diseño de una cizalla hidraulica para corte de varilla de...
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DISEÑO DE Uft¡A CIZALLA HIDRAULICA PARA CORTE DE VARILLA DE
CONSTRUCCION
JOSE LUIS GOIIZALEZ BLANCO
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026?51
SANTIAGO DE CALI
CORPORACIOII UNIVERSITARIA AUTONOMA DE OCCIDEÍTITE
DIVISION DE INGENIERIAS
PROGRAIIA DE IITIGENIERIA iIECA!¡ICA
_1.q97
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-
DISEÑO DE UNA CIZALLA HIDRAULICA PARA CORTE DE VARILLA DE
CONSTRUCCION
JOSE LUIS GONZALEZ BLANCO
Trabajo presentado como requisito para optar a1 tÍtulo deIngeniero Mecánico.
DIRECTORDANILO AMPUDIA
Ingeniero Mecánico
SANTIAGO DE CALI
CORPORACION UNIVERSITARIA AUTONOMA DE OCCIDENTE
DIVISION DE INGENIERIAS
PROGRAMA DE INGENIERIA MECANICA
1 .997
-
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Nota de aceptación
Aprobado por el comité de grado encumpl i mi ento de I os requi si tosexi gi dos por I a Corporaci ón
I título
Di rector
Jurado
Jurado
Cal i , Septi embre de 1 .997
II
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AGRADECIilI E]ITOS
Los autores expresan sus agradecimientos a todas aquellaspersonas que de una u otra forma colaboraron con culminación
del proyecto de grado, ۖ especial al director del proyecto
Ing. Danilo Ampudia.
iii
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TABLA DE COTTITET{IDO
INTRODUCCION
1. MARCO TEORICO
2. CONSIDERACIONES INICIALES
3. CALCULO DEL SISTEMA HIDRAULICO
3.1. CALCULO DEL DIAMETRO DEL CILINDRO
3.2, CALCULO DEL CAUDAL MANEJADO POR LA BOMBA
3.3. CALCULO DE LA POTENCIA HIDRAULICA
3.4. CALCULO DEL TIEMPO DE AVANCE
3.5. CALCULO DEL DIAMETRO DEL VASTAGO
3.6. SELECCION DE MATERIAL DE VASTAGO Y CILINDRO
3.6. 1 . Materi a'l del vástago
3.6.2. Material del cilindro
3.7. VERIFICACION DEL VASTAGO POR PANDEO
3.8. CALCULO DEL ESPESOR DE LA PARED DEL CILINDRO Y
TAPA DEL FONDO
3 .8. 1 Cál culo del espesor de 1a pared del ci 1 i ndro
3.8.2 Cál cul o de I a tapa del fondo del ci I i ndro.
3.9. DIMENSIONAMIENTO DE PARTES INTERNAS DEL CILINDRO
Pági na
1
3
1
11
11
15
17
17
18
20
20
20
20
22
22
24
25
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3.10. SELECCION DE LA BOMBA
3.11. CALCULO DE LA POTENCIA DEL MOTOR Y
SELECCIONAMIENTO DEL MISMO
3.12. SELECCION DE ACCESORIOS
3. 12 . 1 . Sel ecci ón de vá]vu'las
3.12.1 ,1 . Selección de válvula di reccional .
3.12.1.2. Selección de 1a válvula de seguridad'
3.12. 1 . 3. Vá] vul a de contrabal anza.
3.12.2. Selección de mangueras
3.12.3. Selección de filtros
3.12. 3. 1 , Fi I tro I í nea de aspi raci ón.
