la herramienta contra la pared. Cables Mecanismo de

eslabones Cilindros

Método de barrenado. Mecánico Mixto Hidráulico Fluido de limpieza. Aire Química Agua Transmisión de torque. Cadenas Engranes Medio de desplazamiento de las partes móviles.

Actuador Actuador Actuador

Lubricación. Continua Intermitente Continua Unión de la herramienta. Atornillado Roscado Soldado Canales de conducción del fluido. Mangueras Mixto Tubos Controles del proceso. Manual Piloteados Piloteados Control del proceso. Manual Manual. Software La evaluación de conceptos es la parte final en la fase de ingeniería básica (conceptual). Su objetivo consiste en seleccionar el mejor concepto de diseño de entre los generados previamente.


65



La evaluación de conceptos se puede realizar con diferentes métodos:

El siguiente paso es evaluar los requerimientos (casa de la calidad) con las combinaciones de la tabla 13, utilizando cualquiera de los métodos de evaluación mencionados anteriormente, tratando de ubicar la impresión en una de las siguientes opciones: (1) no es factible, no funciona, (2) tal vez podría funcionar con algunos ajustes, (3) es muy factible. Un punto importante es que el número opciones para evaluar dependerá de lo estricto de la evaluación. Estos resultados se vacían en una tabla, se analizan y se toma la decisión de cual es la propuesta más adecuada. A continuación se muestra la tabla de evaluación para el proyecto. Tabla 14. Evaluación de combinaciones.

Función o requerimiento. I II III

Barrenado de la tubería de revestimiento. 3 3 3 Perforación de la formación geológica. 3 3 3 Controlable. 3 3 3 Resistencia al ácido sulfhídrico. 3 3 3 Utilización de un fluido compatible con la formación. 0 3 2 Fijable a la tubería de revestimiento. 0 2 2 Limpieza al momento de barrenar. 0 3 2 Qué se pueda introducir en una tubería de producción. 2 3 3 Qué realice varias perforaciones. 2 3 3 Fácil de fabricar. 2 2 2 Qué incorpore partes comerciales. 2 2 2 Mantenimiento sencillo. 2 2 0 Fácil armado y desarmado en campo. 2 3 3 Transportación sencilla. 3 3 0

Sumatoria 27 38 31


66



Una vez que se decide cual será la forma general del sistema, comienza la etapa del diseño detallado. El resultado para el proyecto F.42145 es un sistema de accionamiento hidráulico, es decir, la fuerza motriz la proporcionara un motor hidráulico y la fuerza de empuje la realizara un cilindro hidráulico. La herramienta realizara primero un agujero en la tubería de revestimiento utilizando un cortador mecánico (inserto de carburo de tungsteno) y después de realizar un cambio en la posición de los accesorios por medio de un cilindro hidráulico, se barrenara el intervalo de interés a través de un eje flexible que tiene en la punta una barrera con insertos de carburo de tungsteno, el cual al momento de barrenar expulsará un fluido a presión, este fluido hará que la perforación sea mas rápida y que se limpie el agujero al mismo tiempo. La herramienta se fijara en la pared de la tubería por medio de un mecanismo de eslabones. En la figura 25 se muestra el diseño de la herramienta obtenido a través de la ingeniería básica (conceptual).


67



Figura 25. Diseño de ingeniería básica de la herramienta.

CAPITULO 6“INGENIERÍA DE DETALLE”

68



Para la ingeniería de detalle solo se desarrollará el sistema de corte en la tubería de revestimiento por medio de un inserto de carburo de tungsteno. Este sistema engloba varios elementos mecánicos de pequeñas dimensiones. El control general de la herramienta es a través de variaciones de presión, esto obliga a utilizar una presión diferente en cada etapa. De acuerdo a la etapa, el sistema de barrenado en la tubería debe utilizar una presión de 55 Bar. Esta presión influirá en la fuerza de empuje sobre el eje y servirá para determinar junto con el gasto proporcionado por una bomba de desplazamiento positivo (14 l /min.), el torque generado por un motor hidráulico.


69



El sistema para el barrenado de la tubería de revestimiento, resultado de la ingeniería básica, es mostrado en la figura 26.

Figura 26. Sistema de corte para tuberías de revestimiento.

El sistema se compone de un cilindro que confinara un fluido a presión y transmitirá el par de torsión al eje que se encuentra en su interior. El eje trasmitirá el par de torsión recibido a través del contacto de las aristas y canales eje-cilindro y una fuerza de empuje debido a la presión del fluido sobre este a un inserto de carburo de tungsteno, regresando a su posición inicial por medio de un resorte. El torque inicial lo suministrara un motor hidráulico comercial y se transmitirá a través de un sistema de engranes. En la figura 27 se muestra la herramienta explotada.


70



Figura 27. Explotado del Sistema de corte para tuberías de revestimiento.


71



6.1 SISTEMA DE ENGRANAJE. Para diseñar el sistema de engranaje, se ve primero la traducción de los requerimientos, para observar cuales afectan directamente esta sección. Con esa premisa tenemos lo siguiente:

Tabla 15. Requerimientos utilizados en el sistema de engranes.

Requerimientos Meta Unidad de medición

Diámetro interior de la tubería de producción 0.062 m Diámetro del orificio 0.0254 m Par torsional. 36 N-m Gasto 14 l /min. Presión del fluido 55 Bar

De acuerdo al diseño, los engranes se encuentran dentro de un tubo, por lo tanto, los diámetros de los engranes deben tener una dimensión la cual evite el contacto con la pared del tubo. Además, el par suministrado por el motor hidráulico OML 32 con un gasto de 14 l/min y presión de 55 bar (800 psi.) según las curvas gasto-presión es de 15.0 N-m (132.8 lb), el cual no es suficiente, ya que es necesario un torque de 36 N-m según pruebas realizadas. En resumen, el sistema de engranaje a diseñar no solo debe transmitir el movimiento, sino también debe incrementar el par a una relación de engranaje (mG) de 2.4. La configuración de engranaje que logro satisfacer las condiciones es la siguiente:

Figura 28. Configuración de engranes.


72



Los engranes del sistema son del tipo helicoidal, elegidos por las ventajas de estos sobre los engranes rectos (operación silenciosa, resistencia a cargas mayores con el mismo paso diametral, etc). El primer par de engranes es cónico, para conseguir el cambio en la dirección del movimiento, además de empezar a incrementar el par. Su ángulo de presión es de 20° y su ángulo de hélice de 35°. Los engranes restantes son cilíndricos con un ángulo de presión de 25º y un ángulo de hélice de 30°. Una vez definido la relación de engranes, los ángulos de presión y de hélice podemos proceder al diseño de engranes. Los engranes se diseñan partiendo del paso diametral, número de dientes y ángulo de presión, ya que estos lo definen.

� El paso diametral: Nos indica el tamaño del diente que tendrá nuestro engrane.

Figura 29. Tamaño de diente para varios pasos diametrales.

� Número de dientes: nos proporciona junto con el paso diametral, el diámetro de paso del

engrane. En un engrane helicoidal la introducción del ángulo de hélice genera un paso axial, un paso normal y un ángulo de presión normal, y son estos los que dan el dimensionamiento al diente del engrane. Las siguientes ecuaciones para determinar las dimensiones de un engrane solo se ocupan cuando se trabaja con Paso Diametral (sistema inglés), para trabajar con Módulo (sistema internacional) las ecuaciones varían.


73



Figura 30. Planos normal y transversal de un engrane helicoidal y fuerzas presentes.

� Paso diametral normal (Pdn)

............................................................ ec. 1

� Ángulo de presión normal (φn) .................................................. ec. 2

� Paso axial. (Px) ........................................................ ec. 3

ψcos

ddn

PP =

)tan(costan1

φψφ •=−

n

ψ

π

tand

xP

P =


74



ENGRANE CONICO HELICOIDAL

NOMENCLATURA:

La nomenclatura del engrane cónico es muy parecida a la del engrane cilíndrico. Para un engrane cónico helicoidal sus ecuaciones son [10]:

Figura 31. Nomenclatura engranes cónicos.

� Diámetro de paso: (DP)

........................................................... ec. 4

� Diámetro exterior: (Dest) .................................................. ec. 5

� Altura de la cabeza del engrane (ag)

.................................................... ec. 6

donde:

mB=mg para 90° ; recordando que mG = Diámetro del engrane entre diámetro del piñón.

g

p

GB mmγ

γ

cos

cos= para un ángulo diferente a 90°

αcos2aDD pext +=

2

4600540

)(

..

Bdndng

mPPa +=

dnPp

ND =


75



� Cabeza del diente del piñón. (ap)

ap= h – ag .......................................................... ec. 7

� Profundidad de trabajo (h). ........................................................... ec. 8

� holgura (g).

.......................................................... ec. 9

� Ancho de cara (F). El ancho de cara puede ser cualquier valor que se encuentre en el rango de los obtenidos a través de la ecuación 10.

....................................................... ec. 10 Donde:

....................................................................................................... ec. 11

........................................... ec. 12

� Longitud de acción (Z).

.......................... ec. 13 r= radio del círculo de paso, donde p y g corresponden al piñón y engrane respectivamente. a= altura del diente. φ= ángulo de presión transversal.

� Relación de contacto transversal (mP)

................................................... ec. 14

Los límites son 1 a 2, sin embargo, la relación mínima es 1.2. Generalmente los engranes tienen una relación de contacto de 1.4.

dnPh

02.=

dnP

LF

10

3 o =

g

engrane

p

piñon

sen

Dp

sen

DpL

αα 22==

piñon

engrane

piñon

engrane

gN

N

Dp

Dp==αtan

piñon

engrane

piñon

engrane

pN

N

Dp

Dp==αcot

( ) ( ) ( ) ( ) φφφ senorrrarrarZ pggggppp )(coscos2222

+−−++−+=

φπ cos

ZPm d

p =

00201880

..

+=

dnPg


76



� Relación de contacto axial. (mF)

........................................................ ec. 15

Esta razón debe ser por lo menos de 1.15 e indica el grado de superposición helicoidal.

� Número de dientes virtuales (ambos engranes piñón-rueda).

..................................................... ec. 16

� Número mínimo de dientes del piñón sin interferencia [6].

........................ ec. 17

� Número mínimo de dientes del engrane sin interferencia [6].

........................................ ec. 18

FUERZAS EN ENGRANES CÓNICOS HELICOIDALES.

En los engranes cónicos helicoidales actúan fuerzas tangenciales, radiales y axiales [7]. La fuerza tangencial es la carga teórica transmitida que ocurriría si todas las fuerzas estuvieran concentradas en el punto medio del diente. Aunque la resultante real ocurre en algún punto entre el punto medio y el extremo mayor, este valor es muy aproximado.

� Carga tangencial.

............................................................. ec.19

� Carga axial.

.............................. ec. 20

� Carga radial. .............................. ec. 21

Los signos superiores del se aplican para un engrane impulsor con espiral a la derecha y giro en el sentido de las manecillas del reloj o con una espiral a la izquierda y giro contrario a las manecillas del reloj, utilizándose los signos inferiores en situaciones opuestas.

Los engranes impulsados ocuparan los signos inferiores del para un engrane con espiral a la derecha y giro en el sentido de las manecillas o con espiral a la izquierda y giro contrario a las manecillas, utilizándose los signos superiores en situaciones opuestas.

Px

FmF =

ψ3

cos

NNv =

( )( )[ ]

+++

+= φ

φ

ψ 22

221

21

cos2senommm

senom

kN ggg

g

p

φψ

ψφ

2

2222

2cos4

cos4

senoNk

ksenoNN

p

p

g−

−=

d

TWt

2=

( )αψαφψ

senosenoW

W nt

r ⋅±⋅= costancos


77



ESFUERZOS EN LOS ENGRANES.

Un engrane soporta dos tipos de esfuerzos; uno flexionante ocasionado por las cargas y otro de desgaste superficial ocasionada por el contacto constante. El método de AGMA define estas ecuaciones en la norma 2001-B88 de AGMA y son las siguientes [6]:

� Ecuación de esfuerzo a la flexión

............................................. ec. 22

W = Carga tangencial Pd = Paso diametral transversal J = Factor geométrico ka = Factor de aplicación km = Factor de distribución carga kv = Factor de velocidad ks = Factor de tamaño Kx = Factor de curvatura

Los factores de corrección ayudan a disminuir el factor de seguridad, ya que compensan los efectos de temperatura y operación de los engranes.

� Factor geométrico J

El factor geométrico J toma en consideración la geometría del diente para determinar su resistencia en el filete. La resistencia se basa en el ángulo de presión, número de dientes y concentración de esfuerzos en el filete. El factor geométrico se obtiene por medio de una ecuación complicada, pero se publican gráficas de esta bajo diferentes condiciones. A continuación en la figura 32 se muestra una gráfica para determinar el factor J en un engrane cónico.

xv

smadf

Kk

kkk

FJ

WP=σ


78



Figura 32. Factor geométrico J para engranes cónicos en espiral, con φ=20°, ángulo de la espiral ψ=35°, y un radio de borde de la herramienta 0.240/Pd. Fuente: tomado del estándar 2003-A86 de AGMA.

� Factor de distribución de carga (Km).

El factor de distribución de carga trata de considerar cualquier desalineación axial en la forma del diente, la cual genera una transmisión de carga no uniforme. Este problema se hace más pronunciado con anchos de cara más grandes.

Km = kmb + 0.0036 F2..................................................... ec. 23

Kmb: 1.00 Ambos miembros montados por separado. 1.10 Un miembro montado por separado. 1.25 Ningún miembro montado por separado


79



� Coeficiente de aplicación (Ka)

Considera el momento fluctuante de la fuerza sobre el diente. En ausencia de una información definitiva y para dar una mayor seguridad, se puede incrementar el esfuerzo sobre el diente aplicando un factor de acuerdo a la tabla 16. Tabla 16. Factor de aplicación de acuerdo al tipo de carga aplicada.

FUENTE DE POTENCIA UNIFORME (máquinas centrífugas, transportador de correa)

CHOQUE LIGERO (Ventiladores de lóbulos, bombas de varios cilindros, máquinas herramientas)

CHOQUE MEDIO (Trituradoras de mineral, compresor monocilindrico, prensa punzadora)

CHOQUE FUERTE

Uniforme(motor eléctrico, turbinas) 1.00 1.25 1.50 1.75 Choque ligero(motor de combustión 1.10 1.35 1.60 1.85 Choque medio (motores monocilindricos) 1.25 1.50 1.75 2.00

Choque pesado 1.50 1.75 2.00 2.25

� Coeficiente de tamaño (Ks).

Este factor refleja la falta de uniformidad en las propiedades del material debido al tamaño del diente, diámetro de la pieza, ancho de cara, endurecimiento y tratamiento térmico. AGMA todavía no ha establecido normas para factores de tamaño y recomienda que Ks =1. Sin embargo, se puede dar una idea de este valor a través de la siguiente ecuación.

Para engranes cónicos Ks.

0.5 ≤≤≤≤ Pd ≤≤≤≤ 16 in-1

d

SP

K2132.0

4867.0 += .. ....................................................... ec. 24

Pd ≥≥≥≥ 16 in-1 KS = 0.5 ............................................................................ ec. 25

� Coeficiente dinámico (Kv). Factor que considera las cargas por vibración generadas por el impacto de diente contra diente, provocado por acoplamientos no conjugados, imprecisiones en la generatriz del perfil y magnitud de la velocidad.

..................................................... ec. 26 ( )BA −+= 15650

( )3

2

1225.0 VQB −=

B

t

VVA

AK

+=


80



Calidad del engrane (Qv) La calidad del engrane puede tener un efecto significativo en la forma en que es compartida la carga. Si los espacios entre los dientes no son precisos y uniformes, los dientes en acoplamiento no estarán en contacto simultáneo causando impacto entre ellos y este impacto se incrementará con el incremento en la velocidad. El estándar 2000-A88 de AGMA define las tolerancias dimensiónales para dientes de engranes, así como el índice de calidad Qv cuyo rango va desde la calidad más baja (3) hasta la precisión más elevada (16). En el mercado los engranes de calidad comercial manejan un Qv de 3 a 7. Y los engranes de calidad de precisión de 8 a 12. El método de manufactura es lo que esencialmente determina el índice de calidad. A continuación se presentan rangos de Qv de acuerdo a la manufactura con que se realice el engrane.

� Para engranes conformados típicamente. Qv= 3 – 4 � Engranes fabricados mediante métodos de desbaste. Qv= 5 – 7 � Engranes con un acabado de esmerilado o cepillado. Qv= 8 - 11 � El pulido o rectificado llega alcanzar un Qv superior. Qv= arriba de 11

También se puede escoger un Qv de acuerdo a la velocidad en la línea de contacto. Tabla 17. Número de calidad Qv de acuerdo a la velocidad.

Velocidad Qv

fpm m/seg 0 – 800 0 -4 6 – 8 800 – 2000 4 -10.16 8 – 10 2000 - 4000 10.16 – 20.32 10 – 12 Mas de 4000 Más de 20.32 m/seg 12 – 14

� Factor de curvatura (Kx) Para engranes cónicos rectos, el factor Kx es igual a 1 y para engranes en espiral su valor esta en función del radio de la herramienta. En este último caso, la literatura recomienda como aproximación Kx=1.15. [ 7 ]


81



� Ecuación de esfuerzo al desgaste superficial [6].

...................................... ec. 27 W = Carga tangencial. d = Diámetro. Cp = Coeficiente elástico. I = Factor geométrico. ka = Factor de aplicación. km = Factor de distribución carga. kv = Factor de velocidad. Cs = Factor de tamaño. Cxc = Factor de coronamiento. Cf = Factor de acabado superficial.

� Coeficiente elástico (Cp).

Factor que toma en consideración la diferencia en las constantes de los materiales del engrane y del piñón. Para obtener Cp se utiliza la siguiente ecuación.

......................................... ec. 28

� Factor geométrico ( I ). El factor geométrico I considera el radio de curvatura de los dientes del engrane y el ángulo de presión. Figura 33. Factor geométrico I para engranes cónicos en espiral, con φ=20°, ángulo de la espiral ψ=35°, y un radio de borde de la herramienta 0.240/Pd. Fuente: tomado del estándar 2003-A86 de AGMA.

fxcs

v

mac CCC

k

kk

FId

WCp=σ

−+

−

=

g

g

p

p

E

v

E

vCp

2211

1

π


82



� Coeficiente de tamaño por picadura (Cs). Factor que refleja la falta de uniformidad en las propiedades del material debido al tamaño.

Cs = 0.5 cuando F ≤ 0.5 pulg. Cs = 1.25 F + 0.4375 cuando 0.5 ≤ F ≤ 4.5 pulg. Cs = 1 cuando F ≥ 4.5 pulg.

