PAPER ANALISIS DE ESFUERZOS - oilproduction.net en pin.pdf · La observación de los puntos de...
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Pagina 1 Análisis de esfuerzos sobre la conexión de Varillas de Bombeo Federico Camara Guillet - Technical Sales - Tenaris Rods [email protected] Rodrigo Ruiz Saavedra - Technical Sales - Tenaris Rods [email protected] Abstract Las varillas de bombeo con conexiones roscadas tipo API usadas tanto en el sistema bombeo mecánico como en el bombeo de cavidades progresivas han sido ampliamente estudiadas a lo largo del último siglo pasado. La necesidad de determinar el método de cálculo más efectivo para analizar el estado de cargas, llevó a ingenieros y calculistas a estudiar el comportamiento de la elástica de la sarta de varillas para poder predecir situaciones operativas reales de campo. Con el advenimiento de la informática, el trabajo manual de cálculo migró hacia sistemas más rápidos y precisos llegando a nuestros días a una interesante variedad de programas predictivos que permiten al ingeniero realizar simulaciones de funcionamiento con asombrosa agilidad y ahorro de tiempo. A pesar de los avances mencionados, los cálculos se concentraron en el estudio dinámico del cuerpo de la varilla y no así de la conexión. Esta situación no representó un problema importante hasta que la necesidad de alcanzar mayores caudales de producción, motivó a las petroleras a construir pozos más profundos y con mayores solicitaciones de carga. En este contexto, las fallas de conexión comenzaron a incrementarse evidenciando una debilidad en los métodos convencionales de análisis. Los avances de investigación de laboratorio permitieron conocer experimentalmente las tensiones en cualquier parte de la varilla gracias al uso de dispositivos tales como el strain gage. Adicionalmente, a lo largo de los años se fue compilando información importante de campo acerca de la observación objetiva de pines y cuplas luego del armado (make-up) y posterior funcionamiento en bombeo mecánico. El presente trabajo busca compilar el caudal de información extraída del campo con los resultados de laboratorio y el análisis teórico a fin de estudiar las tensiones actuantes en la conexión en bombeo mecánico. Los resultados obtenidos se trasladarán a pozos reales para entender los motivos de deformaciones por estiramiento en pines de varillas y en la superficie de contacto entre pin y cupla. Intentaremos por tanto definir criterios que ayuden a reducir daños por situaciones operativas. www.oilproduction.net
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Análisis de esfuerzos sobre la conexión de Varillas de Bombeo
Federico Camara Guillet - Technical Sales - Tenaris Rods [email protected] Ruiz Saavedra - Technical Sales - Tenaris Rods [email protected]
Abstract
Las varillas de bombeo con conexiones roscadas tipo API usadas tanto en el sistema bombeo mecánico como en el bombeo de cavidades progresivas han sido ampliamente estudiadas a lo largo del último siglo pasado. La necesidad de determinar el método de cálculo más efectivo para analizar el estado de cargas, llevó a ingenieros y calculistas a estudiar el comportamiento de la elástica de la sarta de varillas para poder predecir situaciones operativas reales de campo.
Con el advenimiento de la informática, el trabajo manual de cálculo migró hacia sistemas más rápidos y precisos llegando a nuestros días a una interesante variedad de programas predictivos que permiten al ingeniero realizar simulaciones de funcionamiento con asombrosa agilidad y ahorro de tiempo.
A pesar de los avances mencionados, los cálculos se concentraron en el estudio dinámico del cuerpo de la varilla y no así de la conexión. Esta situación no representó un problema importante hasta que la necesidad de alcanzar mayores caudales de producción, motivó a las petroleras a construir pozos más profundos y con mayores solicitaciones de carga. En este contexto, las fallas de conexión comenzaron a incrementarse evidenciando una debilidad en los métodos convencionales de análisis.