3.12.3.2. Filtrb linea de retorno.
3.12,4, Selección de la tubería de aspiración
3. 12,5. Sel ecci ón de 'la tuberÍ a de sumi ni stro
3.12.6. Selección de manómetros.
3.12,7, Cálculo del depósito
4, CALCULO DE LAS COLUMNAS
5 DISEÑO DE LAS CUCHILLAS
5.1. LONGITUD DE LAS CUCHILLAS
5.2. SELECCION DEL MATERIAL DE LAS CUCHILLAS
5.3. ESPESOR DE LAS CUCHILLAS
5.4. CALCULO DEL PORTACUCHILLAS SUPERIOR
5.5, DISEÑO DEL PORTACUCHILLA INFERIOR
6 DISEÑO DE TORNILLOS
6.1. TORNILLOS DE UNION DE PORTACUCHILLA CON LA
26
27
28
28
28
29
29
30
30
30
31
31
31
32
32
35
43
43
44
46
48
55
64
CUCHI LLA
VI
64
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6.2. DISEÑO DE TORNILLOS DE UNION DEL
7 CALCULO DE SOLDADURA
7.1. SOLDADURA DE PORTICO
7.2. SOLDADURA DE UNION CILINDRO-VIGA
8 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
BIBLIOGAFIA
CILINDRO CON VIG 67
72
72
75
80
81
vl l
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LISTA DE FIGURAS
Esquema de 1a máquina a ca'lcular
Esquema dimensiones internas del cilindro.
Máquina mostrando las columnas a calcular
Diagrama para el cálculo de la viga de
soporte.
Cuchi 1 1 a
Carga sobre el portacuchi I 1 a superi or
Dimensiones del portacuchi lla
Esquema y cargas sobre portacuchilla
i nferi or.
Medi das del portacuchi 1 'la.
Forma de la soldaduraT6
Unión ci 1 i ndro vi ga
Pági na.
Fi gura 1 .
Figura 2.
Fi gura 3.
Fi gura 4.
Fi gura 5.
Fi gura 6.
Fi gura 7 .
Fi gura 8.
Fi gura
Fi gura
Fi gura
6
25
36
37
48
50
54
56
599.
10
11 77
vl l I
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LISTA DE ANEXOS
ANEXO A. Fuerza de corte, resistencia al corte y a la
traccion de diversos materiales.
ANEXO B. Norma icontec 2289. Metalúrgia y rol'los corrugados
si smoresi stentes de acero de baj a al eaci on para hormi gon
reforzado.
ANEXO C. Tipos de montajes de los cilindros y soportes de
vástagos.
ANEXO D. Di agrama para determi nar 'las di mensi ones del
vastago.
ANEXO E. Material del eilindro y vástago.
ANEXO F. Montajes clásicos de vastagos y cilindro.
ANEXO G. Ficha técnica de 1a bomba seleccionada.
ANEXO H. Eficiencias total y volumetrica de bomba de
pa1 etas.
ANEXO I. Ficha técnica del motor seleccionado.
ANEXO J . Sel ecci ón vál vu]a di recci onal .
ANEXO K. Selección válvula seguridad.
ANEXO L. Se]ecci ón de val vu]a contrabal anza.
ANEXO M. Se1ecci ón de mangueras.
ix Unir¡rsiiJe.J f ulónonr¡ Ce Ceeir{n¡tcf;tccti.;\ Er3il0Tt,;c
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ANEXO N. Tabl a para I a sel ecci on del materi al de 'la
manguera.
ANEXO O. Fi cha técni ca de] f i 'ltro de aspi raci ón 'ANEXO P. Fi cha técni ca del f i ]tro de retorno.
ANEXO Q. Selección tubería de aspiración.
ANEXO R. Ficha técnica del manómetro.
ANEXO S. Tabla para seleccion de materiales.
ANEXO T. Propiedades de perfiles I.
ANEXO U. Coeficiente de rozamiento.
ANEXO V. Especificaciones Sae Para Pernos'
ANEXO W. Características de las roscas méteicas dimensiones
en mi I ímetros.
ANEXO X. Propieades a la flexión de juntas soldadas.
ANEXO Y. Propiedades mínimas de metal de soldadura'
ANEXO Z. Caracteristicas de roscas unificadas.
ANEXO 21. Planos.
ANEXO 22. Ficha Técnica del Acero Rus-3
ANEXO 23. Diagrama del circuíto hidráulico.
x
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RESUMEiI
El proyecto de grado que consi ste en el di seño de una máqui na
ci za'l I adora para cortar vari I I as hasta 1 pul g. de di ámetro se
realizó teniendo en cuenta varios aspectos importantes sobre
las normas con que se debe diseñar este tipo de máquinas'
En primera instancia se escogió la teoría de corte apropiada
para e'l caso, cal cul ando asi I a f uerza de corte necesari a
para rea'li zar el trabajo, se procede a calcular e'l si stema
hi drául i co si gui endo con el di seño de 'las cuchi'l l as y después
se realiza el cálculo de los elementos estructurales de la
máqui na.