� Coeficiente de coronamiento por picadura (Cxc)

Cxc = 1.0 Dientes coronados en forma adecuada Cxc = 1.5 Dientes coronados en forma no adecuada

� Factor de acabado superficial (Cf). Este factor se aplica para tomar en consideración los acabados superficiales ásperos en los dientes. AGMA todavía no ha establecido factores de acabado y recomienda 1. Sin embargo, se puede ocupar el valor de la ecuación de Mirin.

..................................................... ec. 29

Tabla 18. Valor de a y b para la ecuación de Mirin.

Acabado superficial a b Ksi Mpas Esmerilado 1.34 1.58 -0.086 Maquinado o laminado en frío 2.67 4.45 -0.265 Laminado en caliente 14.5 56.1 -0.719 Como sale de forja 39.8 271 -0.995

Nota: El factor de aplicación (ka), el factor de distribución de carga (km) y el factor de velocidad (kv) se obtienen con las ecuaciones mencionadas anteriormente. RESULTADO DE LOS ENGRANES CÓNICOS

Es poco probable resolver un problema a la primera y también no es seguro que la solución tomada después de varias opciones sea la mejor o la única solución. Los engranes son elementos mecánicos con muchísimas opciones por sus diferentes pasos, ángulos, anchos de cara, etc. a escoger; por lo tanto, pueden existir muchísimas soluciones. Para determinar una buena opción se hicieron cálculos con diferentes pasos diametrales y ángulos y se escogió la configuración mostrada en la figura 28. Utilizando las ecuaciones antes mencionadas y el diagrama del tren engranes se realizaron los siguientes cálculos.

b

uf aSC =


83



Con el paso diametral normal, el ángulo de presión normal y el ángulo de hélice se determinan el paso diametral transversal y el ángulo de presión transversal, ya que estos varían de acuerdo al ángulo de hélice.

� Paso diametral normal: 18 � Ángulo de presión normal : 20 º � Ángulo de hélice : 35 º

A través de la ec. 1 y la ec. 2 se obtuvieron el paso y el ángulo transversal. ► Paso diametral transversal: 14.745 ► Ángulo de presión transversal: 23.96 º

Para definir la nomenclatura del engrane, se inicia con el diámetro de paso. Escogiendo un número de dientes de 21 para el piñón y 28 para el engrane y ocupando la ec. 4, los diámetros de paso son: ► Diámetro de paso del piñón: 1.167 pulgadas. ► Diámetro de paso del engrane: 1.556 pulgadas. Los diámetros anteriores proporcionan la longitud necesaria para poder acoplar el engrane cilíndrico a un lado del engrane cónico impulsado sin que haya interferencia con el engrane cónico impulsor (piñón). El siguiente paso es obtener los ángulos alfa del piñón y del engrane, los cuales se encuentran en un acoplamiento a 90 º. Utilizando la ec. 12 y teniendo en cuenta que la relación del engrane mG es de 1.333, obtenemos. ► Ángulo alfa del piñón: 36.88 º ► Ángulo alfa del engrane: 53.12 º Con estos datos y las siguientes ecuaciones, podemos determinar las dimensiones del engrane.

► Altura de trabajo (ec. 8) 111.018

0.2==h pulgadas.

► Altura de la cabeza del engrane (ec. 6) 044.0)333.1(18

460.0

18

54.02

=+=ga pulgadas.

► Altura de la cabeza del piñón (ec. 7) ap = 0.111 – 0.044 = 0.067 pulgadas.

► Holgura (ec. 9) 0124000218

1880..

.=+=g pulgadas.


84



► Diámetro exterior del engrane (ec. 5) Dext = 1.556 + [2(0.044)(cos53.12)] =1.6 pulgadas. ► Diámetro exterior del piñón (ec. 5) Dext = 1.167 + [2(0.067)(cos36.88)] =1.274 pulgadas. Con las dimensiones obtenidas es necesario saber cuales son las razones de contacto. Las recomendaciones para minimizar la carga, es compartir la misma en varios dientes, además de observar el acoplamiento helicoidal. Para determinar la razón de contacto transversal, se determina z con la ec. 13, obteniendo un valor de 0.232. Sustituyendo valores en la ecuación 14 obtenemos:

► 2.123.96 cos

)233227.0)(745.14(==

πpm

Para obtener la relación de contacto axial es necesario definir el ancho de cara. El ancho debe de estar entre el rango de la ec. 10. Para determinar uno de los rangos es necesario definir la longitud del cono por medio de la ecuación 11, el valor obtenido es de 0.972. Utilizando la ecuación 10 obtenemos el intervalo.

18

10

3

972.0−− ancho , el ancho de cara puede estar entre 0.324 y 0.555 pulgadas. Considerando

las dimensiones del engrane 3 y recordando que se prefiere un ancho de cara pequeño, se escogió un valor de 0.35 pulgadas. Sustituyendo el paso axial de la ec. 3 en la ec. 15 obtenemos:

► 15.1

35tan)75.14)(35.0(==

πFm

Como se observa, la razón de contacto en los engranes son las mínimas recomendadas, de 1.2 para la transversal y 1.15 para la axial. Una vez que se observo que se esta en el rango de las razones de contacto, se prosigue a determinar los esfuerzos en el engrane.


85



DETERMINACIÓN DE ESFUERZOS. Para determinar el esfuerzo de flexión del engrane, utilizando la ec. 22, es necesario definir primero los factores que involucra. El factor geométrico J se obtiene a través de la gráfica de la figura 32. * Factor geométrico para el piñón es: 0.216 * Factor geométrico para el engrane es: 0.214 El factor de aplicación se determina usando la tabla 16, suponiendo que la unidad de potencia tiene un movimiento uniforme y la unidad receptora un choque ligero, el factor de aplicación es de 1.25. Para el factor de distribución de carga, se utiliza la ecuación 23 y se considera que solo un engrane esta montado por separado, obteniendo un factor de carga de 1.10. El factor de tamaño se obtiene de la ecuación 25, que con el paso diametral transversal de 14.75 se tiene un factor de tamaño de 0.50. El coeficiente dinámico se obtiene a través de la ec. 26. Para esta ecuación se determinar primeramente la velocidad en la línea Vt utilizando el diámetro de paso del piñón y las rpm del motor.

12.145 12

)475)(167.1(==

πtv

Para determinar B se considerara una calidad de engrane de 9. Con esto B tiene un valor de 0.520 y A de 76.88. Sustituyendo:

92708876

5200

..

..

=

+=

145.1276.88kv

El factor Kx para un engrane helicoidal es 1.15. El último dato necesario antes de sustituir los factores es la fuerza tangencial, la cual se determina por medio de la ec. 19.

lb .880.35sen36.-1.167

).(55277

81322==tW

Sustituyendo los valores en la ec. 22 obtenemos el esfuerzo flexionante del piñón y el engrane:

980.58 ).)(.(

))(..)(.(16)(0.35)(0.2

).(.34

1519270

5011012517451455277==fσ psi. (piñón)


86



307.5 ).)(.(

))(..)(.(14)(0.35)(0.2

).( .35

1519270

5011012517451455277==fσ psi. (engrane)

Para determinar el esfuerzo superficial o de desgaste se utilizan varios factores anteriormente determinados. Sin embargo, es necesario calcular otros. Iniciamos calculando el factor Cp por medio de la ec. 28. Tomando en cuenta que los engranes serán del mismo material cuyo modulo de elasticidad (E) es de 30 Gpas y su razón de poisson (ν) de 0.3 obtenemos una Cp de 2 290. Para determinar el Factor geométrico I se utiliza la gráfica de la figura 33. Así el factor geométrico I es igual a 0.083. Para el factor de tamaño por picadura, al tener un ancho de cara menor a 0.5, Cs tiene un valor de 0.5. Y para el factor de coronamiento se considerara un coronamiento en forma adecuada, Cxc es igual a 1.0. También se tomara un factor de acabado de 1. Sustituyendo en la ec.27 obtenemos:

440.7 ))()(.().(

).)(.(83)(1.167)(0.35)(0.0.

17811509270

101251552772290 ==cσ psi. (piñón)

534.75 154 ))()(.().(

).)(.(83)(1.556)(0.35)(0.0.

== 11509270

101251552772290cσ psi. (engrane)

En resumen tenemos:

Tabla 19. Resultado de los engranes cónicos.

Engranes cónicos Generales

Paso diametral normal 18 Paso diametral transversal 15 Ángulo de presión normal 20 Ángulo de presión transversal 23.96 Ángulo de hélice. 35 Dimensionamiento Engrane 1 Engrane 2 Relación de contacto Diámetro paso 1.167 “ 1.556 “ Relación de contacto axial 1.15 Diámetro exterior 1.226 “ 1.623 “ Relación de contacto transversal 1.2 Número de dientes 21 28 Ancho de cara 0.35 “

Esfuerzos (psi) Fuerzas generadas Engrane 1 Engrane 2 Torque suministrado 132.8 lb-in 15 N-m

Esfuerzo flexionante 34 980.58 35 307.5 Torque de salida 177.1 lb-in 20 N-m Esfuerzo de desgaste 178 440.7 154 534.75 Velocidades Velocidad de entrada 475 rpm Velocidad de salida 356 rpm


87



ENGRANES HELICOIDALES CILINDRICOS. El resto de los engranes del sistema de transmisión son helicoidales cilíndricos. Este tren de engranes tiene la característica de tener un engrane loco, cuya colocación fue para evitar el contactos entre piezas. El diseño de un engrane cilíndrico es diferente en varias de las ecuaciones que se utilizaron para cónicos helicoidales. Por tal motivo se volverán a mencionar. NOMENCLATURA:

Para un engrane helicoidal cilíndrico la geometría del diente es la misma para los dos engranes y su cálculo se basa como en los engranes cónicos en un paso normal y un ángulo de presión normal. Las ecuaciones son las siguientes [6] :

� Diámetro de paso (DP) ........................................................ ec. 30

� Diámetro exterior (Dest) ....................................................... ec. 31

� Altura de la cabeza del diente (a) ......................................................... ec. 32

� Profundidad de trabajo (h)

......................................................... ec. 33

� Radio de entalle (rf) ......................................................... ec. 34

� Profundidad total (hT)

.......................................................... ec.35

� Ancho de cara (F) El ancho de cara se establece teniendo en cuenta que con anchos grandes la distribución de carga es menos uniforme. Se recomienda que el ancho de cara tenga un valor de

dd Pa

P

168

� Longitud de acción.

........ ec. 36

r= radio del círculo de paso. a= altura del diente. Φ = ángulo de presión transversal.

dnT

Ph

252.=

d

pP

ND =

aDD pext 2+=

dnPa

1=

dnPh

2=

dnf

Pr

30.=

( ) ( ) ( ) ( ) φφφ senorrrarrarZ pggggppp )(coscos2222

+−−++−+=


88



� Relación de contacto transversal.

.................................................... ec. 37

Los límites son 1 a 2; sin embargo, la relación mínima es 1.2. Generalmente los engranes tienen una relación de contacto de 1.4.

� Relación de contacto axial.

....................................................... ec. 38

Esta razón debe ser por lo menos de 1.15 e indica el grado de superposición helicoidal.

� Número de dientes virtuales (ambos engranes piñón-rueda).

................................................... ec. 39

� Número mínimo de dientes del piñón sin interferencia.

....................... ec. 40

� Número mínimo de dientes del engrane sin interferencia.

..................................... ec. 41

FUERZAS EN ENGRANES CILÍNDRICOS HELICOIDALES.

En los engranes cilíndricos helicoidales actúan fuerzas tangenciales, radiales y axiales

� Carga tangencial. ....................................................... ec. 42

� Carga radial. ..................................................... ec. 43

� Carga axial. ............................................... ec. 44

φπ cos

ZPm d

p =

Px

FmF =

ψ3

cos

NNv =

( )( )[ ]

+++

+= φ

φ

ψ 22

221

21

cos2senommm

senom

kN ggg

g

p

φψ

ψφ

2

2222

2cos4

cos4

senoNk

ksenoNN

p

p

g−

−=

d

TWt

2=

φtantr WW =

ψtanta WW =


89



ESFUERZOS EN LOS ENGRANES.

Un engrane soporta dos tipos de esfuerzos; uno flexionante ocasionado por las cargas y otro de desgaste superficial ocasionada por las repeticiones en el contacto. El método AGMA emplea las ecuaciones definidas en la norma 2001-B88 de AGMA [6]:

� ECUACIÓN DE ESFUERZO A LA FLEXIÓN

......................................... ec. 45

W = Carga tangencial Pd = Paso diametral transversal J = Factor geométrico F = Ancho de cara ka = Factor de aplicación km = Factor de distribución carga kv = Factor de velocidad ks = Factor de tamaño kB = Factor de aro kI = Factor de engrane loco

� Factor geométrico (J).

El factor geométrico J toma en consideración la geometría del diente para determinar su resistencia en el filete. La resistencia se basa en el ángulo de presión, número de dientes y concentración de esfuerzos en el filete. El valor se obtiene por medio de una ecuación complicada pero se publican gráficas de esta bajo diferentes condiciones. A continuación se muestra una gráfica utilizada para obtener el factor J en engranes helicoidales cilíndricos.

Figura 34. Factores geométricos J para engranes helicoidales (ANSI/AGAMA 218.01).

IB

v

smadf kk

k

kkk

FJ

WP=σ


90



Figura 35. Multiplicadores del factor J (ANSI/AGMA 218.01).

� Coeficiente de aplicación (Ka). Considera el momento fluctuante de la fuerza sobre el diente. En ausencia de una información definitiva y para dar una mayor seguridad, se puede incrementar el esfuerzo sobre el diente aplicando un factor de acuerdo a la tabla 20. Tabla 20. Factor de aplicación de acuerdo al tipo de carga aplicada.

FUENTE DE POTENCIA UNIFORME (máquinas centrífugas, transportador de correa)

CHOQUE MODERADO (Ventiladores de lóbulos, bombas de varios cilindros, máquinas herramientas)

CHOQUE FUERTE (Trituradoras de mineral, compresor monocilindrico, prensa punzadora)

CHOQUE FUERTE

Uniforme(motor eléctrico, turbina) 1.00 1.25 1.50 1.75 Choque ligero(motor de combustión 1.10 1.35 1.60 1.85 Choque medio(motores monocilindricos

1.25 1.50 1.75 2.00

Choque pesado 1.50 1.75 2.00 2.25


91



� Factor de distribución de carga (Km).

El factor de distribución de carga es generada por la desalineación axial. Este problema se hace más pronunciado con anchos de cara más grandes. Algunos valores son: Tabla 21. Factor de distribución de carga de acuerdo al ancho de cara.

Características de montaje Ancho de cara, pulg

0 a 2 6 9 16 o más Exactos, holguras pequeñas en cojinetes, mínima flexión del

eje, engranes de precisión. 1.3 1.4 1.5 1.8

Menos rígidos, engranes menos exactos, contacto a través de toda la cara. 1.6 1.7 1.8 2.2

Exactitud y ajuste tales que el área de contacto es menor que la de toda la cara Mayor que 2.2

También es posible utilizar la siguiente ec. 47, para lo cual se debe tener una relación entre el ancho de la cara y el diámetro de paso de

2≥d

F ... ec. 46 y los elementos deben estar montados

en cojinetes. Nota: solo aplica para un ancho de cara hasta 40 pulgadas.

........................................ ec. 47

Cmc : 1 para engranes sin coronar 0.8 para dientes coronados. Cpf :

025.010

−d

F F≤1 pulgada.

Fd

F0125.00375.0

10+− 1 ≤ F ≤ 17 pulgadas.

2

000228.0020.01109.010

FFd

F−+− 17 ≤ F≤ 40 pulgadas.

Para valores menores 05.010

<d

F tiene un valor igual a 0.05

Cpm :

1 piñón montado separado 175.01

<S

S

1.1 piñón montado separado 175.01

>S

S

Figura 36.

)(1 emapmpfmcm CCCCCK ++=


92



Cma= A+BF+CF2

Tabla 22. Valores de A, B y C para obtener Cma.

CONDICIÓN A B C

Engranajes abiertos 0.247 0.0167 -0.765(10-4) Unidades comerciales, cerradas 0.127 0.0158 -0.093(10-4) Unidades de precisión, cerradas 0.0675 0.0128 -0.926(10-4) Unidades de precisión extrema, cerradas. 0.00360 0.0102 -0.822(10-4)

Ce :

0.8 Engranes ajustados durante el ensamble o si la compatibilidad mejora lapeando. 1.0 Para todos los demás.

� Coeficiente de tamaño (Ks). Este factor refleja la falta de uniformidad en las propiedades del material debido al tamaño del diente, diámetro de la pieza, ancho de cara, endurecimiento y tratamiento térmico. AGMA todavía no ha establecido normas para factores de tamaño y recomienda que Ks=1. Sin embargo, se puede dar una idea de este valor a través de la siguiente ecuación.

..................................................... ec. 48

Factor de forma de Lewis (Y):

Tabla 23. Valor del Factor de Lewis para diversos números de dientes.

Número de

Dientes Y

Número de

dientes Y

12 0.245 28 0.353 13 0.261 30 0.359 14 0.277 34 0.371 15 0.290 38 0.384 16 0.296 43 0.397 17 0.303 50 0.409 18 0.309 60 0.422 19 0.314 75 0.435

20 0.322 100 0.447 21 0.328 150 0.460 22 0.331 300 0.472 24 0.337 400 0.480 26 0.346 Cremallera 0.485

Valores de forma de Lewis Y, para un ángulo de presión de 20°, dientes de altura completa.

0535.0

192.1

=

Pd

YFks


93



� Coeficiente dinámico (Kv). Factor que considera la carga por vibración, generada por el impacto de diente contra diente, por un acoplamiento no conjugado, imprecisiones en la generatriz del perfil y la velocidad.

.................................................... ec. 49 A = 50 + 56(1-B)

( )3

2

1225.0 VQB −=

Nota: Para valores de Qv véase en engranes cónicos helicoidales en la sección del factor de velocidad.

� Factor de engrane loco (KI).

Este factor solo afecta a los engranes intermedios, considerando que un engrane de este tipo tiene más ciclos de esfuerzo por unidad de tiempo. KI = 1.42 engrane intermedio. KI = 1.00 engrane normal.

� Factor de aro (KB).

Toma en consideración situaciones en donde el espesor del aro tiene un peralte reducido en comparación con la profundidad del diente, disminuyendo así el soporte en la raíz del diente, por lo tanto se puede generar una falla por flexión.

B

Bm

K242.2

ln6.1= cuando 0.5 ≤ mB ≤ 1.2

KB = 1 cuando mB ≥ 1.2

t

rB

h

tm =

donde: tr= espesor del aro ht= altura total del diente. Figura 37. Factor de aro.

B

t

VVA

AK

+=


94



� Ecuación de esfuerzo al desgaste superficial [6].