Los avances de investigación de laboratorio permitieron conocer experimentalmente las tensiones en cualquier parte de la varilla gracias al uso de dispositivos tales como el strain gage. Adicionalmente, a lo largo de los años se fue compilando información importante de campo acerca de la observación objetiva de pines y cuplas luego del armado (make-up) y posterior funcionamiento en bombeo mecánico.
El presente trabajo busca compilar el caudal de información extraída del campo con los resultados de laboratorio y el análisis teórico a fin de estudiar las tensiones actuantes en la conexión en bombeo mecánico. Los resultados obtenidos se trasladarán a pozos reales para entender los motivos de deformaciones por estiramiento en pines de varillas y en la superficie de contacto entre pin y cupla. Intentaremos por tanto definir criterios que ayuden a reducir daños por situaciones operativas.
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Desarrollo:
4.1 Ecuación para determinar la fuerza en el pin de la conexión.
Luego del armado de la Conexión, la cupla y el pin se comportan como un mismo cuerpo
siempre y cuando no se genere separación entre las caras de contacto.
La fuerza que “ve” el pin en la Conexión puede calcularse como:
FPin=CFext + Fpret
Donde
FPin = Fuerza resultante en el pin de la Conexión
C= Constante, define que porción de fuerza exterior se aplica en la Conexión.
Fext= Fuerza exterior
Fpret= Fuerza de pretensión en el Pin.
La constante C puede calcularse como la relación geométrica entre las áreas de contacto
del pin y la cupla , sin embargo, utilizaremos *valores probados en laboratorio mediante el
uso de strain gage.
Cuando se genera el despegue de las caras en contacto el pin toma toda la fuerza exterior
entonces:
Fpret = ( 1 - C) x Fext
4.2 Cálculo de tensiones en el pin
Determinaremos las tensiones en el pin a partir de un caso real.
• Datos del pozo:
• Sarta Tipo 86 (BM)
• TBG: 3 ½”
• Carrera en AIB y GPM: 120” @ 7.5 GPM
• Diámetro y profundidad de bomba: 2” @ 1950 mts
En el caso expuesto, el cuerpo de las varillas de bombeo se encuentran sometidas a
esfuerzos que exceden el límite del diagrama de Goodman.
El gráfico puede construirse con la siguiente función:
(Ver Anexo 5.8)
Donde:
Rod Rod Max Min Max Min RodType Diam in Load Load Stress Stress Load @ 0,9
(in) (lbs) (lbs) (psi) (psi) %1. API D 1 27036 9504 34423 12100 1122. API D 0,875 19332 4493 32150 7473 1113. API D 0,75 13435 1108 30411 2508 113
sadm FSbA
UTSS ××+= )( min
100)()(% ×
−−
=mínadm
mínmáx
SSSSGoodman
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Luego, se construye el diagrama para grados D y UHS:
Recordando la expresión:
FPin=CFext + Fpret, podemos expresarla en términos de tensión
σPin= CFext/Area pin + Fpret/area Pin=Cσext + σpret
Tabulamos los valores de la constante *C
*Valores obtenidos a partir del paper de Hermanson and Hermanson Engineering INC: Development of Circumferential Displacement
Values For API Sucker Rods 30/04/1998.
4.3 Armado de Conexión de varilla D con plantilla D.
De acuerdo a datos de pruebas de laboratorio con strain gage , tomamos el valor de
pretensión en el pin=
σpret= 32 ksi, entonces:
Luego, graficamos los valores conocidos del caso de estudio en el cuerpo de la varilla:
Diagrama de Goodman
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 20 40 60 80 100
Smin (Ksi)
Sm
ax (
Ksi
)
D AR
Diám C1" 0,504
7/8" 0,473/4" 0,482
Ptos. Smin (ksi) Smax (ksi)Cuerpo 1" 12,0 34,0
Cuerpo 7/8" 7,4 32,0Cuerpo 3/4" 2,5 30,0
Pretensión pin 32 ksiArea Pin 1" 1,182 "
Area Pin 7/8" 0,849 "Area Pin 3/4" 0,658 "
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Los puntos graficados (color rojo) muestran que los cuerpos de los tramos se encuentran
exigidos levemente sobre el máximo del límite establecido por Goodman.
