The datasets

Todos los lubricantes evaluados desarrollaron similares patrones de comportamiento en fricción. Esto es consistente con un estudio desarrollado por Carper et al. [2], en el cual se demostró poca diferencia en el rendimiento a la fricción entre la grasa API modificada y otra libre de metales.

En la Fig. 6.9 se presentan los resultados del COF promedio en el ciclo de carga inicial, mostrando un valor promedio de ~0,15 para todas las grasas. De esta manera, resulta evidente que no es posible identificar una diferencia significativa entre los valores de COF obtenidos para cada grasa. Por lo tanto, se demuestra que el comportamiento al desgaste no fue influenciado por la capacidad de fricción del lubricante.

Aunque es frecuente asociar o confundir la fricción con el desgaste, se trata de dos fenómenos diferentes. Por ello, no resulta extraño el hecho de que las diferentes grasas desarrollen similares comportamientos ante la fricción, pero distintos ante el desgaste. Este resultado puede ser explicado mediante un análisis de las energías involucradas en el sistema. P. Blau [11] menciona que respecto de la totalidad de la energía aplicada, una parte de la misma es liberada como sonido, calor o formación de nuevas superficies (formación de partículas) y otra parte es almacenada por mecanismos tal como el movimiento de dislocaciones. Así dos materiales pueden exhibir el mismo coeficiente de fricción pero diferente velocidad de desgaste, debido a que cada sistema particiona la energía del proceso de diferente manera.

Fig. 6.9. COF promedio durante el 1er ciclo de carga en función del tipo de grasa utilizada.

Como se ilustra en la Fig. 6.10, durante el desarrollo del ciclo de carga, tanto la carga normal, como la fuerza de fricción aumentaron monotónicamente. Mientras que el coeficiente de fricción típicamente presenta variaciones (ver Fig. 6.11(a)). Inicialmente el COF aumenta hasta un máximo y luego disminuye hasta un valor constante a medida que crece la carga. Este comportamiento es típico del régimen de lubricación marginal. Aunque la evolución de fricción fue similar a la reportada por Carper et al. [10] utilizando como lubricante la grasa API modificada, los resultados de coeficiente de fricción obtenidos en el presente estudio fueron ligeramente superiores a los reportados por ellos. Sin embargo, los valores de COF estuvieron en concordancia con los publicados por Stewart et al. [12] para la gama de presión de contacto evaluada en las pruebas de la presente tesis, usando un equipo de ensayos de fricción con cilindros en cruz (en inglés, cross-cylinder friction test rig).

Además, como se ilustra en la Fig. 6.11, se observó una marcada disminución en el valor del COF al completarse las revoluciones del anillo a los 5,2 segundos y 10,4 segundos de comenzado el ciclo de carga. Esta condición es asociada con el fenómeno de asentamiento (en inglés, running-in), donde la fricción disminuye cuando se rasuran las asperezas superficiales.

Por otra parte, el efecto del rasurado también fue demostrado por la disminución del COF, desde el primer ciclo hacia el final de los ensayos. La mayor diferencia de

COF fue observada entre el primer y segundo ciclo, donde el COF se redujo en ~15 % (Fig. 6.11). Esta reducción es consistente con lo reportado por Stewart et al. [12], quienes informaron una reducción del COF de 20 % entre el primer y el segundo ciclo.

Fig. 6.10. Comportamiento típico de la carga normal y la fuerza de fricción con el tiempo

durante un ciclo de ensayo.

Fig. 6.11. Comparación del COF entre los primeros ciclos de carga de una prueba efectuada

Durante el ensayo, junto con el incremento de la carga, es de esperarse un aumento en el área, a través del cual las asperezas interactúan. De acuerdo con la ley de fricción de Amontons [13], se supone que el COF es constante en condiciones sin lubricación. Sin embargo, cuando el contacto es lubricado, el COF puede no permanecer constante. Como resultado, en la región donde el COF es estable, se observó una tendencia a fricción seca. Esto se debió a que el lubricante fue expulsado mientras la carga continuó aumentando. Por otra parte, en el caso de la grasa Bestolife 72733, cuando el lubricante fue desalojado, las partículas de plomo y zinc se compactaron entre las superficies deslizantes, evitando el contacto metal-metal. Como se discutió previamente, el mismo comportamiento fue confirmado por Carper et al. [10] en un estudio realizado para determinar el comportamiento del coeficiente de fricción en las conexiones OCTG.

Finalmente, en la Tabla 6.4 se presenta un resumen global de los resultados de coeficiente de fricción y desgaste obtenidos en el presente capítulo.

Tabla 6.4. Resumen de los resultados de este capítulo.