..................................... ec. 50

W = Carga tangencial d = Diámetro del piñón Cp = Coeficiente elástico I = Factor geométrico ka = Factor de aplicación km = Factor de distribución carga kv = Factor de velocidad ks = Factor de tamaño

Cf = Factor de acabado superficial

� Coeficiente elástico (Cp). Factor que toma en consideración la diferencia en las constantes de los materiales del engrane y del piñón. Para obtener Cp se utiliza la siguiente ecuación.

......................................... ec 51

� Factor geométrico ( I ).

El factor geométrico I considera el radio de curvatura del diente del engrane y el ángulo de presión.

12

cos

+

•=

g

g

N m

m

m

senI

φφ engranes externos ........................................................ ec. 52

12

cos

−

•=

g

g

N m

m

m

senI

φφ engranes internos ......................................................... ec. 53

mg = relación de engranes. mN = Para engranes helicoidales se obtiene a través de la siguiente ecuación.

ZP

Cosm

dn

n

N95.0

φπ= .............................................................................................................. ec. 54

fs

v

mac Ck

k

kk

FId

WCp=σ

−+

−

=

g

g

p

p

E

v

E

vCp

2211

1

π


95



� Factor de acabado superficial (Cf). Este factor se aplica para tomar en consideración los acabados superficiales ásperos en los dientes. AGMA todavía no ha establecido factores de acabado y recomienda 1. Sin embargo, se puede ocupar la ecuación de Mirin, donde los valores de a y b se mencionan en la tabla 18.

....................................................... ec. 55

El factor de aplicación (ka), el factor de distribución de carga (km), el factor de velocidad (kv) y el factor de tamaño (ks) se mencionaron anteriormente. RESULTADO DE LOS ENGRANES CILINDRICOS.

Continuando con el diagrama del tren engranes de la figura 28, se prosigue con los engranes cilíndricos. Como se dijo anteriormente, el paso diametral, el ángulo de presión normal y el ángulo de hélice se deben de establecer para determinar el paso diametral transversal y el ángulo de presión transversal.

� Paso diametral normal: 18 � Ángulo de presión normal : 25 º � Ángulo de hélice : 30 º

A través de la ec. 1 y la ec. 2 se obtuvieron el paso y el ángulo transversal. ► Paso diametral transversal: 15.59 ► Ángulo de presión transversal: 28.30 º

Para definir la nomenclatura del engrane, se inicia con el diámetro de paso utilizando la ec. 30. Para esto se considerara un número de dientes de 14 para el piñón, 21 para el engrane intermedio y 26 para el engrane, los diámetros de paso son: ► Diámetro de paso del piñón: 0.898 pulgadas. ► Diámetro de paso eng. intermedio: 1.347 pulgadas. ► Diámetro de paso del engrane: 1.668 pulgadas Con estos diámetros se logra elevar el par de torsión al requerido y se evita cualquier interferencia.

b

uf aSC =


96



A continuación proseguiremos a determinar las dimensiones de cada engrane.

► Altura de trabajo (ec. 33) 111.018

0.2==h pulgadas.

► Altura de la cabeza del engrane (ec. 32) 055.018

1==ga pulgadas.

► Altura de la cabeza del piñón (ec. 32) 055.018

1==pa pulgadas.

► Altura total (ec. 35) 125.018

25.2==Th pulgadas.

► Diámetro exterior del piñón (ec. 31) Dext = 0.898 + [2(0.055)] = 1.009 pulgadas. ► Diámetro exterior del engrane intermedio (ec. 31) Dext = 1.347 + [2(0.055)] = 1.458 pulg. ► Diámetro exterior del engrane (ec. 31) Dext = 1.668 + [2(0.055)] = 1.779 pulgadas. Una vez obtenidas las dimensiones se determinan las razones de contacto, como anteriormente se hizo con los engrane cónicos. Al tener un engrane intermedio, se debe calcular la razón de contacto del engrane intermedio y el piñón y del engrane intermedio y el engrane. Para determinar la razón de contacto transversal, se determinan primero las z con la ec. 36, obteniendo los valores de 0.210 y 0.204. Sustituyendo valores en la ecuación 37 obtenemos.

► 15120405915

43 .28.30 cos

).)(.(==−

πpm 181

2100591554 .

28.30 cos ).)(.(

==−π

pm

Para la relación de contacto axial es necesario como se dijo antes definir el ancho de cara. En

el caso de los engranes cilíndricos, este valor se debe de encontrar entre el rango de dd P

aP

168 .

Sustituyendo valores, el ancho de cara puede estar entre 0.44 y 0.88 pulgadas. Considerando las dimensiones de la carcaza, se escogió un valor de 0.45 pulgadas. Sustituyendo el paso axial de la ec. 3 en la ec. 38 obtenemos:

► 29.1

30tan)59.15)(45.0(==

πFm

A pesar que el valor de contacto transversal no alcanzó el valor mínimo de 1.2, al no ser 1 y estar muy cerca del valor, se tomaran las razones de contacto como tolerables y proseguiremos a determinar los esfuerzos en el engrane.


97



DETERMINACIÓN DE ESFUERZOS. Para determinar el esfuerzo de flexión en el engrane utilizando la ec. 45, es necesario definir primero los factores que involucra. El factor geométrico J se obtiene a través de gráficas, como el de la figura 34, sin embargo, esta gráfica es para un ángulo de presión normal de 20 º. Por lo cual se utilizara la tabla 54 para engranes helicoidales con ángulo de presión normal de 25º y ángulo de hélice de 30º que se encuentra en el anexo B. Un punto importante es que para el engrane intermedio el factor geométrico que se tomara será el menor, ya que al determinar los factores por pareja acoplada, se tendrán dos valores para este.

• Factor geométrico del piñón : 0.5 • Factor geométrico del engrane intermedio : 0.54 • Factor geométrico del engrane : 0.57

El factor de aplicación será de 1.25, puesto que las condiciones de trabajo son las mismas que se consideraron para los engranes cónicos. Para el factor de distribución de carga, se podría utilizar un valor de 1, sin embargo, se utilizará la ecuación 47, aunque no este sobre cojinetes. Para utilizar la ec. 47 es necesario determinar primero sus factores: Cmc= 1. Como el ancho de cara es menor a 0.5 Cpf = 0.025 , Cpm =1, Cma = 0.134 considerando a los engranes comerciales y cerrados, Ce=1. Sustituyendo los valores en la ec. 47 obtenemos un valor de 1.15 Para el factor de tamaño se utiliza la ecuación 48, obteniendo tres factores: 0.953, 0.957 y 0.958 (piñón, intermedio, engrane) Para determinar el coeficiente dinámico utilizamos la ec. 49. Pero primeramente debemos calcular la velocidad en la línea de paso con el diámetro de piñón y las revoluciones de salida que entrego el par de engranes cónicos.

78312

3568980.

))(.(

==π

tv ft/min

Para determinar B se considerara una calidad de engrane de 9, así B tiene un valor de 0.520 y A de 76.88. Sustituyendo:

94308876

5200

.83.776.88

. ..=

+=vk

El factor de aro KB, para cada engrane es de 1, considerando que el diámetro de aro para el piñón y el engrane intermedio es de 31/64 pulgadas y para el engrane de 1 1/8 pulgadas.


98



Por último antes de sustituir es necesario determinar la fuerza tangencial, utilizando la ec. 42 y el par torsional entregado por los engranes cónicos.

253941772

.0.898

)(==tW lb.

Teniendo todos los valores y utilizando la ec. 45 obtenemos el esfuerzo flexionante del piñón, engrane intermedio y el engrane:

868439119430

9530151251591525394.,))((

.).)(.)(.(

)(0.45)(0.5).(.

==fσ psi. (piñón)

Al ser un engrane loco el valor del KI= 1.42

33165242119430

9570151251591525394.,).)((

.).)(.)(.(

4)(0.45)(0.5).(.

==fσ psi. (intermedio)

999334119430

9580151251591525394.,))((

.).)(.)(.(

7)(0.45)(0.5).(.

==fσ psi. (engrane)

Para determinar el esfuerzo superficial o de desgaste se utilizan varios factores anteriormente determinados. Sin embargo, es necesario calcular otros. Iniciamos calculando el factor Cp por medio de la ec. 51. Tomando en cuenta que los engranes serán del mismo material cuyo modulo de elasticidad (E) es de 30 Gpa y su razón de poisson (ν) de 0.3 obtenemos una Cp de 2 290. Para determinar el Factor geométrico I se utiliza la ec.52. El factor geométrico I para el par piñón-intermedio con un mN= 0.810 es:

155.015.1

5.1

)810.0(2

30.2830.28cos=

+

•=

senI

El factor geométrico I para el par intermedio-engrane con un mN= 0.787 es:

14701241

241

78702

30283028.

..

).(..cos

=+

•=

senI

Sustituyendo en la ec. 50 obtenemos el esfuerzo superficial:

6119220195309430

151251253942290 .,))(.(

).().)(.(

55)(0.898)(0.45)(0.1.

==cσ psi. (piñón)


99



70103180195709430

151251253942290 .,))(.(

).().)(.(

55)(1.347)(0.45)(0.1.

==cσ psi. (intermedio)

8156166195809430

151251253942290 .,))(.(

).().)(.(

47)(1.668)(0.45)(0.1.

==cσ psi (engrane)

En resumen tenemos: Tabla 24. Resultados en los engranes cilíndricos.

Engranes cilíndricos Generales

Paso diametral normal 18 Paso diametral transversal 15.59 Ángulo de presión normal 25 Ángulo de presión transversal 28.30 Ángulo de hélice. 30 Dimensionamiento Engrane 3 Engrane 4 Engrane 5 Relación de contacto Diámetro paso 0.898 1.347 1.668 Axial 1.29 Diámetro exterior 1.009 1.458 1.779 Transversal 1.8 Número de dientes 14 21 26 Ancho de cara 0.45

Esfuerzos Fuerza Engrane 3 Engrane 4 Engrane 5 Torque ent 177 lb-in 19.9 N-m

Esfuerzo flexionante 39 684.8 52 397.2 34 993.9 Torque sal. 328.7 lb-in 37.1 N-m Esfuerzo de desgaste 220 119.6 180 103.70 166 156.8 Velocidades Entrada 356 rpm Salida 192 rpm

FACTOR DE SEGURIDAD PARA ENGRANES.

Como en cualquier cálculo es necesario incorporar al diseño cierto porcentaje por cualquier condición no considerada o espontánea que pudiera aparecer. Para los engranes cuyas ecuaciones tienen considerados algunos factores, el factor de seguridad no es muy elevado. A continuación se muestran factores de acuerdo al trabajo realizado.

Tabla 25. Factores de seguridad para engranes.

1 < Ns < 1.25 Carga uniforme sin choque: máquinas centrífugas, maquinaria de elevación, máquinas herramienta con transmisión de correa, maquinaria textil.

1.25 < Ns < 1.5

Choque medio, arranques frecuentes: compresores y bombas alternativas, herramientas neumáticas, maquinaria de perforación en pozos, maquinaria para estirado de alambre, herramientas eléctricas portátiles, ventiladores de lóbulos, transportadores de servicio pesado.

1.5 < Ns < 1.75 Choque moderadamente fuerte: maquinaria de dragado, maquinaria de carreteras, coches o motores de ferrocarril, compresores monocilindricos, machacadoras de mineral, punzonadores, molinos de tambor.

1.75 < Ns < 2 Choque fuerte: laminados, trituradoras de piedra.


100



MATERIALES DE ENGRANES

Los engranes al ser elementos mecánicos de gran uso, se fabrican con una gran diversidad de materiales. Generalmente, en el mercado se encuentran engranes de hierro fundido, acero, polímeros, materiales no ferrosos y materiales sinterizados. Los mas baratos son las fundiciones de hierro ASTM 20 y son relativamente buenos en lo que respecta al desgaste, los hierros ASTM grados 30-40 son los de uso más frecuente, los hierros fundidos de alta resistencia ASTM grados 60 son apropiados con tratamiento térmico. Los engranes de acero forjado sin tratamiento con 0.3-0.4 % de carbono, tienen una baja capacidad para soportar el desgaste. Comúnmente para engranes de hasta 3 pulgadas de diámetro se tallan en acero laminado en frío. Actualmente se tiende a emplear engranes de acero de aleación tratado térmicamente, cuando son importantes las propiedades de resistencia al desgaste y las dimensiones del engrane están dentro de los límites adecuados para el tratamiento térmico. Así, algunos aceros pueden ser endurecidos completamente con un temple como el acero 1335, 3135, 4037, 4140, 5150, 8640, 8740. O superficialmente por cementación, nitruración, cianuración, por flameado o por inducción. Algunos materiales endurecibles superficialmente son:

• Acero medio carbono cianurizados, cementados hasta 600 Brinell: 4118, 4320, 4620, 4720, 4820, 5120, 8620.

• Nitrurado: Nitralloys 4140 y 4340. Tabla 26. Resistencia a la fatiga y al desgaste superficial [6].

Dureza en la superficie Resistencia a la flexión Resistencia superficial Grado 1 Grado 2 Grado 1 Grado 2

Endurecido por flama o por inducción 50 HRC 45 55 170 190 54 HRC 175 195 Carburizado y endurecido 55-64 55 180 58-64 65 225 Nitrurizado AISI 4140 84.5 15 N 34 45 155 180 Nitrurizado AISI 4340 83.5 15 N 36 47 150 175 Nitralloy nitrurizado N 90.0 15 N 40 50 195 205


101



RESISTENCIA EN EL MATERIAL [6]

RESISTENCIA A LA FATIGA

................................................. ec. 56

S´y= Esfuerzo a la fatiga. KL = Factor de vida o ciclos de esfuerzo. KT = Factor de temperatura. KR = Factor de confiabilidad. RESISTENCIA AL CONTACTO SUPERFICIAL.

................................................ ec. 57 S´c= Esfuerzo al desgaste superficial. KL = Factor de vida o ciclos de esfuerzo. KT = Factor de temperatura. KR = Factor de confiabilidad. CH = Factor de razón de dureza.

� Factor de temperatura KT.

Este factor solo interviene cuando la temperatura sobrepasa los 121 ºC (250 ºF). Para la medición, la temperatura del lubricante puede tomarse como una medida razonable. Para un acero con temperatura aproximada a 121 °C KT = 1, para temperaturas superiores utilice la ec.

710

460 FKT

°+=

393

273 CKt

°+= ................................ ec. 58

� Factor de confiabilidad KR.

El factor de confiabilidad se basa en una probabilidad estadística de fallo de la pieza. La siguiente tabla muestra diferentes factores de confiabilidad cuando se utiliza la ec 60 [9].

Tabla 27. Valores para diferentes confiabilidades.

Porcentaje Factor KR

99.999% 1.517 99.99% 1.425 99.9% 1.328 99.0% 1.228 90.0% 1.115 50.0% 1

RT

Lyy

KK

KSS ′=

RT

HLcc

KK

CKSS ′=


102



� Factor de vida o ciclos de esfuerzo KL. Este factor toma en consideración el número de ciclos de trabajo que se desee (fatiga), antes de cambiar la pieza.

Figura 38. Factor de vida a la fatiga.

� Coeficiente de vida al desgaste superficial CL. Este factor toma en consideración el número de ciclos de contacto que se desee, antes de cambiar la pieza.

Figura 39. Factor de vida al desgaste.


103



� Factor de razón de dureza CH.

Este factor esta en función de la razón de engranaje y la dureza relativa piñón y engrane. Por lo general el piñón tiene un número de dientes menor, por tal motivo tiene un mayor desgaste. Así, si ambos se endurecen completamente, el piñón debe ser más duro que la rueda. El factor de relación de dureza solo afecta al engrane para ajustar esa diferencia.

CH = 1 + A(mg – 1) ............................................. ec. 59 (a)

“A” se determina a partir de las siguientes consideraciones

2.1≤

g

p

HB

HB A = 0

7.12.1 ≤≤

g

p

HB

HB A = 00829.000898.0 −

g

p

HB

HB

7.1≥

g

p

HB

HB A = 0.00698

Donde: HBp= Dureza del piñón en Brinell. HBg= Dureza del engrane en Brinell. mg = Relación de engranaje Para piñones endurecidos superficialmente (>48HRc) que operen con ruedas endurecidas totalmente.

CH = 1 + B(450 – HBg) ....................................... ec. 59 (b)

B = 0.0075e-0.0112Rq

Donde Rq = Rugosidad en µpulg.


104



SELECCIÓN DE MATERIAL.

Considerando los esfuerzo de flexión y de desgaste obtenidos en los engranes (ver tabla 19 y 24) y con un factor de seguridad de 1.2 de acuerdo a la tabla 25 (caso 1: sistema de engranes con movimiento uniforme) se descarta la idea de comprar un engrane de catálogo (manufactura en hierro, latón, bronce, polímetro e incluso un acero sin tratamiento térmico). Por los altos esfuerzos de desgaste el material debe de tener una dureza bastante alta. Por lo cual, se podría manufacturar en acero y para posteriormente hacerle un tratamiento térmico. Podría pensarse en hacerle al acero un endurecido completo, sin embargo, el alto esfuerzo de desgaste generaría que la dureza a obtener en el material sea demasiado elevada y un material muy duro se vuelve frágil. Si recordamos que un engrane esta sometido a flexión, el no tener un núcleo tenaz aumenta la posibilidad de un falla por fractura. Es decir, el material para la manufactura debe tener gran dureza superficial y buena tenacidad, estas características al parecer opuestas, se pueden obtener por medio de un endurecimiento superficial. Un endurecimiento de superficie [8] se puede efectuar por cementación, nitruración, carbonitruración o calentamiento por corrientes de inducción. La cementación es el proceso de adición de carbono a la superficie del acero y se puede realizar de forma líquida, sólida o gaseosa. El espesor de la corteza endurecida con este método generalmente esta entre 1 a 1.27 mm. La cianuración se efectúa sumergiendo la pieza en un baño de sales, empleándose generalmente cianuro de sodio. El espesor de la corteza endurecida con este método generalmente no es mayor a 0.25 mm. En un endurecimiento por nitruración la pieza mecanizada y tratada térmicamente se coloca en un ambiente nitrogenado, generalmente amoniaco. Como en una pieza nitrurada no se tiene que enfriar rápidamente este procedimiento evita deformaciones. Para obtener la dureza máxima se ocupan aceros especiales llamados nitralloy, que contiene aluminio, pero también se ocupan otros aceros. El espesor de la corteza endurecida con este método generalmente esta entre 0.25 a 0.5 mm. La carbonitruración es un proceso de endurecimiento superficial del acero por absorción simultánea de carbón y nitrógeno en una atmósfera de gas caliente, seguida de un enfriamiento lento o rápido según convenga. Este proceso se ocupa por razones de economía en sustitución de la cianuración y proporciona un producto de calidad. El espesor de la corteza endurecida con este método generalmente esta entre 0.076 a 0.254 mm. En un proceso de endurecimiento por inducción se calienta una delgada capa superficial arriba del intervalo crítico, de preferencia un acero recocido que luego es enfriado. El espesor de la corteza endurecida con este método generalmente esta entre 0.5 a 4.32 mm.