Graficamos luego los valores en el pin (color verde):
A pesar que la tensión máxima aumenta, la tensión mínima aumenta también debido a la
pretensión y permite posicionar los puntos dentro del diagrama de Goodman.
Diagrama de Goodman
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 20 40 60 80 100
Smin (Ksi)
Sm
ax (
Ksi)
D AR Smin YS GD
Diagrama de Goodman
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 20 40 60 80 100
Smin (Ksi)
Sm
ax (
Ksi
)
D AR Smin YS GD
Puntos Smin (ksi) Smax (ksi)
Cuerpo 1" 12 34
Cuerpo 7/8" 7,4 32
Cuerpo 3/4" 2,4 30
Pin 1" 36 43,5
Pin 7/8" 34,5 42,7
Pin 3/4" 32,8 41,8
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4.4 Armado de Conexión de varilla D con plantilla T. Comparación de caso de
estudio de *laboratorio con cálculo teórico.
Consideramos las siguientes condiciones iniciales para una varilla de diámetro 1”:
• Fext máxima= 48000 lb
• Fext mínima= 25200 lb
• σpret= 32 Ksi
• Armado: Desplazamiento =13 mm
Las mediciones en laboratorio se realizaron con strain gage instalados en el aliviador de
tensiones del pin con cargas máximas y mínimas exteriores de acuerdo a los valores arriba
citados.
*Valores de laboratorio de acuerdo a reporte del CINI 2446/06: Efecto del Cruce de Armado sobre la Vida a Fatiga de Varillas Macizas 1”,
Grados UHS y D del 30/06/2006.
Puede observarse la proximidad de los valores en pin teóricos (calculados) y medidos de
laboratorio.
Ptos. Smin (ksi) Smax (ksi)Cuerpo 1" 32,1 61,1
Pin 1" Teor. 42,7 52,5Pin 1" Labo. 46,7 53,4
Diagrama de Goodman
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 20 40 60 80 100
Smin (Ksi)
Sm
ax (
Ksi
)
D AR Smin YS GD Tensiones cuerpo y Pin
Tensión pin calculada
Tensión pin Labo
Tensión cuerpo
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4.5 Armado de Conexión de varilla D con plantilla de alta resistencia.
Comparación de caso de estudio de laboratorio con cálculo teórico.
Se consideran las siguientes condiciones iniciales para una varilla de 1” D con cupla UHS:
Fext máxima= 36000 lb
Fext mínima= 18800 lb
σpret= 51 Ksi
Armado: Desplazamiento= 16mm
El goodman en cuerpo es 156% pero debido al efecto de la pretensión de la
plantilla de alta resistencia el pin incrementa en 50% las condiciones de
solicitación de esfuerzos tal como se muestra en el gráfico de abajo:
La observación de los puntos de tensión en pin nos indica cercanía a la línea de fluencia del
acero grado D. Esto sugiere que un desvío en el desplazamiento podría representar una
situación crítica de deformación permanente en el pin.
4.6 Efecto de las Tensiones transversales en el pin de la varilla
El análisis de esfuerzos, siempre se hizo con foco en la pretensión del pin en el sentido
longitudinal puesto que conforme se produce el desplazamiento, se genera un avance
proporcional al paso de la rosca y el aliviador de tensiones comienza a traccionar
generando una pretensión. No obstante hay que considerar el hecho que no todo el torque
Ptos. Smin (ksi) Smax (ksi)Cuerpo 1" 23,9 45,8
Pin 1" Teor. 59,0 66,3Pin 1" Labo. 57,0 64,0
Diagrama de Goodman
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 20 40 60 80 100
Smin (Ksi)
Sm
ax (
Ksi)
D AR Smin YS GD Tensiones cuerpo y Pin
Solicitaciones en Pin (medido y calculado)
Solicitaciones en cuerpo
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aplicado se traduce en tensión sobre un eje si no que una porción debida a la fuerza
tangencial a los filetes permanece actuando en sentido transversal.