Tipo de grasa Principal componente

Volumen

desgastado (mm3) COF promedio Bestolife 72733 plomo, cobre, zinc

y grafito 0,310 ± 0,010 0,151 ± 0,01 Bestolife 2000 sin plomo,

conteniendo cobre 0,371 ± 0,010 0,153 ± 0,003 Multidope Yellow 0,361 ± 0,009 0,149 ± 0,006 Bestolife 2010 NM sin plomo, conteniendo únicamente sólidos no metálicos 0,360 ± 0,012 0,164 ± 0,009 6.3 CONCLUSIONES

A partir de los estudios efectuados al evaluar el comportamiento tribológico de diferentes grasas de aplicación petrolera, mediante el tribosistema acero contra acero lubricado, realizados a baja velocidad de deslizamiento y alta carga de contacto, es posible concluir:

Los resultados de este capítulo demuestran que el tribómetro bloque-sobre-anillo y el método de prueba desarrollado en el marco del presente trabajo de tesis, permite caracterizar el comportamiento en desgaste y fricción de diferentes compuestos para roscas.

Los resultados de desgaste, validados por análisis de ANOVA, mostraron que el lubricante que contiene plomo posee el mejor rendimiento al desgaste, lo cual coincide con la experiencia en campo y las pruebas a escala real. Esta grasa evidenció una reducción en el desgaste de aproximadamente 18 % con respecto a las otras.

Las grasas libres de plomo no evidenciaron diferencias en el nivel de desgaste entre ellas. En tal sentido, la presencia de hojuelas de cobre en la grasa Bestolife 2000, no demostró influenciar de manera significativa la resistencia al desgaste en comparación con los lubricantes libres de metales.

Todos los lubricantes desarrollaron un comportamiento a la fricción similar, con un valor promedio de COF de aproximadamente 0,15. Los resultados obtenidos permiten concluir que no existe una relación entre fricción y desgaste, por lo cual, resulta evidente que la fricción no depende del paquete de aditivos.

Las superficies afectadas por el proceso tribológico evidenciaron un efecto de rasurado, el cual fue observado a partir de la disminución del COF desde el ciclo inicial hacia el final. Se destaca que la mayor reducción se produjo entre el primer y el segundo ciclo.

6.4 REFERENCIAS

1. Prengaman, D. (1981). "Thread Compound-How Do They Work?" Pet. Eng. Int'/', Oct.

2. Carper, H. J., Ertas, A., & Cuvalci, O. (1994). Effect of contact geometry and other tribological variables on the friction coefficient in threaded connections. ASME J. of Mechanical Design, 61(4), 117-122.

3. Carper, H. J., Ertas, A., & Cuvalci, O. (1995). Rating thread compounds for galling resistance. Journal of tribology, 117(4), 639-645.

4. Ertas, A., Cuvalci, O., & Carper Jr, H. J. (1999). Determination of friction characteristics of J-55 OCTG connections lubricated with environmentally safe thread compound. Tribology transactions, 42(4), 881-887.

5. Cuvalci, O., Sofuoglu, H., & Ertas, A. (2003). Effect of surface coating and tin plating on friction characteristics of P-110 tubing for different thread compounds. Tribology international, 36(10), 757-764.

6. Leech, A. J., & Roberts, A. (2007). Development of dope-free premium connections for casing and tubing. SPE Drilling & Completion, 22(02), 106-111.

7. Rudnick, L. R. (2nd ed.). (2009). Lubricant additives: chemistry and applications. CRC Press.

8. API PRAC Project 88, 89, 91 - 51:1992, Investigation of Pipe, Thread Compounds. 9. Jacobs, N. L. (1993). Tubes and pipes used in oil and gas production industry. U.S.

Patent No. 5,180,509. Washington, DC: U.S. Patent and Trademark Office.

10. Carper, H. J., Ertas, A., Issa, J., & Cuvalci, O. (1992). Effect of some material, manufacturing, and operating variables on the friction coefficient in OCTG connections. Journal of tribology, 114(4), 698-705.

11. Blau, P. J. (2001). The significance and use of the friction coefficient. Tribology International, 34(9), 585-591.

12. Stewart, F., Le, H. R., Williams, J. A., Leech, A., Bezensek, B., & Roberts, A. (2012). Characterisation of friction and lubrication regimes in premium tubular connections. Tribology International, 53, 159-166.

13. Archard, J. F. (1980). Wear theory and mechanisms. ASME Wear Control Handbook, eds., Peterson MB and Winer WO. pp. 35-88.

Capítulo 7: COMPORTAMIENTO TRIBOLÓGICO DE