105



En todos los métodos de endurecimiento superficial mencionados hay que considerar el espesor de la corteza endurecida y el costo, ya que a mayor servicio de carga, mayor tiene que ser la capa endurecida. Considerando esto se ve a la cementación como una buena opción. En la fabricación de piezas cementadas se emplean aceros al carbón y aceros aleados. Entre los diversos factores de selección deben tenerse en cuenta tres principalmente. 1.- La forma y tamaño de las piezas a fabricar, junto con las tolerancias que se exigirán después del temple (ya que por medio de los requerimientos se escogerá el medio para realizar el temple). 2.- La resistencia que debe tener el acero en el núcleo. 3.- El precio. Los aceros al carbón se caracterizan por conseguir durezas superiores a los 60 Rc y el temple siempre se realiza en agua. Estos aceros tienen el inconveniente de que cuando las piezas son de tamaño o forma complicada las deformaciones son importantes. También debe destacarse que en estos aceros, durante la cementación el grano crece mas que en los aceros aleados y por lo tanto son más susceptibles a fallar, además, para obtener resultados satisfactorios es necesario supervisar minuciosamente el tratamiento y realizar si es necesario una regeneración. Para los aceros aleados cuya característica es la adición al acero de cromo, níquel y molibdeno a un porcentaje de carbón de 0.08 a 0.25%, su templabilidad es bastante alta. Son utilizados cuando se requiere una elevada resistencia con un núcleo tenaz y se quiere evitar las deformaciones, ya que estos aceros aceptan el temple en agua, en aceite o inicialmente agua y después aceite. A pesar de que los aceros aleados son más caros que los aceros al carbón, se adecuan mejor a nuestras necesidades. De los aceros aleados, se han considerado los de baja aleación para realizar la cementación, entre estos aceros se encuentra el 4140, 4320, 4340, 8620, 9340. Observando las propiedades y composición de los aceros se eligió el acero 4320 cuyas propiedades después de la cementación son:


106



Acero AISI, SAE, ASTM, NMX 4320 UNS G43200

Análisis químico según la Norma Nacional NMX B-300 (% en peso)

C Si Mn P max. S max. Ni Cr Mo

0.17 - 0.22 0.15 - 0.35 0.45 - 0.65 0.035 0.040 1.65 - 2.00 0.40 – 0.60 0.20 – 0.30

Condición Propiedades del núcleo. Resistencia última en

tensión Resistencia de fluencia Ductilidad Dureza

Brinell Dureza

superficial Ksi MPa Ksi MPa (HB) (HRc)

SOQT 300 218 1 500 178 1 230 13 429 62

SOQT : Templado una vez en aceite y revenido. La temperatura de revenido es de 300 º F. Carburizado durante 8 horas. La profundidad de la superficie varia entre 0.045 y 0.075 pulgadas. Los engranes al estar sometidos a esfuerzos cíclicos son susceptibles a fallar por fatiga, por lo tanto, se determinara el esfuerzo de fatiga del material para vida infinita. Este valor es preferible obtenerlo de gráficas de prueba, realizadas para un material con cargas específicas, sin embargo, al no tener esas gráficas se puede estimar un valor aproximado. La resistencia a la fatiga esta representada mediante la ecuación 60 [9].

S = Sń CL CG CS .................................................. ec. 60

La cual, para elementos de aceros, es:

S = (Su / 2) CL CG CS .......................................... ec. 60.a A continuación se dan los factores para la resistencia a la fatiga en materiales dúctiles. Tabla 28. Factores generalizados de la resistencia a la fatiga para materiales dúctiles.

Flexión Axial Torsión a. Límite de resistencia a la fatiga. S = Sń CL CG CS (Sń es el límite de resistencia a la fatiga de R. R Moore)

CL (factor de carga) 1 1 0.58 CG (factor de gradiente) diam < 10 mm (04 pulg) 1 0.7 a 0.9 1 10 mm (04 pulg. ) < diam < 50 mm (2 pulg. ) 0.9 0.7 a 0.9 .9 Cs ( factor superficial) b. resistencia a 103 0.9 Ss 0.75 Su 0.95 Ss


107



La mayoría de los dientes en los engranes cargan en una sola dirección, sin embargo, los dientes en los engranes secundarios y los piñones planetarios están cargados en ambas direcciones. Para la vida infinita, los esfuerzos máximos deben quedar abajo del límite de resistencia a la fatiga por flexión inversa para un engrane secundario, pero los esfuerzos máximos pueden ser 40 % mas altos en un engrane de transmisión.

Tomando en cuenta lo anterior, la resistencia a la fatiga del acero 4230 de acuerdo a los datos mostrados anteriormente (tabla 28) es:

Su = 218 ksi CL = 1 al ser flexión CG = 1 (1.0 para Pd > 5, y 0.85 para Pd < 5 ) CS = 0.60 ocupando la ecuación de Mirin (ec. 29) en un maquinado.

S = (218 / 2)(1) (1) (0.64) = 69.76 ksi. El valor encontrado hay que afectarlo por los factores correspondientes a la temperatura, confiabilidad y ciclos que se mencionan en la ecuación 56. El factor de temperatura KT = 1.0, al no sobrepasar de los 121 º C (250 º F). El coeficiente de ciclos KL =1.0, al no cambiar el número de ciclos de 106 por otro. El coeficiente de confiabilidad KR = 1.228, al cambiar de una confiabilidad del 50% al 99%. Sustituyendo en la ecuación 56 la resistencia a la fatiga es de 56.8 ksi. A continuación se divide la resistencia a la fatiga entre el esfuerzo a flexión de cada engrane (tabla 19 y 24), para observar el factor de seguridad.

Tabla 29. Factor de seguridad a la fatiga resultante en los engranes.

Engrane Factor de Seguridad

1 (cónico) (34,980.58 psi) 1.62 2 (cónico) (35,307.5 psi) 1.60 3 (cilíndrico) (39,684.8 psi) 1.43 4 (cilíndrico intermedio) (52,397.2 psi) 1.08 5 (cilíndrico) ( 34,993.9 psi ) 1.62


108



En lo que respecta a la fatiga superficial, también existen gráficas para obtener estos valores, sin embargo, se utilizará la ecuación mostrada en la tabla 30 [9], para obtener un valor aproximado. Tabla 30. Resistencia a la fatiga en la superficie Sć ( 107 ciclos de vida, confiabilidad del 99%, temperatura < 121º C )

Material Sć ( psi ) Sć ( Mpa )

Acero. 0.4 (Bhn) – 10 klb/plug2. 28 (Bhn) – 69 MPa. Hierro modular. 0.95 [ 0.4 (Bhn) – 10 klb/plug2.] 0.95 [ 28 (Bhn) – 69 MPa. ] Hierro fundido, grado 20. 55 379 grado 30 70 482 grado 40 80 551 Bronce al estaño. AGMA 2C (11% de estaño) 65 448 Bronce de aluminio. (ASTM B-148-52) 65 444 (Aleación 9C-T ) Nota: La dureza usada es la superficial. Tomando en cuenta que la dureza en la superficie para el acero 4230 cementado es de 62 Rc que aproximadamente de 682 HB sustituimos

Sć = 0.4 ( 682 ) – 10 klb/plug2 = 262.8 ksi.

A este valor hay que afectarlo por los factores correspondientes a la temperatura, confiabilidad, ciclos y relación de dureza que se mencionan en la ecuación 57. El factor de temperatura KT = 1.0, al no sobrepasar de los 121 º C (250 º F). El coeficiente de ciclos KL =1.0, al no cambiar el número de ciclos de 107 por otro. El coeficiente de confiabilidad KR = 1.0, al no cambiar la confiabilidad del 99%. La relación de dureza CH = 1.0, porque los engranes serán del mismo material y tendrán la misma dureza,.

Sustituyendo en la ecuación 57 la resistencia a la fatiga en la superficie es de 262.8 ksi.

A continuación se divide la resistencia a la fatiga entre el esfuerzo superficial de cada engrane (tabla 19 y 24), para observar el factor de seguridad.

Tabla 31. Factor de seguridad a la fatiga superficial de los engranes.

.Engrane Factor de Seguridad

1 (cónico) (178,440.77psi) 1.47 2 (cónico) (154,534.24 psi) 1.70 3 (cilíndrico) (220,119.6 psi) 1.20 4 (cilíndrico intermedio) (220,581.0 psi) 1.19 5 (cilíndrico) ( 184,898.0 psi ) 1.42


109



6.2 EJES DE SOPORTE O PASADORES. La función de los pasadores es soportar los engranes y transmitir la cargas hacia la carcaza. Estos elementos tendrán un contacto directo con la carcaza, es decir, no habrá rodamientos por la falta de espacio. Ante esta premisa el diseño contemplara los esfuerzos generados por las cargas y el desgaste del pasador para un periodo de trabajo de 30 días. El diámetro del pasador es de 31/64 pulgadas y el material que se propone es un latón oiles 500, por su alta resistencia al desgaste y por su buen desempeño con los aceros. El esfuerzo presente en el pasador es un cortante de torsión, el cual se evaluara con el torque generado por el engrane 5 ( 328.7 lb-pulg ) por ser el más alto. Utilizando la ecuación de esfuerzo cortante por torsión tenemos:

( )kpsi 73.14

.4843 0

328.7 16

1633

===ππ

τd

T

La resistencia de fluencia de un latón oiles 500 es de 56.56 kpsi. De cuerdo a la teoría del cortante máximo la resistencia de fluencia al corte se estima del 0.5 la de fluencia. Sys = 32.5 ksi. Para obtener el factor de seguridad dividimos la resistencia entre el esfuerzo. El factor de seguridad es de 1.9, un valor aceptable. Para calcular el desgaste se propuso un periodo de trabajo de 30 días, tiempo usualmente ocupado para hacer el mantenimiento preventivo y correctivo a una máquina. Considerando que cada perforación tiene una duración de 30 min., trabajando las 24 horas se tienen 48 perforaciones. Si se trabajan 5 días y se descansan 2, se trabajara por mes alrededor de 23 días y se tendrán 8 días de descanso, entonces, por mes se realizaran 1,104 perforaciones. Si el sistema de corte de la tubería de revestimiento tiene un periodo de operación de 5 min., en un mes habrá acumulado un periodo de trabajo de 92 horas. Para determinar el desgaste que sufrirá el material por las cargas en un periodo de tiempo se utilizara la ecuación 61 [6]. Para un pasador de diámetro D, con longitud de buje L y una carga radial F, el desgaste del material es:

.............................................. ec. 61 Donde: Wo = Desgaste f1 = Factor PV f2 = Factor de limpieza kd = Constante de desgaste P = Presión V = Velocidad t = Tiempo (horas)

VtPKffW do′=

21


110



En la figura 40 se muestra el sentido de giro de los manguitos y la velocidad en cada uno, esto nos servirá para los diagramas de cuerpo libre y el desgaste.

Figura 40. Dirección y velocidad de giro del sistema de engranes. Para determinar el desgaste es necesario determinar primero la carga ejercida en cada punto de apoyo. Las distancias fueron obtenidas con ayuda de los planos de la carcaza (anexo A) y la posición de los engranes dentro de este. El manguito que sostiene el engrane cónico 2 y el engrane cilíndrico 3, será el primer elemento a analizar. Su diagrama de cuerpo libre es el siguiente:

Figura 41. Diagrama de cuerpo libre del manguito.


111



Para obtener las fuerzas radiales y axiales que generan los engranes se emplearán las ecuaciones 20 y 21 en el cónico y 43 y 44 en el cilíndrico, utilizando la fuerza tangencial.

• Para el engrane cónico la fuerza tangencial generada es 277.5 lb. La componente axial y radial del engrane cónico puede tener dos valores dependiendo si el sentido de giro y la dirección del diente son iguales u opuestas. En nuestro caso la dirección y el sentido son opuestos, quedando la ecuación como sigue.

( ) lb senosenoWa 221512533512532035

5277..cos.tan

cos.

=⋅+⋅=

( ) lb sensenoWr 48112533512532035

5277...costan

cos.

=⋅−⋅=

• Para el engrane cilíndrico la fuerza tangencial generada es 394.15 lb.

La componente radial y axial del engrane cilíndrico es: Wa = 394.15 tan 30 = 227.56 lb.

Wr = 394.15 tan 28.30 = 212.23 lb. Para determinar las reacciones del diagrama de cuerpo libre de la figura 41, hay que considerar los planos horizontal y vertical por separado. Reacciones en el manguito 1. 1.- Reacciones en los apoyos A y B en el plano X-Z.

En este plano solo actúa la fuerza tangencia.

∑MB=0 -RA z( 1.65 )+ 277.5(1.117) + 394.15( 0.5875 ) = 0 RA z = 328.2 lb ∑Fy=0 RA z – 394.15 - 277.5 + 328.2 = 0 RB z = 343.45 lb 2.- Reacciones en los apoyos A y B en el plano X- Y.

RA y( 1.65 )+ 81.4 (1.117) + 212.23 ( 0.5875 ) = 0 RA y = 130.67 lb


112



∑Fy=0 RB y – 81.4 - 212.23 + 130.67 = 0 RB y = 162.96 lb. La fuerza total en cada reacción del manguito es.

lbRA 2535367130232822 .).().( =+=

lb)()(RB 14380961624534322 ... =+=

La reacción de la carga axial solamente actúa en B, el valor es la diferencia de las componentes axiales de los engranes y es de 12.36 lb. Reacciones en el manguito 2. Para el manguito 2 utilizamos el diagrama de cuerpo libre de la figura 42.

Figura 42. Diagrama de cuerpo libre del manguito.

1.- Reacciones en los apoyos A y B en el plano X-Z.


∑MB=0 RA z( 0.775 ) - 394.15( 0.3875 ) = 0 RA z = 197.075 lb ∑Fy=0 RA z – 394.15 + 197.075 = 0 RB z = 197.07 lb 2.- Reacciones en los apoyos A y B en el plano X- Y.

RA y( 0.775 ) - 212.23 ( 0.3875 ) = 0 RA y = 106.11 lb


113



∑Fy=0 RB y - 212.23 + 106.11 = 0 RB y = 106.11 lb La fuerza total en cada reacción del manguito es.

( ) ( ) lb RR BA 82223111060719722 ... =+==

La reacción axial al no haber más que una fuerza axial tiene el mismo valor de 227.62 en A. DESGASTE. Con las reacciones determinadas se evaluara el tiempo para un desgaste específico. Se propondrá un desprendimiento de material de 0.2 mm (0.008”), con el cual se debe de tener un tiempo de trabajo aproximado de 92 horas, de acuerdo a lo mencionado al inicio. Para determinar el tiempo de duración se despejara el tiempo en la ecuación 61 y se sustituirá P´ y V . Para obtener los valores de V y P se ocupan las siguientes ecuaciones [6] :

DL

FP = ............................................................................................................................ ec. 62

(ft/min) ........................................................................................................... ec. 63

El tiempo de desgaste para un espesor específico es:

............................................ ec.64

Los factores f1 y f2 se obtiene de las siguientes tablas:

FrpmKff

LWt

d

o

21

3=

12

DrpmV

π=


114



Tabla 32. Factor PV (f1).

Modo de movimiento Presión característica Velocidad V, ft/min

f1

Rotatorio 720 o menor 3.3 o menor 1.0 3.3-33 1.0-1.3 33-100 1.3-1.8 720- 3 600 3.3 o menor 1.5 3.3-33 1.5-2.0 33-100 2.0-2.7

Oscilatorio 720 o menor >30° 3.3 o menor 1.3 3.3-100 1.3-2.4 <30° 3.3 o menor 2.0 3.3-100 2.0-3.6 720- 3 600 >30° 3.3 o menor 2.0 3.3-100 2.0-3.2 <30° 3.3 o menor 3.0 3.3-100 3.0-4.8

Reciprocante 720 o menor 3.3 o menor 1.5 3.3-100 1.5-3.8 720- 3 600 3.3 o menor 2.0 3.3-100 2.0-7.5

Tabla 33. Factor de limpieza (f2).

Temperatura ambiente, °F Materia extraña f2

140 o menor No 1.0 140 o menor Si 3.0-6.0 140-210 No 3.0-6.0 140-210 Si 6.0-12.0

Tabla 34. FACTORES DE DESGASTE

Material Factor de desgaste Kd

PV limitante

Latón Oiles 800 3(10-10) 18 000 Latón Oiles 500 0.6(10-10) 46 700 Copolimero poliactal 50(10-10) 5 000 Homopolímero poliactal 60(10-10) 3 000 Nailon 66 200(10-10) 2 000 Naillon 66 + 15 % PTFE 13(10-10) 7 000 Nailon 6 200(10-10) 2 000 Policarbonato + 15 % PTFE 75(10-10) 7 000 Bronce sinterizado 102(10-10) 8 000 Fenol + 25% fibra de vidrio 8(10-10) 11 500


115



Para obtener los factores f1 y f2 se utiliza la velocidad y la fuerza en cada pasador. El pasador uno tiene una velocidad de 356 rpm con una fuerza de 353.25 lb en la reacción A y 380.14 lb en la reacción B con una longitud de contacto de 0.30 y 0.7 pulgadas respectivamente. Utilizando la ec. 62 y 63 se obtiene una P de 2,431.34 psi y 1,121.32 psi con una V de 45 pies/min. Utilizando los datos y las tablas, se obtiene interpolando una f1 = 2.12 y considerando que el lubricante esta limpio una f2 = 6. El desgaste de 0.008 pulgadas, el factor f1 (2.12), f2 (6) y de desgaste (6x10–11 para el latón oiles 500); se sustituyen en la ecuación 64 para cada reacción. Sustituyendo en la ecuación 64 para la reacción A.

))(.)()()(.(

).)(.(

356253531066122

00803003

11−=

xt

El pasador 1 tiene un desgaste de 0.008” en la reacción A en 75 horas.

Sustituyendo en la ecuación 64 para la reacción B.

))(.)()()(.(

).)(.(

356143801066122

00807003

11−=

xt

El pasador 1 tiene un desgaste de 0.008” en la reacción B en 162.65 horas.

Para el pasador 2 se tiene una velocidad de 237 rpm con una fuerza de 223.8 lb en cada reacción y una longitud de contacto de 0.30 pulgadas. Con estos datos se obtiene una V de 30 pies/min y una P de 1,540.36 psi. Utilizando las tablas, un valor de f1 = 1.95 y f2 = 6. Sustituyendo en la ecuación 64.