El valor promedio de la tensión transversal en una varilla grado D con cupla T resulta:
Tensión transversal promedio= τ=3ksi
con
σpret= 32 Ksi , σx= 53,4 Ksi y σy= 0
Determinamos tensiones principales máximas y mínimas con las siguientes ecuaciones:
Resulta:
El valor máximo no varía respecto al determinado en 4.4 con lo que se concluye que el
efecto de las tensiones transversales puede considerarse despreciable.
4.7 Armado de Conexión de varilla D con plantilla Alta Resistencia y dispersión de
desplazamiento.
El correcto armado de la Conexión puede asegurarse conforme se respete el
desplazamiento de la plantilla de torque apropiada. Sin embargo, en el mejor de los casos,
la plantilla se utiliza para verificar el desplazamiento cada 10 (diez) conexiones. La
repetición de casos observados de estiramiento de pines, sugieren que en el proceso de
armado, los valores de torque aplicados cuentan con una dispersión las cuales combinadas
con las cargas de trabajo, generan en el pin solicitaciones que pueden alcanzar el valor de
fluencia del acero o en el peor de los casos, este valor se alcance en el momento de
armado.
Utilizaremos valores de desplazamiento y pretensión en pines testeados en laboratorio para
luego interpolar con mayores valores de desplazamiento. Luego calcularemos la tensión
resultante en los pines de grado D de acuerdo a las condiciones iniciales propuestas:
Condiciones Iniciales:
• Fext máxima= 45000 lb
• Fext mínima= 19000 lb
• Goodman= 123%
Luego tabulamos valores de desplazamiento y tensión resultante en pin y graficamos:
σmáx=1/2(σx+σy)+ [1/2(σx+σy)]2+τxy2
σmín=1/2(σx+σy)- [1/2(σx+σy)]2+τxy2
σmáx= 53,6 Ksiσmin= -0,2 Ksi
Desplaz. Pretensión Tensión Mín en Pin Tensión Máx en Pin
mm Ksi Ksi Ksi13 32 40 5114 38 46 5715 44 52 6316 51 59 7017 57 65 7618 63 71 8219 70 78 8920 76 84 9521 82 90 10122 89 97 10823 95 103 114
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Podemos observar que a partir del desplazamiento de plantilla igual a 22 mm comienza la
zona de riesgo de deformación de pines por alcanzarse el valor de fluencia del acero grado
D.
De este análisis podemos concluir que a partir de solicitaciones iguales o apenas
superiores al límite del cuerpo de las varillas grado D, si adicionamos una
pretensión correspondiente a plantillas de alta resistencia, se llega a un valor
cercano a la fluencia.
Si a lo anterior agregamos una dispersión mínima de +3 mm, el Pin comienza a
deformarse.
4.8 Armado de Conexión de varillas sin plantilla de desplazamiento.
No utilizar plantillas de torque significa no contar con un instrumento de control que
asegure la repetición del proceso.
Es posible que para un mismo valor de desplazamiento se puedan generar varios valores de
pretensión, pero la experiencia demuestra que la dispersión no es significativa a efectos del
armado de la Conexión, sin embargo, una variación mínima de desplazamiento puede
generar variaciones importantes de pretensión en pin, donde en solo 5 milímetros de
desvío en una Unión, podemos arriesgar la integridad de una sarta completa.
Diagrama de Goodman
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 20 40 60 80 100
Smin (Ksi)
Sm
ax (
Ksi
)
D AR Smin YS GD Tension Pin Teor.
Zona de riesgo de estiramiento de pines a partir de desplazamientode plantilla= 22 mm
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4.9 Relación entre Tensiones del Cuerpo y Tensiones del Pin. Caso de estudio en
pozo de 2000 mts de profundidad.
Con lo expuesto arriba, podemos construir gráficos, relacionando las tensiones actuantes
en cuerpo y en pin.