))(.)()()(.(

).)(.(

23782231066951

00803003

11−=

xt

El pasador 2 tiene un desgaste de 0.008” en 193.36 horas para ambas reacciones.

Como puede observarse en los datos, en la mayoría de los apoyos el tiempo de desgaste sobrepasa el propuesto y aunque el tiempo en el apoyo A del pasador 1 es menor, si consideramos las 92 horas propuestas, según la ec. 64 tendríamos un desgaste de 0.25mm (0.009 in). Con esta diferencia tan pequeña y considerando que el lubricante juega un papel determinante en el desgaste al poder disminuir este, concluimos que los pasadores pueden realizar el trabajo, hasta ver lo contrario en una prueba.


116



6.3 CILINDRO DE TRANSMISIÓN

El cilindro mostrado es un elemento que trabajara bajo la aplicación de diferentes esfuerzos. La pared interna tendrá un esfuerzo tangencial ocasionado por la presión del fluido inyectado y en la parte exterior un momento flexionante por la fuerza radial y tangencial del engrane. Algunos de sus requerimientos son:

Tabla 35. Requerimientos para el cilindro Meta Unidad de medición

Diámetro del orificio perforado 0.0254 m Par torsional. 36 N-m Presión del fluido 55 bar

En este tipo de elemento el cálculo de los diferentes esfuerzos se realiza de forma individual para después determinar los esfuerzos máximos con ayuda del círculo de Mohr. La fuerza de empuje para barrenar la tubería, será un factor para determinar el diámetro del cilindro. Esta fuerza esta determinada por la presión inyectada (55 Bar /800 psi) y el área de contacto. Considerando el inserto de corte con diámetro de 1 pulgada, la flecha donde se colocara este inserto y la fuerza, se tomo para el diseño un diámetro exterior de 1.2 pulgada y un diámetro interior de 1 pulgada. Para un recipiente a presión los esfuerzos son los siguientes [7] :

Esfuerzo tangencial ........... ec. 65

Esfuerzo radial ................... ec. 66

Figura 43.

donde ri = radio interior (0.5), ro = radio exterior(0.6), r = radio medio(0.55) y Pi= Presión interna Sustituyendo obtenemos los siguientes esfuerzos:

σt= 3.98 ksi y σr= - 345.5 psi

+

−=

r

o

io

iit

r

r

rr

Pr 2

22

2

1σ

−

−=

r

o

io

iir

r

r

rr

Pr 2

22

2

1σ


117



El engrane genera esfuerzos axiales y esfuerzos de corte por torsión. Por medio del diagrama de cuerpo libre se observan las fuerzas en cada dirección. Recordemos que la fuerza tangencia, radial y axial se determino anteriormente y fue de 394.15 lb, 212.23 lb y 227.62 lb respectivamente.

Figura 44. Diagrama de cuerpo libre del cilindro.

1.- Reacciones en los apoyos A y B en el plano X-Z.


∑MB=0 RA z( 1.045 ) - 394.15( 0.6877 ) = 0 RA z = 259.38 lb ∑Fy=0 RA z – 394.15 + 259.38 = 0 RB z = 134.76 lb 2.- Reacciones en los apoyos A y B en el plano X- Y.

RA y( 1.045 ) - 212.23 ( 0.6877 ) = 0 RA y = 139.66 lb ∑Fy=0 RB y - 212.23 + 139.66 = 0 RB y = 72.57 lb La fuerza total en cada reacción del cilindro es.

( ) ( ) lb RA 58294661393825922 ... =+=

( ) ( ) lb RB 0515357727613422 ... =+=

La reacción axial al no haber más que una fuerza axial tiene el mismo valor de 227.62 en B.


118



Con las reacciones determinadas se procede al cálculo del momento flexionante. El momento flexionante máximo se encuentra a 0.6877 pulgadas de distancia de la reacción B y tiene una magnitud de 105.25 lb-in. Una vez obtenidos el momento máximo (M) y el torque (T) generado por el engrane 5 (328.7 lb-in) obtenemos los esfuerzos de flexión y cortante ocupando las siguientes ecuaciones [11] :

.................................................................................................... ec. 67

.................................................................................................... ec. 68

Donde: D= Diámetro exterior y d= diámetro interior. Los esfuerzos obtenidos son:

σf= 1.19 kpsi y τr= 1.87 kpsi Para obtener el esfuerzo equivalente por la aplicación de ambas cargas, se utilizarán las ecuaciones de esfuerzos principales del círculo de Mohr [11] :

..................................... ec. 69

.......................................... ec. 70

Sustituyendo datos tenemos:

( )2

2

87.12

19.198.3

2

19.198.3kpsi

kpsikpsikpsikpsi+

−±

+=σ

σ1= 2.59 kpsi + 2.33 kpsi = 4.92 kpsi

σ2= 2.59 kpsi – 2.33 kpsi = 0.26 kpsi.

τmax= 2.33 Kpsi

Como el cilindro puede estar expuesto a sustancias corrosivas, se utilizara un acero inoxidable. Para un acero inoxidable ASTM 410 templado a una temperatura de 950 –1010 ºC en aire o aceite y revenido a 204 ºC se tiene una resistencia de σu= 190 kpsi y una σy= 145 kpsi. Utilizando la teoría del cortante máximo, Sys = σy/2, el factor de seguridad del cilindro de transmisión a esfuerzo cortante es de 31 y el normal de 29, factores bastante altos.

)(

3244

dD

MD

I

Mrc

−==

πσ

)(

1644

dD

TD

J

Tr

−==

πτ

xy

yxτ

σστ +

−=

2

max2

xy

yxyxτ

σσσσσ +

−±

+=

2

2,122


119



6.4 EJE ACANALADO

El elemento de corte de la herramienta es un inserto de carburo de tungsteno de 1 pulgada de diámetro colocado en el extremo de un eje acanalado. El propósito de este eje acanalado es proporcionar una transferencia más uniforme del par de torsión hacia el inserto y una carga más baja en la interfase eje y maza. Para el diseño de este elemento se inicia con determinar el diámetro adecuado para soportar los esfuerzos de corte por torsión y axiales. Diagrama de cuerpo libre.

Figura 45. Diagrama de cuerpo libre del eje acanalado.

La figura 45 muestra a un elemento sometido a compresión (columna) y a torsión. Teniendo en cuenta el par proporcionado por los engranes, la fuerza de empuje generada por la presión del fluido inyectado sobre una placa de 1 pulgada de diámetro y que su longitud no debe exceder de 1.5 pulgadas. Obtenemos los siguientes parámetros.

Tabla 36. Parámetros de trabajo de eje. Carga aplicada max : 800 lb Longitud total: 1.3 plg. Torque 328.7 lb-in Diámetro de la flecha 0.45 plg

Iniciaremos determinando los esfuerzos de corte por torsión. La ecuación de torsión para una barra cilíndrica es:

....................................................... ec. 71

donde: T es el torque y d el diámetro: Sustituyendo, el esfuerzo de corte es de 18.37 Kpsi.

3

16

d

T

πτ =


120



Para los esfuerzos de compresión es necesario determinar primero si es una columna de Euler, una columna intermedia o una columna corta ya que su comportamiento es diferente. Para esto es necesario determinar la relación de esbeltez [7].

K

L ....................................................................... ec. 72

Donde K = radio de giro = Y comparar que el valor sea mayor que el valor de la ecuación 73 para que sea una columna de Euler [7].

yS

CEπ

K

L 22

=

.......................................................... ec. 73

Para un diámetro de 0.45 pulgadas, el radio de giro es 0.1125 y la relación de esbeltez de 9.77. Por lo general una columna corta se define como aquella cuya razón de esbeltez es menor a 10. Posiblemente, por momentos la pieza tenga la carga aplicada excéntricamente; considerando esto se utilizara la ecuación 74. Esta ecuación requiere que la columna corta tenga una deflexión por flexión menor al 1% de la excentricidad por lo cual la relación de esbeltez debe ser

21

2820

/.

≤

P

AE

k

l

Para comprobar el uso adecuado de la ecuación, se verificara que la relación de esbeltez sea menor a la de la relación anterior. Sabiendo que el área A = 0.159 plg2, el módulo de elasticidad E = 7.5(10)6 , la longitud L = 1.1 pulgadas y la fuerza P = 800 lb, sustituimos. El valor resultante es 20.84, el cual es mayor a 8.88 respetándose la condición. La ecuación para una columna corta con carga excéntrica es la siguiente [7] :

......................................................... ec. 74

Donde.

P = Carga aplicada A = Área e = Excentricidad c = y k = Relación de esbeltez

Figura 46. Columna corta.

+=

21

k

ec

A

Pcσ

A

Ik =


121



Sustituyendo valores en la ecuación 74, obtenemos:

+=

211250

225022501

1590

800

.

.*..

lbcσ

El esfuerzo de compresión es de 25.15 kpsi. Ahora los valores del esfuerzo de compresión (-25.15Kpsi) y del esfuerzo de corte por torsión (18.37 Kpsi) se sustituirán en la ecuación de esfuerzos principales (ec. 69 y 70), para obtener los esfuerzos equivalentes:

( )2

2

37.182

15.25

2

15.25kpsi

kpsikpsi+

±=σ

σ1= -12.575 kpsi + 22.267kpsi = 9.68 kpsi. σ2= -12.575 kpsi - 22.267kpsi = -34.84 kpsi. τmax= 22.26 Kpsi Con los valores obtenidos y utilizando la teoría del cortante máximo obtendremos el factor de seguridad.

Teoría del cortante máximo 2

max

yστ = y

max

5.0

τ

ση

y

seg =

Para un acero inoxidable 431 templado en un rango de 980-1065 °C en aire o aceite y revenido a una temperatura de 315 °C, tenemos que su σu= 195 kpsi y su σy= 150 kpsi. Sustituyendo, obtenemos un factor de seguridad de 3.3 al cortante y 4.3 en compresión.

Una vez escogido y evaluado el diámetro se determina el número de estrías o cuñas y sus dimensiones, para posteriormente realizar el cálculo de resistencia de las mismas. Un eje acanalado es considerado como un eje con una serie de cuñas axiales, pudiendo ser estas rectas o de envolvente. Las ranuras se diseñan de acuerdo a las especificaciones de la Sociedad de Ingenieros Automotrices (SAE), utilizando 4, 6, 10 o 16 ranuras. En la figura 47 se muestra el dimensionamiento de un eje acanalado [10].


122



Figura 47. Nomenclatura de un eje acanalado.

En la tabla 37 [10] se encuentran la ecuaciones para determinar el ancho y la profundidad de las ranuras de acuerdo al tipo de ajuste. Ajuste A : Se emplea cuando la parte que embona no debe moverse después que se ha instalado. Ajuste B : Se emplea si la parte que embona se moverá a lo largo del eje sin una carga de torque. Ajuste C : Se emplea cuando la parte que embona debe moverse bajo carga torsional.

Tabla 37. Ecuaciones para ranuras rectas. Número de

ranuras Ancho ( W)

Ajuste A

Ajuste B

Ajuste C

H d H d H d Cuatro 0.241D 0.075D 0.850D 0.125D 0.750D - - Seis 0.250D 0.050D 0.900D 0.075D 0.850D 0.100D 0.800D Diez 0.156D 0.045D 0.910D 0.070D 0.860D 0.095D 0.810D

Diez y seis 0.098D 0.045D 0.910D 0.070D 0.860D 0.099D 0.810D Los ejes acanalados se diseñan considerando dos modos potenciales en que puede presentarse la falla. (1) Corte a lo largo de la interfase eje acanalado-maza, y (2) por aplastamiento ocasionado por la acción de apoyo entre los lados de la estría en el material del eje y de la maza.

Utilizando las ecuaciones de esfuerzo axial y esfuerzo de cortante puro A

F y sabiendo que el

área para el cortante es (WL) y el área de aplastamiento es LH

2 obtenemos [12]:

................................................ ec. 75

................................................ ec. 76

kfHLdDN

Tc

)(

2

+=σ

kfWLdDN

Tc

)(

2

+=τ


123



Donde Kf es un factor de aumento en el esfuerzo por manufactura y puede tener un valor de Kf=2.4 para r/d=0.02 o Kf= 1.63 para r/d= 0.08, donde r es el radio de concavidad de enlace y d el diámetro del agujero. Como la pieza a diseñar tendrá un par a la vez que se desplaza, el ajuste a utilizar será un

ajuste C. Considerando un número de estrías de 6, dm= 0.45 pulg y 8.1

2 mDD = =0.5, se

dimensionara. Tabla 38. Resumen de ecuaciones para seis estrias.

Número de ranuras

Ancho ( W)

Ajuste C

H d

Seis Ec. 0.250D 0.100D 0.800D

resultado 0.125 0.05 0.4 Sustituyendo los valores de diámetro exterior D(0.5”), interior d(0.4”), profundidad H(.05”), número de estrías N(6), longitud L(0.3”) y torque T (328.7 lb-in) en las ecuaciones 75 y 76 obtenemos.

).().)(.)(..(

).(42

3005040506

73282

+=cσ

σc= 19.47 kpsi

).().)(.)(..(

).(42

30125040506

73282

+=τ

τ= 7.79 kpsi. Los valores del esfuerzo axial y del esfuerzo cortante obtenidos anteriormente, se sustituirán en la ecuación de esfuerzos principales ( ec. 69 y 70), para obtener los esfuerzos equivalentes. σ1= -9.74 kpsi + 12.47 kpsi = 2.73 kpsi. σ2= -9.74 kpsi – 12.47 kpsi = -22.21 kpsi. τmax= 12.47 kpsi Como se mencionó anteriormente, la resistencia para un acero inoxidable 431 templado en un rango de 980-1065 °C en aire o aceite y revenido a una temperatura de 315 °, son: σu= 195 kpsi y su σy= 150 kpsi.

2max

yστ = y

max

5.0

τ

ση

y

seg =


124



Ocupando la teoría del cortante máximo, el factor de seguridad al cortante es de 6 y a

compresión de 6.7 Se recomienda un factor de seguridad de 1.5 para una carga uniforme, de 2 a 2.25 para cargas ligeras o secundarias y hasta 4.5 para cargas de choque severas o importantes. Pero un factor de seguridad de 3 es ocupado para la mayoría de las aplicaciones industriales, teniendo una longitud típica de cubo o buje de 1.5D a 2.5D. Como se observa el factor de seguridad obtenido sobrepasa los recomendados Es importante mencionar que el material utilizado puede ser cualquiera que soporte los esfuerzos generados. No obstante, el material debe conservar una buena ductilidad como lo indica un valor de elongación porcentual mayor del 10%. Por último se verifica que el espesor de la placa circular transversal del eje, soporte el esfuerzo cortante.

Utilizando la ecuación de cortante puro A

F=τ y recordando que el diámetro D es 0.5 pulgadas

y el espesor de la placa es de 0.20 pulgadas, obtendremos el esfuerzo. Con el área A (πdt) igual a 0.314, obtenemos un esfuerzo de corte de 2.55 kpsi que comparado con el esfuerzo de fluencia 150 kpsi es bastante pequeño.


125



6.5 RESORTE DE RETROCESO

Una vez concluida la operación del barrenado, el siguiente paso es hacer que una fuerza desplace la flecha acanalada hacia su posición original, en el interior del cilindro. Por cuestiones dimensiónales no es posible el uso de un cilindro hidráulico de doble efecto, por tal motivo se opto por el uso de un resorte a compresión. Un resorte es un elemento mecánico capaz de almacenar energía y posteriormente liberarla. Los resortes ya sean a compresión, extensión o a torsión tienen la misma función pero su forma de trabajo es diferente. Los resortes pueden ser de sección constante o variable, así como el alambre puede ser de sección cuadrada o circular, siendo este último el más común. Para el diseño, el resorte será de sección continua y alambre circular. En la figura 48 se observa un resorte a compresión hecho de alambre redondo y sometido a una fuerza axial F. La fuerza axial genera fuerzas internas, como se observa en la parte seccionada de la figura. Sobre el resorte se ejercen esfuerzos de cortante directo y par de torsión.

Figura 48. Fuerzas presentes en un resorte.


126



ECUACIÓN DE ESFUERZO CORTANTE La ecuación del cortante para un resorte de sección circular es [7] :

............................................. ec. 77

Utilizando la expresión del índice del resorte como una medida en el factor Ks, la ecuación nos queda:

................................................. ec. 78 El termino Ks corresponde al cortante directo.

................................................... ec. 79 Si un resorte esta cargado estáticamente, se considera la fluencia como criterio de falla. Si el material fluye, se eliminará la concentración de esfuerzos por factor de curvatura, pudiéndose ocupar la ecuación anterior. En caso contrario es necesario utilizar el factor Kw.

.................................................... ec. 80

Ya que el factor Kw incluye los esfuerzos cortantes directos y por curvatura.

.......................................... ec. 81

El índice del resorte “C” es la razón del diámetro medio “D” y el diámetro de alambre “d”.

........................................................ ec. 82

El rango preferido es de 4 a 12. En C<4, el resorte es difícil de fabricar y si C>12, esta propenso a pandearse o a que se enganchen las espiras con facilidad. DEFLEXIÓN DEL RESORTE Un resorte de espira helicoidal con carga axial aplicada a compresión, genera un esfuerzo de corte a torsión, ya que la carga en cualquiera de las espiras tiene la tendencia a torcer el alambre en relación con su eje. Un modelo simplificado de esta carga, despreciando la curvatura del alambre es el de una barra a torsión. Así la deflexión de un resorte helicoidal en compresión con alambre redondo es [7]:

..................................................... ec. 83

Donde F es la carga axial aplicada, D es el diámetro medio de la espira, d es el diámetro del alambre, Na es el número de espiras activas y G es el módulo de corte del material.

2

4

3

8

max

d

F

d

FD

ππ

τ +=

3

8

maxd

FD

sk

π

τ =

csk

5.01 +=

3

8

maxd

FD

wk

π

τ =

cc

c

wk

615.0

44

14+

−

−=

d

Dc =

Gd

NaFDy

4

3

8=


127



ESPIRAS ACTIVAS (Na) Las espiras activas, es el número de espiras que estarán soportando la carga. La cantidad de espiras es un factor determinante en la longitud total del resorte. El número calculado de espiras activas por lo general se redondea al ¼ de espira más cercano, ya que el proceso de manufactura no siempre logra la mejor precisión. ESPIRAS TOTALES (Nt) Una vez obtenidas las espiras activas y habiendo determinado el paso del resorte, se obtiene el número de espiras totales que van de acuerdo con el acabado del asiento, agregando una o dos espiras al número de espiras activas como lo muestra la siguiente tabla [7]. Tabla 39. Cálculo de espiras totales.

ESPIRAS TOTALES

ACABADO DEL RESORTE

Sencillo Sencillo y

Esmerilado

A escuadra y

cerrado

A escuadra y

esmerilado

Espiras de extremo Ne 0 1 2 2 Espiras totales Nt Na Na+1 Na+2 Na+2 Paso p (Lf-d)/Na Lf/(Na+1) (Lf-3d)/Na (Lf-2d)/Na

Figura 49. Acabados en un resorte.

TASA DEL RESORTE La tasa del resorte esta definida por la pendiente de la curva esfuerzo-deformación; siendo con esto posible determinar la función de deflexión para cualquier geometría y cargas conocidas. La función de deflexión (K) se expresa como:

........................................................ ec. 84

y

FK =


128



LONGITUD DEL RESORTE. Un resorte a compresión tiene varias dimensiones y deflexiones de interés según se observa en la figura 50. La longitud libre Lf es la longitud general del resorte en su estado no cargado. La longitud ensamblada Li es su longitud posterior a la deflexión ocasionada por la instalación. La longitud mínima de trabajo Lm es la longitud más corta a la cual se comprimirá el resorte bajo la carga máxima de trabajo. La altura de cierre Ls es la longitud obtenida cuando todas las espiras están en contacto. La holgura de golpeo γγγγ holgura es la diferencia entre la longitud de trabajo Lm y la altura de cierre Ls expresado como un porcentaje de la deflexión de trabajo. Para obtener la longitud total de resorte se puede sumar la longitud de cierre, la holgura de golpeo, la deformación de trabajo y la deformación de la precarga.

Figura 50. Alturas en un resorte helicoidal a compresión.

La longitud libre Lf.

........................... ec. 85 La longitud ensamblada Li.

................................................... ec. 86

donde: k

precarga=

inicialy

La longitud mínima de trabajo Lm.

............................................. ec. 87

La altura de cierre Ls.

.................................................... ec. 88

inicialtrabajourahostotalyyyL +++=

lg L

inicialfiyLL −=

trabajomyLL s −=

( )tNdLs

=


129



La holgura de golpeo γγγγ hogula ....................................... ec. 89

Se recomienda, para evitar llegar a la altura de cierre, tener una holgura de 10% -15% de la deflexión de trabajo. PANDEO DEL RESORTE Un resorte a compresión se carga como una columna y se pandea si es demasiado esbelta. Para los resortes se tiene el factor de esbeltez como una razón de aspecto de la longitud libre y el diámetro externo de la espira.

.................................................. ec.90 Si este factor es > 12, el resorte puede pandearse. Es posible evitar el pandeo exagerado mediante la colocación del resorte en una perforación o en una varilla. Sin embargo, el rozamiento disminuirá la fuerza entregada por el resorte. CÁLCULO DE LA RESISTENCIA DEL RESORTE. La relación entre tamaño del alambre y su resistencia es un factor determinante en la resistencia última del resorte. Pruebas realizadas muestran que los materiales con sección transversal muy pequeña empiezan a acercarse a la resistencia última teórica de sus enlaces atómicos. La ecuación 91 [7] proporciona una idea de la resistencia última a la tensión del alambre en función del diámetro.

Sut= Ad b .................................................... ec. 91

En la tabla 40 se definen A y b para algunos materiales de alambre sobre los rangos especificados de diámetros. d es el diámetro del alambre.

TABLA 40. COEFICIENTES Y EXPONENTES PARA LA ECUACIÓN 91.

ASTM MATERIAL Rango Exponente Coeficiente A Costo relativo # mm in b MPa Kpsi

A227 Estirado en frío 0.7-12.7 0.028-0.500 -0.190 1 783 140 1.0 A228 Alambre piano 0.1-6.5 0.004-0.256 -0.145 2 211 201 2.6 A229 Revenido en aceite 0.5-12.7 0.020-0.500 -0.187 1855 147 1.3 A232 Cromo Vanadio 0.8-11.1 0.032-0.437 -0.168 2 005 169 3.1 A401 Cromo Silicio 1.6-9.5 0.063-0.375 -0.108 1 974 202 4.0

A313 Alambre Inox. 302 0.3-2.5 0.013-0.100 -0.146 1 867 169

7.6-11 2.5-5 0.10-0.20 -0.263 2 065 128 5-10 0.20-0.40 -0.478 2 911 145

Porcentajetrabajoyygolpeo

)(=

D

Lesbeltes

f=


130



Amplias pruebas han determinado, que un valor razonable de la resistencia máxima en torsión en materiales comunes para resortes, es 67% de la resistencia última a tensión [7].

Sus= 0.67 Su ................................................ ec. 92

Sin embargo, no en todos los materiales es adecuado este factor. La tabla 41 muestra factores recomendados para el límite elástico a torsión en varios materiales, como el porcentaje de la resistencia última a tensión del alambre. Estos factores servirán para un resorte helicoidal a compresión con cargas estáticas. Tabla 41. Porcentaje de resistencias.

Material Porcentaje máximo de la resistencia máxima a la tensión. Antes del asentamiento

(utilice la ec. 78. ) Después del asentamiento.

(utilice la ec. 80. ) Alambre piano y acero al carbón trefilado en frío. 45% 60-70%

Acero al carbono templado y revenido y acero de baja aleación 50% 65-75%

Acero Inoxidable austenitico 35% 55-65% Aleaciones No ferrosas 35% 55-65% Los factores anteriores son para cargas estáticas. Para cargas dinámicas cuya falla será por fatiga, la resistencia varía de acuerdo al material, al número de ciclos y si el material ha sido o no granallado. La resistencia a la tensión para 1000 ciclos suele tomarse como el 90% de la resistencia máxima al cortante Sus. Esto hace que la resistencia a la tensión a 1000 ciclos sea [7]:

Sf= 0.9 S Sus= 0.9(0.67Sut)=0.6Sut ............................. ec. 93 Para diferentes ciclos, la siguiente tabla muestra valores recomendados para varios materiales de alambre en estado granallado o sin granallar. Tabla 42. Porcentaje de la resistencia máxima a la tensión.

Vida a la fatiga. (ciclos)

ASTM 228, acero inoxidable austenitico y no ferrosos. ASTM A230 y A232

Sin granallar Granallado Sin granallar Granallado 105 36% 42% 42% 49% 106 33% 39% 40% 47% 107 30% 36% 38% 46%


131



FACTOR DE SEGURIDAD La importancia de que un resorte no falle durante la operación de trabajo, hace necesario fijar un factor de diseño, en donde se involucra el esfuerzo máximo de corte y la resistencia al cortante del resorte. Este factor se recomienda sea igual o superior a 1.2

..................................................... ec. 94

Los calibres de alambre varían de acuerdo al material, los más comunes son [6]:

Tabla 43. Diámetros y materiales para resortes más comunes.

Materiales comunes para alambre de resorte Diámetros de alambre preferidos en pulgadas

Alambre piano ASTM A228 Este es el mejor y el más empleado de todos los materiales para resortes pequeños. Presenta buena resistencia a la tensión y a la fatiga. Su rango de temperatura va de 0 a 120°C.

Disponible de 0.004 a 0.250 pulgadas.

0.004

0.125

0.005 0.135 0.006 0.148 0.008 0.162 0.010 0.177 0.012 0.192

Alambre trefilado en frío ASTM A227 Es el acero más barato y de uso general. Se debe ocupar solo donde la duración, la exactitud y la deflexión no sean muy importantes. Su rango de temperatura va de 0 a 120°C.


0.014 0.207 0.016 0.225 0.018 0.250 0.020 0.281 0.022 0.312 0.024 0.343 0.026 0.362

Alambre revenido en aceite ASTM A229 Se ocupa cuando el costo de alambre piano resulta prohibitivo y en tamaños mayores que el alambre piano dispone. No es adecuado para cargas de choque. Su rango de temperatura va de 0 a 180°C.


0.028 0.375 0.030 0.406 0.035 0.437 0.038 0.469 0.042 0.500 0.045 0.531 0.048 0.562

Alambre cromo vanadio ASTM 332 Acero de aleación para resorte de mayor popularidad. Adecuado para cargas de choque y de fatiga. Su rango de temperatura va de 0 a 220°C

Disponible de 0.035 a 0.437 puñgadas.

0.051 0.625 0.055 0.059 0.063 0.067

Alambre acero cromo silicio ASTM 401 Excelente material para resortes sometidos a esfuerzos elevados y cargas de impacto. Su rango de temperatura va de 0 a 220°C.


0.072 0.076 0.081 0.085 0.092

Acero inoxidable ASTM 313 (302) Adecuado para aplicaciones de fatiga.

0.098 0.105 0.112

τ

ηus

s

S=


132



ESFUERZOS EN EL RESORTE El material del resorte a utilizar en el diseño, debe tener una alta resistencia de esfuerzos, debe presentar resistencia a la fatiga y resistencia a la corrosión, ya que estará en contacto con un fluido que puede propiciar la corrosión. Ante estos requerimientos se escogió un alambre de Acero cromo silicio ASTM 401 con diámetro de 0.081 pulgadas. Recordando que el diámetro interior del cilindro donde se encontrara confinado es de 1 pulgada y que el resorte tiende a aumentar su diámetro exterior cuando se comprime. El diámetro exterior de la espira propuesto es de 0.975 pulgadas y por consiguiente el diámetro medio es de 0.894 pulgadas. Un punto importante en el diseño del resorte, es la fuerza que almacenara para posteriormente retroceder la flecha y sacar el fluido inyectado del cilindro. Esta fuerza esta limitada por la resistencia del resorte, diámetro del alambre, número de espiras y deformación.

Con el límite de la longitud mínima de trabajo a 0.3 pulgadas (ya que es esta la altura del alojamiento dejado en el cilindro para impedir que el resorte se siga deformando) y el diámetro de alambre de 0.81 pulgadas, el número de espiras totales en el resorte para tener esa longitud de cierre es de 3.5.

Después de analizar varias configuraciones de carga, la carga de trabajo de 26.5 lb (12 Kg) y la carga de instalación o precarga de 2.94 lb (1.33 Kg), se consideraron como cargas aceptables para retornar a la flecha a su posición inicial, después de una deformación de 0.7 pulgadas.

Utilizando la ecuación 84 la constante del resorte es igual a:

663370

942526.

...

=−

=K

Utilizando la ecuación 83 y despejando Na, obtenemos el número de espiras activas.

52894056238

701021108103

64

.).)(.(

).)(.().(==

xNa espiras

El tipo de acabado será sencillo y esmerilado, por lo tanto, el número total de espiras para el resorte es de NT = 3.5 espiras La longitud libre del resorte será tal que la deformación inicial por la precarga nos deje una longitud de una 1 pulgada, para poder posteriormente tener una deformación de trabajo de 0.7 pulgadas con una longitud mínima de 0.3 pulgadas. Antes de obtener la longitud libre se determina lo siguiente: Altura de cierre (ec. 88) Ls= 0.081(3.5)= 0.284 pulgadas.


133



Con la ec. 84 obtenemos la deformación inicial 08706633

942.

..

)( ==inicialy pulgadas.

Longitud total (ec. 85) L total = Lm+ γγγγ trabajo + γγγγ inicial = 0.3 + 0.7 + 0.087 = 1.087 pulgadas. Un punto importante antes mencionado es la holgura de golpeo. Para este resorte la γγγγ holgura = L m - Ls = 0.016 pulgadas, este valor es menor al recomendado (10% γγγγ trabajo=0.07 pulgadas), sin embargo, como el resorte se aloja en la ranura interior del cilindro, esto evita que siga comprimiéndose el resorte. Ante esta ventaja aceptaremos esa holgura de golpeo. Para determinar el esfuerzo de corte se ocupara la ecuación 80. Utilizando la ecuación 82 obtenemos un índice de resorte C = 11.04 y con la ecuación 81 un de valor de kw =1.13

( )( )kpsi 32.128

3)081.0(

894.05.26813.1

max==

π

τ

Para obtener la resistencia máxima permisible del resorte se puede ocupar la ecuación 92, pero también, se pueden utilizar gráficas de operación para materiales y cargas determinadas. Utilizando la gráfica para un alambre ASTM 401 que se muestra en el anexo C, se tiene que para un servicio de trabajo normal con diámetro de alambre de 0.081 pulgadas, la resistencia de corte es de 155 kpsi. Con la resistencia y el esfuerzo en el resorte obtenemos el factor de seguridad. El factor de seguridad obtenido del resorte es de 1.21, valor que se encuentra como aceptable.


134



6.6 TORNILLO DE SUJECIÓN

Los tornillos son elementos que permiten unir durante un periodo de tiempo piezas, por medio de una rosca alrededor de una barra cilíndrica. La rosca normalizada de acuerdo a la norma unificada internacional tiene un ángulo de 60°, el mismo que la antigua norma americana, con el fondo redondo opcional de la norma británica para una rosca externa, donde la cresta puede ser plana o redonda. Tipos de rocas [8]: Roscas Bastas (UNC): recomendable para uso general, cuando la trepidación y la vibración no son factores importantes, donde es frecuente el desmontaje de las piezas y cuando el agujero roscado esta hecho en materiales que no son aceros. Roscas finas (UNF): se utiliza frecuentemente en la industria automotriz y aviación principalmente. Especialmente ocupado cuando existe trepidación y vibración, cuando se requiere ajustes finos, utilizando tuercas de castillete y solo se ocupa en agujeros hechos en aceros. Roscas extrafinas: Es particularmente utilizado en equipo aeronáutico, adecuado cuando se tiene una pared de rosca delgada o cuando la trepidación y vibración es excesiva. Sus tornillos son fabricados con acero aleado. Ajuste para roscas [8]. Las clases 1A y 1B tienen tolerancias mayores y se utilizan cuando sea necesario un montaje rápido y fácil aunque las roscas estén algo melladas o deterioradas. Las clases 2A y 2B son tolerancias adecuadas para los productos comunes, son las que más se utilizan. La holgura correspondiente a este ajuste reduce al mínimo la excoriación o acción abrasiva entre hilos y el agarrotamiento en juntas muy apretadas y en aplicaciones de temperatura elevada, admitiendo el revestimiento metálico o baño electrolítico. Las clases 3A y 3B tienen el ajuste más fino, el juego es nulo. Se emplea para cumplir requisitos de exactitud.


135



Tabla 44. Dimensiones principales de las roscas de tornillo Unified National Standard.

Roscas Bastas - UNC Roscas finas - UNF Tamaño

(pulg.)

Diámetro mayor d (pulg.)

Hilos por pulgada

Diámetro menor dr (pulg.)

Área de esfuerzo a tensión At

(pulg2)

Hilos por pulgada

Diámetro menor dr (pulg.)

Área de esfuerzo a tensión At

(pulg2) 0 0.0600 - - - 80 0.0438 0.0018 1 0.0730 64 0.0527 0.0026 72 0.0550 0.0028 2 0.0860 56 0.0628 0.0037 64 0.0657 0.0039 3 0.0990 48 0.0719 0.0049 56 0.0758 0.0052 4 01120 40 0.0795 0.0060 48 0.0849 0.0066 5 0.1250 40 0.0925 0.0080 44 0.0955 0.0083 6 0.1380 32 0.0974 0.0091 40 0.1055 0.0101 8 0.1640 32 0.1234 0.0140 36 0.1279 0.0147 10 0.1900 24 0.1359 0.0175 32 0.1494 0.0200 12 0.2160 24 0.1619 0.0242 28 0.1696 0.0258 ¼ 0.2500 20 0.1850 0.0318 28 0.2036 0.0364

5/16 0.3125 18 0.2403 0.0524 24 0.2584 0.0581 3/8 0.3750 16 0.2938 0.0775 24 0.3209 0.0878 7/16 0.4375 14 0.3447 0.1063 20 0.3725 0.1187 ½ 0.5000 13 0.4001 0.1419 20 0.4350 0.1600

9/16 0.5625 12 0.4542 0.1819 18 0.4903 0.2030 5/8 0.6250 11 0.5069 0.2260 18 0.5528 0.2560 ¾ 0.7500 10 0.6201 0.3345 16 0.6688 0.3730 7/8 0.8750 9 0.7307 0.4617 14 0.7822 0.5095 1 1.0000 8 0.8376 0.6057 12 0.8917 0.6630

1 1/8 1.1250 7 0.9394 0.7633 12 1.0167 0.8557 1 ¼ 1.2500 7 1.0644 0.9691 12 1.1417 1.0729 1 3/8 1.3750 6 1.1585 1.1549 12 1.2667 1.3147 1 ½ 1.5000 6 1.2835 1.4053 12 1.3919 1.5810 1 ¾ 1.7500 5 1.4902 1.8995 2 2.0000 4.5 1.7113 2.4982

2 ¼ 2.2500 4.5 1.9613 3.2477 2 ½ 2.5000 4 2.1752 3.9988 2 ¾ 2.7500 4 2.4252 4.9340 3 3.0000 4 2.6752 5.9674

3 ¼ 3.2500 4 2.9252 7.0989 3 ½ 3.5000 4 3.1752 8.3286 3 ¾ 3.7500 4 3.4252 9.6565 4 4.0000 4 3.6752 11.0826


136



ESFUERZO EN LA ROSCA. En las roscas de los tornillos existen esfuerzos cortantes y axiales. El esfuerzo cortante implica que ya sea el tornillo o la tuerca se barran. Si el material blando es la tuerca se suele barrer en el diámetro exterior, si el material blando es el tornillo se suele barrer en el diámetro interior, si ambos elementos tienen la misma resistencia se barren en el diámetro medio. El Esfuerzo al Corte es [7] :

........................................................ ec. 95 Donde F = Fuerza As= área de esfuerzo al corte y es igual a (ππππ dωωωω p) d = diámetro interior o exterior según el caso. ω = factor de área interior o exterior según sea el caso. p = paso La tabla 45 muestra los factores de área.

Tabla 45. FACTORES DE ÁREA. Tipo de rosca. Wi (interior) Wo (exterior)

UNS/ISO 0.80 0.88 Square 0.50 0.0 ACME 0.77 0.63 Buttress 0.90 0.83

Como se menciono anteriormente, una de las aplicaciones de los pernos es sujetar piezas en situaciones donde la carga aplicada genera una tensión en el perno. En la práctica, es común precargar la unión apretando los pernos con un par de torsión cercano a la resistencia del material. Para ensambles cargados estáticamente a veces se utiliza una precarga del 90% de la resistencia. Para ensambles cargados dinámicamente se utiliza una precarga del 75%. Para determinar el esfuerzo a tensión en el perno, se considera la precarga y la fuerza exterior P absorbida por el perno [7]. Así el esfuerzo a tensión es:

....................................................... ec. 96

sA

F=τ

t

b

A

F=σ


137



La fuerza en el perno Fb es igual a: Fb= Fi+ Pb ...................................................... ec. 97

La fuerza en el material Fm es igual a:

Fm= Fi- Pm ....................................................... ec. 98 La porción de la fuerza exterior para cada elemento se obtiene considerando las deformaciones de los materiales a unir. Para el perno, la carga Pb es igual a:

................................................. ec. 99 Para piezas a unir, la carga Pm es igual a:

................................................. ec. 100 Y la fuerza para separar la unión Po:

................................................. ec. 101

Donde: Kb = Constante de rigidez de tornillo. Km = Constante de rigidez del material.