Tomamos un caso de estudio con las siguientes condiciones iniciales:
• Profundidad de Bomba: 2000 mts,
• Bomba : 1,75”,
Luego incrementamos el régimen a fin de generar la variación de cargas en el cuerpo
donde la calculamos las solicitaciones en Pin con diferentes desplazamientos de plantilla.
-Para desplazamiento Grado D y rango normales de trabajo, 100-120% de Goodman, el pin
trabaja más exigido pero lejos del valor de fluencia mínimo.
-Para desplazamiento de Grado Alta Resistencia y pretensión 57 Ksi, la tensión resultante
en Pin se acerca al valor de fluencia del acero, sin embargo, no se produce deformación.
-Con plantilla de Grado Alta Resistencia y un desvío de +3 mm la pretensión en Pin alcanza
el valor de 76 Ksi. El valor mínimo de fluencia en Pin se alcanza con una solicitación en
cuerpo del 104% de Goodman.
Desplazamiento Grado D - 14 mm
0
10
20
30
40
50
60
23,0
23,8
24,0
24,2
24,6
24,6
25,2
25,6
25,6
26,0
26,3
26,8
26,8
27,2
28,0
28,0
28,5
29,3
29,9
29,5
F. Máx Cuerpo - MLbs
Tens
ión
Máx
. - K
si
0%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
140%
160%
% G
oodm
an
Tensión en Pin
Tensión enCuerpo
Desplazamiento Grado AR - 17 mm
0
10
20
30
40
50
60
70
80
23,0
23,8
24,0
24,2
24,6
24,6
25,2
25,6
25,6
26,0
26,3
26,8
26,8
27,2
28,0
28,0
28,5
29,3
29,9
29,5
F. Máx Cuerpo - MLbs
Tens
ión
Máx
. - K
si
0%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
140%
160%
% G
oodm
an
Tensión en Pin
Tensión enCuerpo
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scpcscpc
scpc
FA
σ =
Podemos concluir que si por la dispersión del proceso, el desplazamiento se
excede en 3 mm, el Pin sufre deformación permanente.
4.10 Deformación de espejos por exceso de torque en el armado.
Las tensiones actuantes en el armado de la conexión dependen del desplazamiento de
plantilla efectuado sobre la misma. Como se menciono antes, el uso de plantillas
inadecuadas, sumado a la dispersión por desvíos operativos, genera un exceso de
pretensión que en algunos casos genera el estiramiento del pin.
Abordaremos ahora el caso de la deformación de los espejos, para ello, se analizarán los
esfuerzos actuantes en el área de contacto entre el pin y la cupla.
La fuerza aplicada sobre el aliviador de tensiones del Pin es igual a la que se aplica sobre la
superficie de contacto entre la cupla y dicho pin, entonces:
.pret AT pretA Fσ = y como la pret scpcF F=
A partir de esta suposición, se puede calcular la tensión actuante sobre el espejo del pin.
Referencias:
σpret = Pretensión sobre el aliviador de tensiones
Aat = Sección del aliviador de tensión
Fpret = Fuerza de pretensión
Fscpc = Fuerza aplicada en la sección de contacto pin-cupla
Ascpc = Sección de contacto pin-cupla
σscpc = Tensión sobre la sección de contacto pin-cupla
Debido a que la sección de contacto entre espejos es menor que la correspondiente al
aliviador de tensiones, la tensión resultante sobre dichos espejos será mayor, entonces,
durante el armado podrán alcanzar el valor de fluencia antes que el pin. Con este concepto
analizaremos bajo que situaciones se genera riesgo de deformación permanente. Para ello
tabulamos para cada diámetro las tensiones correspondientes a cada área de contacto:
Desplazamiento Grado AR - 20 mm
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
23,0
23,8
24,0
24,2
24,6
24,6
25,2
25,6
25,6
26,0
26,3
26,8
26,8
27,2
28,0
28,0
28,5
29,3
29,9
29,5
F. Máx Cuerpo - MLbs
Tens
ión
Máx
. - K
si
0%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
140%
160%
% G
oodm
an
Tensión en Pin
Tensión enCuerpo
Sección de Contacto Pin - Cupla
Pin Cupla
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Tensiones en la Conexión de 1"
0102030405060708090
100110120
13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23
Desplz [mm]
T [ksi]
T pretensión T contacto T fluencia
Aplicando el desplazamiento de plantilla cada grado de acero, la Tensión de
contacto en cada diámetro no alcanza el valor de fluencia (D 85 ksi, AR 115 ksi).
De la tabla anterior, se observa que la tensión de espejo en 7/8” es mayor que en los
demás diámetros. Esto se debe exclusivamente a la relación entre las áreas del pin y la
cupla. Esta observación coincide con las evidencias de campo, donde los pines de 7/8”
son los que con mayor frecuencia presentan deformación en los espejos por sobre
torque.
Luego repetimos el ejercicio variando la pretensión de armado para encontrar el punto
crítico (fluencia). Graficando, resulta:
Para varilla 1” grado D, utilizando los valores de laboratorio, podremos correlacionar las
tensiones con los desplazamientos de plantilla:
Area de Contacto Area de Pinpulg2 pulg2
0.961 1.1931"
La Tensión de contacto alcanza el valor de fluencia
Relacion entre σpretensión y σ contacto espejo
0102030405060708090
100110120
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90100
T pretensión
T co
ntac
to e
spej
o [k
si]
3/4"
7/8"
1"
T fluencia D Min
T fluencia D Max
T fluencia AR
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Como puede apreciarse, la superficie de contacto entre espejos alcanza el valor de fluencia
antes que el aliviador de tensión. La deformación se produce a partir de un desplazamiento
de 19 mm mientras que el pin lo hace a partir de 22 mm. Es importante resaltar que la
tensión sobre el espejo es un 24% mayor que la pretensión con la que se ajusta la
conexión.
Conclusiones:
• Durante la operación en bombeo mecánico, la varilla de bombeo soporta
solicitaciones diferentes en el cuerpo y en el pin de la Conexión.
• Las solicitaciones en la Conexión se ven incrementadas por el efecto de la
pretensión de make-up.
• La utilización de plantillas de alta resistencia en varillas grado D, generan como
consecuencia que el pin durante la operación trabaje fuera de la zona de seguridad
delimitada por el diagrama de Goodman. Esta situación reduce la vida útil de la
varilla.
• Además del punto citado anteriormente, el efecto de dispersión ya sea por llaves
mal calibradas, falta de limpieza en pines o alto nivel de solicitación, puede traer
aparejado el estiramiento de pines por llegarse al valor de fluencia con mayor
facilidad, puesto que el valor de partida es el de una pretensión más elevada.
• Para un mismo valor de presión de llave, se pueden generar diversos
desplazamientos dependiendo de la resistencia que ofrece la Conexión por motivos
diversos: limpieza inadecuada, restos de óxido, etc. La mínima variación de
desplazamiento genera una importante variación en el valor de pretensión en los
pines y el consecuente riesgo de sobretorque o desenrosque. Por lo tanto el uso de
la plantilla adecuada y el control periódico durante el armado de la Conexión
resulta INDISPENSABLE para la integridad de la sarta.
• Durante el armado de la conexión, la superficie de contacto entre espejos reciben
mayor solicitación que el pin, por lo que en un escenario de dispersión crítica, los
espejos alcanzan la fluencia antes que el pin. El diámetro 7/8” resulta más
desfavorecido por la relación de áreas de los espejos.
• Durante la operación, es posible que el pin se deforme y el espejo se mantenga
intacto. Esto ocurre por que el valor de presión de contacto permanece constante.
Desplazamiento Pretensión Tension Espejo Incr. Tension YS D minmm Ksi Ksi % ksi13 32 40 124% 8514 38 47 124% 8515 44 55 124% 8516 51 63 124% 8517 57 71 124% 8518 63 78 124% 8519 70 87 124% 8520 76 94 124% 8521 82 102 124% 8522 89 110 124% 8523 95 118 124% 85
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ConsideracionesPara todos los cálculos del % de Goodman se utilizó Factor de Servicio = 0,9.