La constante de rigidez es igual a l

AE, donde A es área, E módulo de elasticidad del material y

l longitud efectiva; pero hay que considerar algunas cuestiones.

Los pernos al tener una sección roscada y otra no es necesario sumar la K de cada sección como un resorte en serie.

.............................................. ec. 102

Los materiales en las piezas a unir pueden ser distintos, presentándose el mismo caso, sin embargo, la ecuación anterior solo se ocupa cuando el material a unir es pequeño. Para piezas cuya distancia del eje del perno al borde del material es varias veces el diámetro nominal y se tiene una junta confinada, se ocupa la siguiente ecuación [7] :

Km= d E AR eb(d/l)

. .............................................. ec.103 Donde: d = diámetro nominal l = longitud E = Módulo de elasticidad. AR, e y b = factores de rigidez, dados en la tabla 46.

Pkk

kP

mb

bb

+=

Pkk

kP

bm

mm

+=

i

m

mb

o Fk

kkP

+=

bd

s

bt

t

b EA

l

EA

l

K+=

1


138



Tabla 46. Parámetros de rigidez. Material. E (Gpa) v AR b Acero 206.8 0.291 0.78715 0.62873 Aluminio 71.0 0.334 0.79670 0.63816 Cobre 118.6 0.326 0.79568 0.63553 Fundición hierro gris 100.0 0.211 0.77871 0.61616 LONGITUDES DEL PERNO

De manera estándar y de acuerdo a la figura 51 tenemos [6] :

Figura 51. Longitud del sujetador.

Longitud de la parte útil sin roscar ld= L – LT. ........................................................... ec. 104

Longitud útil de la parte roscada lt= LT – ld .......................................................... ec. 105

Longitud del sujetador (para tuerca) L ≥ LG+ lC. ......................................................... ec. 106

Para un acoplamiento tornillo - tuerca del mismo material la longitud de rosca puede ser 0.5d en rosca UNS/ISO o rosca ACME con diámetro nominal menor a 1 pulgada. Para rosca ACME mayor será de 0.6d. Para el acoplamiento de dos piezas del mismo material en una perforación roscada, el tornillo debe tener una longitud roscada de por lo menos el diámetro nominal del tornillo, para tornillos de acero con hierro fundido, latón o bronce de 1.5d y para tornillos de acero con aluminio de 2d Longitud de sujetador (agujero roscado) L ≥ l m + 1.5d .................................................. ec. 107 Además, si un agujero roscado no atraviesa el material, el agujero debe tener una holgura de por lo menos d/4 a fin de que quede suficiente espacio libre para la herramienta.


139



ESFUERZOS EN EL TORNILLO El tornillo que se ocupara es ¼ UNF 28 –2A cuya longitud total será menor a la de un tornillo estándar por cuestiones de espacio y considerando que la longitud de agarre es de 0.25 pulgadas. Tabla 47. ESPECIFICACIONES Y RESISTENCIAS SAE PARA PERNOS DE ACERO. Número

de grado SAE

Rango de dimensión del

diámetro exterior (pulg.)

Resistencia de prueba

mínima (Kpsi)

Límite de fluencia elástico mínimo (Kpsi)

Resistencia mínima a

tensión (Kpsi)

Material

1 0.25-1.5 33 36 60 Bajo o medio carbono 2 0.25-0.75 55 57 74 Bajo o medio carbono 2 0.875-1.5 33 36 60 Bajo o medio carbono

4 0.25-1.5 65 100 115 Medio carbón, estirado en frío

5 0.25-1.0 85 92 120 Medio carbono, T y R 5 1.125-1.5 74 81 105 Medio carbono, T y R

5.2 0.25-1.0 85 92 120 Martensita bajo carbón, T Y R

7 0.25-1.5 105 115 133 Aleación bajo carbono, T y R

8 0.25-1.5 120 130 150 Aleación bajo carbono, T y R

8.2 0.25-1.0 120 130 150 Martensita bajo carbón, T Y R

Utilizando la tabla 47 [7], obtenemos la resistencia para un tornillo Grado 7 SAE. Resistencia última de tensión:133 kpsi. Resistencia de fluencia: 115 kpsi. Resistencia de prueba: 105 kpsi. La fuerza aplicada sobre cada tornillo es igual al valor de la reacción; generada por la fuerza de presión (800 psi) del fluido inyectado, como se observa en el diagrama de cuerpo libre.

Figura 52. Diagrama de cuerpo libre de la tapa.


140



Para determinar las reacciones se realiza una suma de momentos y fuerzas. ΣMa = 0 800*1.31- Rb(3.353) =0 Rb = 312.55 lb ΣFy = 0 312.55 –800 + Ra Ra = 487.45 lb. Como se menciono antes la longitud de este tornillo es más corta, ya que su longitud roscada de manufactura es de 0.75 pulgadas, pero se recorto a 0.5 pulgadas. Teniendo el tornillo una longitud de 0.75 pulgadas. La longitud útil sin roscar es de 0.05 pulg. y la longitud útil roscada de 0.20 pulg. Utilizando la tabla 44 obtenemos el área de tensión del tornillo At= 0.0364 plg2, del diámetro nominal obtenemos una área de 0.0491 plg2 y suponiendo que el diámetro del material sea solamente

de 0.4127pulgadas, el área del material es =4

)(22

nm dD −=

π = 0.0846 plg2.

Con las longitudes, áreas, diámetros, ecuaciones 102 y 103 y con el módulo de elasticidad para este material de 30 x106 psi, podemos obtener las constantes de rigidez km y kb.

717092

6103004910

050

6103003640

2001 −=+= .

)(.

.

)(.

.

psixpsixBK

kb = 4.6 x 106 lb/plg. Km= 0.25 (30x106) (0.78715) e0.62873(0.25/0.25) = 11 x 106 lb/plg Se recomienda realizar una precarga al tornillo, para este caso se tomara de precarga el 60 % del esfuerzo de prueba. Fi= 0.6 (105 000) (0.0364) = 2 293.2 lb. Utilizando las ecuaciones 99, 100 y 101 y considerando la fuerza aplicada de la reacción mayor, obtenemos la fuerza absorbida por el perno, el material y la fuerza externa necesaria para separar las piezas. (Ec. 99 ) Pb= 487.45 (0.2949) = 143.75 lb (Ec. 100 ) Pm= 487.45 (0.705) = 343.7 lb (Ec. 101 ) Po= 2 293.2 (1.418) = 3 251.75 lb


141



Una vez obtenida Pm y Pb se calcula la fuerza sobre el perno y el material para después obtener el esfuerzo estático de fluencia. (Ec. 97 ) Fb = 2 293.2 + 143.75 = 2 436.95 lb (Ec. 98 ) Fm= 2 293.2 – 343.7 = 1 949.5 lb Con la fuerza del perno y la fuerza de la precarga determinamos la fuerza media y alterna.

Fuerza media : Fm = lbFF ib

07523652

22293952436

2.

..=

+=

+

Fuerza alternante : Fa = lbFF ib

875712

22293952436

2.

..=

−=

−

Una vez calculadas las fuerzas, se determinan los esfuerzos :

Esfuerzo medio : σm = psixA

FK

t

mfm 102281

03640

0752365251

3..

.. ==

Esfuerzo alternante : σa = psixA

FK

t

mf 10925

03640

8757103

3...

. ==

De la tabla 48 se obtiene el factor de concentración Kf.

Esfuerzo estático en el perno : psix 3106883

03640

952436251 .

..

.max ==σ

Esfuerzo de la precarga : psixi3

10757803640

22293251 .

..

. ==σ

Tabla 48. FACTOR DE CONCENTRACIÓN DE ESFUERZOS PARA PERNOS. Dureza Brinell Grado

SAE (UNS)

Clase SAE (ISO)

Roscas roladas Kf

Roscas cortadas Kf

Filete Kf

<200 recocido <2 <5.8 2.2 2.8 2.1 >200 (endurecimiento) >4 >6.6 3.0 3.8 2.3


142



Para calcular el factor de seguridad hay que considerar que la fuerza aplicada varia, con lo cual hay que determinar el factor de seguridad para fatiga, utilizando la siguiente ecuación:

..................................... ec. 108 La resistencia Se es igual a Se` por el factor de carga, tamaño, superficie, temperatura y confiabilidad. Se`= 0.5 Sut C carga C tamaño C superficie C temperatura C confiabilidad

El factor de carga es de 0.70, por ser una carga axial. El factor de tamaño es de 1, por ser un diámetro menor de 0.3 pulgadas. Para una confiabilidad del 99% el factor es de 0.814. El factor de acabado superficial utilizando la ecuación de Mirin (ec.29) : a(Su)

b = 0.76 El factor de temperatura es de 1, al no sobrepasar los 121 ºC. Se= 0.5(133 000) (0.7) (1) (0.76) (1) (0.814) = 28 797 psi. Sustituyendo en la ecuación 108 obtenemos el factor de seguridad a la fatiga:

8110925101331075781022811079728

107578101331079728

33333

333

.).()..(.

).(.=

+−

−=

xxxxx

xxxfη

Con el esfuerzo de fluencia del material (115 000 psi) y el esfuerzo máximo (83.68 x103 ) en el perno obtenemos el factor de seguridad estático.

η = 1.44

Con la fuerza de apertura (3251.75 lb) y la fuerza externa (143.75 lb) se obtiene el factor de seguridad de apertura.

ηap = 22.6

Por último se determina el par de apriete ocupando la siguiente ecuación: T = CdFi ........................................................................................................................... ec. 109 Donde. C es una constante de torsión y es igual a 0.2 para un apriete en seco y 0.18 con lubricación, d el diámetro nominal y Fi la fuerza de precarga. T = 0.2(0.25)(2 293.2) = 114.66 lb-pulg. El torque de apriete es de 114.66 lb-pulg

auime

iuef

SS

SS

σσσ

ση

+−

−=

)(

)(



143

CONCLUSIONES

Los altos riesgos, la ineficacia en las perforaciones, los daños en el intervalo, la incertidumbre en la operación, van generando que la mayoría de las personas que se dedican a la actividad de perforación y extracción del petróleo estén de acuerdo en que es necesario un cambio. Todo esto hace que la herramienta sea el sustituto incuestionable del método de disparos. No podemos dar un conclusión de todos los sistemas de la herramienta, ya que algunos sistemas no están concluidos, pero con lo que respecta al sistema de barrenado, es prácticamente seguro que el sistema funcionara satisfactoriamente, es decir, barrenará la tubería rápida y eficazmente. La carcaza del sistema de barrenado de la tubería de revestimiento al tener un diámetro exterior de 2.150 pulgadas, nos ayuda a que el diámetro exterior del tubo donde se encontrara encerrado, no exceda de un diámetro de 2.35 pulgadas. Esta dimensión permite a la herramienta poder ser introducida en una tubería de producción de diámetro interior de 2.45 pulgadas. Los engranes de acero nos dan una confiabilidad de operación, los pasadores cuyo trabajo es soportar los engranes y permitir el libre giro, tienen gran desempeño cuando trabajan en combinación con los aceros. El cilindro, la flecha y el resorte, proporcionan una manera sencilla para realizar la función y nos aseguran una buena resistencia a la corrosión, además de proporcionar un buen espesor de corte. El elemento de corte al ser un inserto de carburo de tungsteno comercial asegura el corte del metal. Su diámetro de 1 pulgada nos da un tamaño adecuado para poder introducir el siguiente elemento de corte sin tener la preocupación de que este no se introduzca en el agujero hecho en la tubería. Posiblemente el tiempo utilizado para realizar los canales a través de las cargas explosivas sea menor, pero la mayor profundidad del canal hecha por la herramienta híbrida, hace que no tenga importancia. La manufactura de las piezas es laboriosa, pero su forma no es complicada y tienen un tamaño que hace que la fabricación sea fácil para el técnico. La operación de control, es sencilla y parecida a las realizadas por los trabajadores de PEMEX. El costo posiblemente sea igual o inferior, comparado con una operación de disparo, ya que los explosivos, el lodo, los aditivos, el fluido de limpieza, la herramienta con el portacargas y demás elementos, son mayores al costo de la herramienta más el fluido de operación, que al ser fabricantes de ese insumo el costo de este es menor.



144

ANEXO A

PLANOS DEL SISTEMA DE BARRENADO.



145



146



147



148



149



150



151



152



153



154



155

ANEXO B Tabla 49. Factor Geométrico J a flexión AGMA para Ф= 20˚, Ψ= 10˚ dientes de profundidad completa con carga en las puntas.

Dientes del piñón. Dientes

del engrane

12 14 17 21 26 35 55 135

P G P G P G P G P G P G P G P G

12 U U 14 U U U U 17 U U U U U U 21 U U U U U U 0.46 0.46 26 U U U U U U 0.47 0.49 0.49 0.49 35 U U U U U U 0.48 0.52 0.50 0.53 0.54 0.54 55 U U U U U U 0.49 0.55 0.52 0.56 0.55 0.57 0.59 0.59 135 U U U U U U 0.50 0.60 0.53 0.61 0.57 0.62 0.60 0.63 0.65 0.65

Tabla 50. Factor Geométrico J a flexión AGMA para Ф= 20˚, Ψ= 20˚ dientes de profundidad completa con carga en las puntas.


del engrane

12 14 17 21 26 35 55 135


12 U U 14 U U U U 17 U U U U 0.44 0.44 21 U U U U 0.45 0.46 0.47 0.47 26 U U U U 0.45 0.49 0.27 0.22 0.50 0.50 35 U U U U 0.46 0.51 0.27 0.24 0.51 0.53 0.54 0.54 55 U U U U 0.47 0.54 0.27 0.26 0.52 0.56 0.55 0.57 0.58 0.58 135 U U U U 0.48 0.58 0.27 0.28 0.54 0.60 0.57 0.61 0.60 0.62 0.64 0.64



del engrane

12 14 17 21 26 35 55 135


12 U U 14 U U 0.39 0.39 17 U U 0.39 0.41 0.41 0.41 21 U U 0.40 0.43 0.42 0.43 0.44 0.44 26 U U 0.41 0.44 0.43 0.45 0.45 0.46 0.46 0.46 35 U U 0.41 0.46 0.43 0.47 0.45 0.48 0.47 0.48 0.49 0.49 55 U U 0.42 0.49 0.44 0.49 0.46 0.50 0.48 0.50 0.50 0.51 0.52 0.52 135 U U 0.43 0.51 0.45 0.52 0.47 0.53 0.49 0.53 0.51 0.54 0.53 0.55 0.56 0.56



156



del engrane

12 14 17 21 26 35 55 135


12 U U 14 U U 0.47 0.47 17 U U 0.48 0.51 0.52 0.52 21 U U 0.48 0.55 0.52 0.55 0.56 0.56 26 U U 0.49 0.58 0.53 0.58 0.57 0.59 0.60 0.60 35 U U 0.50 0.61 0.54 0.62 0.57 0.63 0.61 0.64 0.64 0.64 55 U U 0.51 0.65 0.55 0.66 0.58 0.67 0.62 0.68 0.65 0.69 0.70 0.70 135 U U 0.52 0.70 0.56 0.71 0.60 0.72 0.63 0.73 0.67 0.74 0.71 0.75 0.76 0.76



del engrane

12 14 17 21 26 35 55 135


12 0.47 0.47 14 0.47 0.50 0.50 0.50 17 0.48 0.53 0.51 0.54 0.54 0.54 21 0.48 0.56 0.51 0.57 0.55 0.58 0.58 0.58 26 0.49 0.59 0.52 0.60 0.55 0.60 0.59 0.61 0.62 0.62 35 0.49 0.62 0.53 0.63 0.56 0.64 0.60 0.64 0.62 0.65 0.66 0.66 55 0.50 0.66 0.53 0.67 0.57 0.67 0.60 0.68 0.63 0.69 0.67 0.71 0.71 0.71 135 0.51 0.70 0.54 0.71 0.58 0.72 0.62

-0.72

0.65 0.73 0.68 0.74 0.72 0.75 0.76 0.76



del engrane

12 14 17 21 26 35 55 135


12 0.46 0.46 14 0.47 0.49 0.49 0.49 17 0.47 0.51 0.50 0.52 0.52 0.52 21 0.48 0.54 0.50 0.54 0.53 0.55 0.55 0.55 26 0.48 0.56 0.51 0.56 0.53 0.57 0.56 0.57 0.58 0.58 35 0.49 0.58 0.51 0.59 0.54 0.59 0.56 0.60 0.58 0.60 0.61 0.61 55 0.49 0.61 0.52 0.61 0.54 0.62 0.57 0.62 0.59 0.63 0.62 0.64 0.64 0.64 135 0.50 0.64 0.53 0.64 0.55 0.65 0.58 0.66 0.60 0.66 0.62 0.67 0.65 0.68 0.68 0.68



157

ANEXO C

Figura 53. Esfuerzos de corte en un alambre de acero ASTM A401, con aleación cromo y silicio.

Figura 54. Curvas de operación del motor hidráulico OML 32.



158

ANEXO D

PROPIEDADES DE MATERIALES.



159

PALMÈXICO 4140

AISI, SAE, ASTM, NMX. 4140 UNS G41400

Análisis químico según Norma Nacional NMX B-300 (% en peso):

C Si Mn P màx. S màx. Cr Mo

0.38-0.43 0.15-0.35 0.75-1.00 0.035 0.040 0.80-1.10 0.15-0.25

Tipo: Acero de baja aleación al cromo-molibdeno.

Formas y Acabados:

Barra redonda, cuadrada, hexagonal y solera laminadas o forjadas en caliente, peladas o maquinadas. Barra hueca. Placa laminada caliente. Discos.

Características:

El 4140 es uno de los aceros de baja aleación más populares por el espectro amplio de propiedades útiles en piezas que se someten a esfuerzo, con relación a su bajo costo. Al templarlo se logra muy buena dureza con una gran penetración de la misma, teniendo además un comportamiento muy homogéneo. Tiene también una buena resistencia al desgaste.

Aplicaciones:

Se emplea en cigüeñales, engranes, ejes, mesas rotatorias, válvulas y ruedas dentadas. También es utilizado en piezas forjadas, como herramienta, llaves de mano y destornilladores, espárragos, árboles de levas, flechas de mecanismos hidráulicos, etc.

Tratamientos térmicos recomendados ( valores en ºC ) :

FORJADO NORMALIZADO RECOCIDO

TEMPLADO REVENIDO PUNTOS CRÌTICOS

APROX. ABLANDAMIENTO REGENERACIÒN Ac1 Ac3

1050-1200 870-900 680-720 815-870 enfriar en horno

830 – 850 Aceite 500-650 750 790

Propiedades mecánicas mínimas estimadas:

TIPO DE PROCESO

Y ACABADO

RESISTENCIA A LA TRACCIÓN LÍMITE DE FLUENCIA ALARGA-

MIENTO EN 2 %

REDUCCIÒN DE AREA

%

DUREZA BRINELL

RELACIÒN DE MAQUINA-

BILIDAD 1212 EF = 100% MPa (kgf/mm2) Ksi

MPa (kgf/mm2) Ksi

CALIENTE Y MAQUINADO 614 63 89

427 44 62

26 57 187

70 ESTIRADO EN FRIO 703 72 102

620 63 90

18 50 223 TEMPLADO Y REVENIDO* 1172 120 170

1096 112 159

16 50 341

NOTAS:

- Las propiedades arriba listadas, corresponden a barras de 20mm a 30mm de sección, probadas conforme a las prácticas estándar con probeta de 50 mm según norma nacional NMX B - 172. - En barras más delgadas de 20mm, deben esperarse valores ligeramente mayores en los datos de resistencia. - En barras con diámetros mayores de 30mm, existe un efecto de masa que tiene una influencia directa sobre las propiedades mecánicas resultando en una disminución ligera de las mismas. - *Templado en agua a 840ºC y revenido a 540ºC. Para este caso las propiedades son promedio.



160

PALMÈXICO 4320



C Si Mn P màx. S màx. Ni Cr Mo

0.17-0.22 0.15-0.35 0.45-0.65 0.035 0.040 1.65-2.00 0.40-0.60 0.20-0.30

Tipo: Acero de baja aleación níquel-cromo-molibdeno.

Formas y Acabados: Barra redonda, cuadrada, hexagonal y solera laminadas o forjadas en caliente, peladas o maquinadas. Placa laminada caliente.

Características: Con un contenido bajo en carbono, este acero es muy útil para cementación cuando la resistencia del núcleo se requiera incrementar mediante temple. Si se requiere soldar debe hacerse con soldadura especial debido a su alto contenido de níquel.

Aplicaciones: Se utiliza en piezas de dimensiones medias, que deben de presentar resistencia y tenacidad muy elevadas después de haber sido cementadas y templadas; tales como: engranes, coronas y grupos diferenciales, entre otros.





1050-1200 870-900 650-700 830-860 enfriar en horno

925 Cementado 830-860

Aceite

150-200 724 810

Propiedades mecánicas mínimas estimadas:

TIPO DE PROCESO

Y ACABADO

RESISTENCIA A LA TRACCIÓN LÍMITE DE FLUENCIA ALARGA-

MIENTO EN 2 %

REDUCCIÒN DE AREA

%

DUREZA BRINELL



MPa (kgf/mm2) Ksi


441 45 64

16 50 231 60 TEMPLADO Y

REVENIDO* 1110 113 161

958 98 139

14 48 331

NOTAS:




161

PALMÈXICO 4340



C Si Mn P màx. S màx. Ni Cr Mo

0.38-0.43 0.15-0.35 0.60-0.80 0.035 0.040 1.65-2.00 0.70-0.90 0.20-0.30

Tipo: Acero de baja aleación níquel-cromo-molibdeno.

Formas y Acabados:

Barra redonda, cuadrada, hexagonal y solera laminadas o forjadas en caliente, pe-ladas o maquinadas. Placa laminada caliente.

Características:

Se caracteriza por su alta templabilidad y resistencia a la fatiga. Es capaz de ofrecer buenas propiedades en piezas de grandes secciones. No presenta fragilidad de revenido. No se aconseja soldarlo; únicamente con soldadura especial.

Aplicaciones: Se utiliza en la fabricación de tortillería de alta resistencia, levas de mando, discos para frenos y ejes para camiones, entre otros.

Tratamientos térmicos recomendados (valores en ºC ) :




1050-1200 870-900 650-700 815-850 enfriar en horno

820-850 Aceite

540-650 724 770

Propiedades mecánicas mínimas estimadas :

TIPO DE PROCESO

Y ACABADO

RESISTENCIA A LA TRACCIÒN LÍMITE DE FLUENCIA ALARGA-

MIENTO EN 2 %

REDUCCIÒN DE AREA

%

DUREZA BRINELL



MPa (kgf/mm2) Ksi


689 70 100

10 30 363 50 TEMPLADO Y

REVENIDO* 1200 122 173

1124 115 163

16 48 352

NOTAS:




162

PALMÈXICO 410

AISI, SAE, ASTM, NMX. 410 UNS S41000


C Si Mn P màx. S màx. Cr 0.15 1.00 1.00 0.040 0.030 11.50 – 13.50

Tipo: Martensitico. Formas y Acabados: Barra redonda, cuadrada, solera y hexagonal; placa y piezas forjadas.

Características:

Resistente a la corrosión en atmósfera seca, ácidos y álcalis suaves, vapor y gases calientes. Debe templarse para que tenga la máxima resistencia al calor y a la corrosión. Buena resistencia a 815 ºC (1500 ºF) en servicio intermitente y a 700 ºC (1300 ºF) en servicio continúo. Fácilmente soldable para todos los métodos, pero se recomienda calentar a 150 – 260 ºC (300-500 ºF) antes y después de soldar, para evitar que se agriete el acero. Utilizar electrodos 410 cuando las partes se vayan a templar, y del tipo 308 o 309 cuando las partes se usen sólo soldadas. Maquinabilidad regular: 54% del acero 1212; utilizar velocidades de 80 a 115 pies / min.

Aplicaciones: Pernos, tuercas, tornillos, flechas y partes de bombas, partes para turbinas de vapor y gas, válvulas y cuchillería entre otros.


FORJADO RECOCIDO DUREZA BRINELL BARRAS

RECOCIDAS TEMPERATURA MEDIÒ DE ENF. 1095 - 1200

No forjar abajo de 950 ºC Enfriar al aire. Piezas grandes en hornos.

690 - 780 enfriar al aire o en horno 165

Propiedades mecánicas típicas según NMX B-83, de barras en estado recocido :

RESISTENCIA A LA TRACCIÒN LÍMITE DE FLUENCIA ALARGA- MIENTO EN 2 %

REDUCCIÒN DE AREA

% MPa (kgf/mm2) Ksi

MPa (kgf/mm2) Ksi

480 49 70

274 28 40

20 45 Temple y propiedades mecánicas a diferentes temperaturas de revenido :

TEMPLADO TEMP DE

REVENIDO ºC

RESISTENCIA A LA TRACCIÒN LÌMITE DE FLUENCIA ALARGAMIENTO EN 2" %

REDUCCIÒN DE AREA

% DUREZA

MPa (kgf/mm2) Ksi

MPa (kgf/mm2) Ksi

950 – 1010 Enfriar al aire o

en aceite.

204 1310 134 190

1000 102 145

15 55 390 315 1241 127 180

965 98 140

15 55 375 426* 1344 137 195

1034 105 150

17 55 390 538* 1000 102 145

793 81 115

20 65 300 648 758 77 110

586 60 85

23 65 225 760 621 63 90

414 42 60

30 70 180

NOTAS: - * No se recomienda el revenido dentro de la gama de 399 a 565 º C, ya que este tratamiento disminuirá las propiedades de impacto y resistencia a la corrosión.

Fuente: “Manual del Acero Inoxidable “Serie Nº 1 “Selección de los Aceros Inoxidables”. Tabla 13 Publicación de NIDI (Nickel Development Institute) y ADAI (Asociación del Acero Inoxidable).



163

PALMÈXICO 431

AISI, SAE, ASTM, NMX. 431 UNS S43100


C Si Mn P màx. S màx. Cr Ni

0.20 1.00 1.00 0.040 0.030 15.00 - 17.00 1.25 - 2.50 Tipo: Martensitico con alto contenido de níquel. Formas y Acabados: Barra redonda, cuadrada, solera y hexagonal; lámina y placa y piezas forjadas.

Características:

Este acero presente buena resistencia a la corrosión, excelente resistencia a la tensión y buena tenacidad, haciéndolo adecuado para usarse en flechas y pernos. Soldabilidad : Precalentar a 260 ºC (500 ºF), soldar con electrodos tipo 410; revenir a 620 - 660 ºC. Maquinabilidad : 40% del acero 1212, se recomiendan velocidades de 40 a 80 pies / min.

Aplicaciones: Se utiliza en tuercas, pernos, flechas para propela, martillos para molinos y piezas que requieren alta resistencia al choque y alto límite de fluencia, entre otros.


FORJADO RECOCIDO DUREZA BRINELL

BARRAS RECOCIDAS TEMPERATURA MEDIÒ DE ENF.

1150 - 1235 No forjar abajo de 950 ºC

Enfriar al aire. Piezas grandes en hornos.

620 - 660 enfriar al aire o en horno 260

Propiedades mecánicas típicas según NMX B-83, de barras en estado recocido :

RESISTENCIA A LA TRACCIÒN LÌMITE DE FLUENCIA ALARGA- MIENTO EN 2 %

REDUCCIÒN DE AREA

% MPa (kgf/mm2) Ksi

MPa (kgf/mm2) Ksi

863 88 125

657 67 95

20 55 Temple y propiedades mecánicas a diferentes temperaturas de revenido :

TEMPLADO TEMP DE

REVENIDO ºC

RESISTENCIA A LA TRACCIÒN LÌMITE DE FLUENCIA ALARGAMIENTO EN 2" %

REDUCCIÒN DE AREA

% DUREZA

MPa (kgf/mm2) Ksi

MPa (kgf/mm2) Ksi

980 – 1065 Enfriar al aire o

en aceite.

204 1413 144 205

1069 109 155

15 55 415 315 1344 277 195

1034 105 150

15 55 400 426* 1413 144 205

1069 109 155

15 60 415 538* 1034 105 150

896 91 130

18 60 325 760 862 88 125

655 67 95

20 60 260 NOTAS: - * No se recomienda el revenido dentro de la gama de 399 a 565 º C, ya que este tratamiento disminuirá las propiedades

de impacto y resistencia a la corrosión. Fuente: “Manual del Acero Inoxidable “Serie Nº 1 “Selección de los Aceros Inoxidables”. Tabla 13 Publicación de NIDI (Nickel

Development Institute) y ADAI (Asociación del Acero Inoxidable).



164

PROPIEDADES DE ACERO CARBURIZADOS. Número de designación del material

(número AISI)

Condición

Propiedades del núcleo Resistencia a la

tracción Limite de fluencia Ductilidad (elongación porcentual en 2 pulg.)

Dureza Brinell (HB)

Dureza Superficial

(HRc) Ksi MPa Ksi MPa

1015 SWQT 350 106 731 60 414 15 217 62 1020 SWQT 350 129 889 72 496 11 255 62 1022 SWQT 350 135 931 75 517 14 262 62 1117 SWQT 350 125 862 66 455 10 235 65 1118 SWQT 350 144 993 90 621 13 285 61 4118 SOQT 300 143 986 93 641 17 293 62 4118 DOQT 300 126 869 63 434 21 241 62 4118 SOQT 450 138 952 89 614 17 277 56 4118 DOQT 450 120 827 63 434 22 229 56 4320 SOQT 300 218 1500 178 1230 13 429 62 4320 DOQT 300 151 1040 97 669 19 302 62 4320 SOQT 450 211 1450 173 1190 12 415 59 4320 DOQT 450 145 1000 94 648 21 293 59 4620 SOQT 300 119 820 83 572 19 277 62 4620 DOQT 300 122 841 77 531 22 248 62 4620 SOQT 450 115 793 80 552 20 248 59 4620 DOQT 450 115 793 77 531 22 235 59 4820 SOQT 300 207 1430 167 1150 13 415 61 4820 DOQT 300 204 1405 165 1140 13 415 60 4820 SOQT 450 205 1410 184 1270 13 415 57 4820 DOQT 450 196 1350 171 1180 13 401 56 8620 SOQT 300 188 1300 149 1030 11 388 64 8620 DOQT 300 133 917 83 572 20 269 64 8620 SOQT 450 167 1150 120 827 14 341 61 8620 DOQT 450 130 896 77 531 22 262 61

E9310 SOQT 300 173 1190 135 931 15 363 62 E9310 DOQT 300 174 1200 139 958 15 363 60 E9310 SOQT 450 168 1160 137 945 15 341 59 E9310 DOQT 450 169 1170 138 952 15 352 58

Nota : Las propiedades que se indican son para un solo conjunto de pruebas en barras redondas de ½ “. SWQT : Inmerso en agua una sola vez y revenido SOQT : Inmerso una vez en aceite y revenido DOQT : Inmerso dos veces en aceite y revenido 300 y 400 son las temperaturas de revenido en ºF. Carburizado durante 8 horas. La profundidad de la superficie varia entre 0.045 y 0.075 “.



165

OILES 500

Elemento de deslizamiento.

Para más de 30 años de trabajo satisfactorio libre de mantenimiento, Ahorro en costos de guías; por ejemplo en maquinas de presión y herramientas para la construcción. Las empresas importantes usan continuamente las ventajas de este sistema de deslizamiento.

El OILES 500 consiste de manganeso para altos esfuerzos y de bronce aluminio con un lubricante anticorrosión.

A. Capa de acero pulido.

B. Festschmierstoffilm (strongly increases) C Material base del elemento deslizante OILES 500: Bronce Multi-material

D. Parte para el almacenamiento del lubricante

Cuando hay deslizamiento con una alta carga sobre una película de lubricante extremadamente delgada, el oiles 500 permite que esta película sea adecuada para el deslizamiento, ya que la alta dureza del material base genera que los esfuerzos de corte sean bajos y los valores de fricción pequeños. Además que este sistema de deslizamiento comienza a trabajar inmediatamente que empieza el movimiento. Ventajas

Excelente comportamientos bajo desgaste

Bajos valores de fricción

Adhiere bien el lubricante.

Capacidad para soportar altas cargas por largos periodos.

Buena resistencia a impactos.

Temperatura de trabajo : 300°C (equipo común) y/o 400°C (equipos especiales) en equipos que requieren soluciones para altas temperaturas



166

Calidades:

Base del material *

500SP1 [JM 18-1]

500SP1 [JM 18-1]

500SP1 [JM 18-1]

500SP5 [JM18-5]

500AB [JM7]

500AB [JM7]

Lubricante

SL101 SL201 SL403 SL101 SL103 SL403

Designación Standard de las partes

SPB [BM1] SPBL

[BM4] SPF [BMF1] SPFG SGF [GFM1] SWP [PM1] SFP [FP] SLP [LP] SPW [SW1]

SPBL [BM4]

Aplicaciones

General

Altas temp. + agua

Agua de mar Agua

Altas cargas

Altas cargas

Agua de mar Agua

Estabilidad en el medio

Aire. Bueno Bueno Bueno Bueno Bueno Bueno

Agua. - Bueno Bueno - Bueno Bueno

Agua de mar.

- limitado

Bueno - limitado Bueno

Químicos, - limitado limitado limitado limitado

Max P. Estáticamente N/mm (kgf/cm2)

98 (1000) 98 (1000) 98 (1000) 98 (1000) 73.5 (750) 73.5 (750)

Dinámicamente

29 (296) 24 (245) 49 (500) 49 (500) 24 (245) 34 (347)

Max V. Seco m/s (m/min)

0.5 (30) 0.25 (15) 0.25 (15) 0.25 (15) 0.25 (15) 0.25 (15)

Lubricado

1.0 (60) 0.50 (30) - 0.50 (30) 0.50 (30) -

max. p x v Seco

N/mm · m/s (kgf/cm 2 · m/min)

1.65 (1010)

0.80 (490) 1.65 (1010)

1.65 (1010)

1.25 (765) 1.65 (1010)

Lubricado 3.25 (1990)

1.65 (1010)

- 3.25 (1990)

2.45 (1500)

-

max. Temp. Seco °C -40 a

+300 -40 a +300

-40 a +80 -40 a +150

-40 a +400

-40 a +80

Lubricado -40 a +150

-40 a +150

- -40 a +150

-40 a +150

-

Densidad. kg/dm3 7,8 7,8 7,8 7,8 7,6 7,6

Esfuerzo de tensión N/mm2 755 755 755 785 590 590

Elongación de ruptura % 12 12 12 10 15 15

Esfuerza de fluencia (0.1% ) N/mm2 343 343 343 390 240 240

Dureza Brinell HB 210 210 210 235 160 160

Energía de impacto ** J/mm2 0,19 0,19 0,19 0,25 0,25

Modulo de Elasticidad N/mm2 105,000 105,000 105,000 98,000 108,000 108,000

Wärmedehnungskoeffiz. x10-5°C-1 2,2 2,3 2,4 2,5 1,6 1,6

Conductividad térmica. W/m°C 0,009 0,009 0,009 0,009 0,006 0,006

Nota: máx.p = carga máxima específica, máx. v = máxima velocidad.



167

BIBLIOGRAFÍA

1.- Rodríguez Santana Eduardo, “APUNTES DE GEOLOGÍA DEL PETRÓLEO” División de Ingeniería en Ciencias de la tierra. Departamento de Geología del petróleo y Geohidrologia UNAM. 2.- PÁGINA WEB DEL INSTITUTO MEXICANO DEL PETRÓLEO. www.imp.mx. 3.- PÁGINA DE INTERNET www.uamerica.edu.co/perforación/1_indice.htm. 4.- UN SIGLO DE PERFORACIÓN EN MÉXICO. Unidad de perforación y mantenimiento de pozos. PEMEX. 0 5.- M. en C. Jorge Ramos Watanave, “CURSO DE DISEÑO MECÁNICO” IPN ESIME. SEPI AÑO 2002 6.- Joseph E. Shigley , “DISEÑO EN INGENIERA MECÁNICA”, sexta edición Ed. McGraw Hill 7.- Robert L. Norton, “DISEÑO DE MÁQUINA” Ed. Pearson. 8.- Virgil Moring Faires, “DISEÑO DE ELEMENTOS DE MÁQUINAS” Ed. Limusa. 9.- Robert C. Juvinal , “FUNDAMENTOS DE DISEÑO PARA LA INGENIERÍA MECÁNICA” Ed. Limusa. 10.- Robert L. Mott, “DISEÑO DE ELEMENTOS DE MÁQUINAS”, segunda edición. Ed. Prentice Hall. 11.- Stephen P. Timoshenko, “MECÁNICA DE MATERIALES”, cuarta edición Ed. Internacional Thomson Editores. 12.- Ximo Sancho, “ÁREA DE INGENIERA MECÁNICA, DEPARTAMENTO DE TECNOLOGÍA” Universitat Jaume.

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