AgradecimientosLos autores agradecen los valiosos aportes de:
− Marcos Anelo. SINOPEC ARG
− Sabrina Videgain. SINOPEC ARG
− Guillermo Fernandez. TENARIS
− Jose Luis Reyes. TENARIS
− Luis Oyarzun. TENARIS
− Matias Pereyra. TENARIS
− Jose Villasante. CINI
Referencias:
1. Hermanson and Hermanson Engineering INC. “Development of Circumferential
Displacement Values For API Sucker Rods” 30/04/1998.
2. J. Villasante y H. Ernst. “Efecto del Cruce de Armado sobre la Vida a Fatiga de
Varillas Macizas 1”, Grados UHS y D”. 30/06/2006. Reporte CINI 2446/06
3. J. Villasante, R. Charreau, M. Sanchez, P. Nuñez, G. Cubilla, H. Ernst, “Efecto del Cruce de Armado sobre la Vida a Fatiga de Varillas Macizas 7/8”, Grados UHS y D con Cuplas UHS y T”, CINI Report N° 2833/09.
4. J. Villasante, H. Ernst, R. Charreau, P. Amenta y A. Assanelli, “Ensayos de Fatiga y Torsión de Varillas Macizas Convencionales 7/8” grado UHS, con Diferentes Torques de Armado”, CINI Report N° 2227/04.
5. J. Villasante, R. Charreau, M. Sanchez, P. Nuñez, G. Cubilla y H. Ernst, “Efecto del Torque de Armado de la Conexión sobre la Vida a Fatiga de Varillas Macizas API 3/4”, Grados UHS y D con Cuplas UHS y T”. Reporte CINI 2912/09.
6. James M. Gere. “Timoshenko - Resistencia de los Materiales”. 5ta Edicion.
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Anexos:
*5.1 Tensiones longitudinales en Pin de varilla 1” D con cupla T
*5.2 Tensiones transversales en Pin de varilla 1” D con cupla T
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*5.3 Tensiones longitudinales en Cupla de varilla 1” D con cupla UHS
*5.4 Tensiones longitudinales en Pin de varilla 1” D con cupla UHS
*Gráficos de laboratorio de acuerdo a reporte del CINI 2446/06: Efecto del Cruce de Armado sobre la Vida a Fatiga de Varillas Macizas
1”, Grados UHS y D del 30/06/2006.
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5.5 Desplazamientos recomendados para armado de Conexiones.
5.6 Pines estirados detectados por control de calibre pasa-no pasa
Min Max Min Max Min Max Min Max7,1 8,7 5,6 6,7 10,4 11,9 9,2 9,9
(0,28) (0,34) (0,22) (0,26) (0,41) (0,47) (0,36) (0,39)8,7 9,5 7,1 9,1 11,5 13,0 11.2 12.3
(0,34) (0,37) (0,28) (0,36) (0,45) (0,51) (0,44) (0,48)11,1 12,7 9,5 11,1 14,7 17 14,3 15,9
(0,44) (0,50) (0,37) (0,44) (0,58) (0,67) (0,56) (0,63)
Varillas convencionales
3/4"
1"
7/8"
Recomendaciones para Make Up
Desplazamiento circunferencial
[mm (in)]
Grados PropietariosVarillas Nuevas
Varillas Usadas
Grados APIVarillas Nuevas
Varillas Usadas
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5.7 Pines con espejos deformados por exceso de torque.
5.8 Parámetros para graficar el diagrama de Goodman
5.9 Instalación de Strain Gage en probetas
D ARYS (Ksi) 85 115
UTS (Ksi) 115 140A 4 2,8
UTS/A 28,8 50,0b 0,5625 0,375
FS 0,9 1
sadm FSbA
UTSS ××+= )( min
100)()(% ×
−−=
mí nadm
m ínm áx
SSSSGoodman
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