A'l f i nal queda di señada I a máqui na y se dan al gunas
conclusiones en donde queda consignado algunos cambios que se
realizaron para la elaboración de los planos para una fácil
construcción de la máquina,
XI
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ritTRoDuccroi¡
E'l objeto de este proyecto es diseñar una cizal'la para cortar
varilla que se utilizará para 1a construcción. Se pretende
medi ante este si stema que el estudi ante enti enda el
funcionamiento de una máquina oleohidráulica y conozca los
parámetros a variar y en que proporción para el diseño de un
si stema ol eohi dráu'l i co, además que este en capaci dad de
modi f i car el corte o ci zal'lami ento para otro ti po de
perfi 1 es.
Se diseña un sistema oleohidráulico para cortar varillas de
acero para construcci ón de determi nados cal i bres, Yd sea
lisos o corrugados, ]os calibres que se trabajan están en un
rango de 1/8 pulgada a 1 pulgada de diámetro.
E] sistema mecánico consta de dos partes, gue se componen
primero de un sistema de cuchillas (una fija y una móvi1)
donde se ci za] 'la un número determi nado de vari I I as, el di seño
se i ni ci a con el corte de un número de ci nco vari I 1 as de
calibre de una (1") pu]gada que es el perfiI máximo a
ci zal I ar.
-
2
La segunda parte consta del sistema hidráulico, que se diseña
con todos 1os componentes con base a los cálculos de potencia
necesari os para lograr el ci zal I ami ento del número
determi nado de vari I I as a cortar.
Este ti po de ci za] I a se uti I i za en I as medi anas empresasr
como 'las siderúrgicas y laminadoras, que son 'las que producen
I a vari .l I a para 'la construcci ón,
Para la realización del proyecto se recopila y estudia toda'la i nf ormaci ón di sponi bl e, ref erente al materi al a ci zal I ar,
resi stenci a de materi al es y acci onami entos hi dráu'l i cos.
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ilARCO TEORICO
Exi sten a'l gunos métodos para real i zar el corte del metal en
vari I I a de construcci ón y está supedi tado al tamaño y
geometrí a. Otro f actor especí f i co de I a el ecci ón de1 método
de corte es el acabado y la calidad dimensiona'l que se espera
tengan 1 as vari I I as cortadas.
Cuando se corta un metal suceden al gunas vari aci ones fí si cas
en é'l , que es conveniente observar. Se coloca para este
efecto un tramo de vari'lla sobre la mesa en la cuchilla
inferior de una cizalla tipo tijera y se observa lo que
sucede, cuando 1a máquina comienza a actuar bajo la acción
conti nua de una f uerza proveni ente del gato hi dráu'l i co.
La varilla que inicialmente se encontraba únicamente guiada
sobre la mesa, s€ verá sujeta a ésta por la acción de un
pi sador, a una di stanci a conveni ente del f i 1o de 'las
cuchi'l I as, con el f i n de control ar el momento f 'lector que
actúa sobre la varilla originado por el corte migmo, ?ll
presionar sobre la cuchilla superior, esta se acerca a la
varilla, se pone en contacto con ella y comienza a deformarla
1.
-
dentro de'l rango elásti co del materi al . Cuando 1a presi ón
sobrepasa el 'lími te el ásti co, comi enza 'la deformaci ón
p1ásti ca en I a vari 1 'la que permi te que penetren en ell a I as
herramientas de corte. Entre las cuchillas deberá existir
una separación que se denomina holgura ó tolerancia.
Si esta tolerancia es demasiado grande, S€ incrementará la
magnitud de la fuerza necesaria para rea'lizar e'l corte' pues
antes del ci zal 'lami ento habrí a un dobl es y I uego un
desprendi mi ento f orzoso de 'la I ámi na.
En toda cizal'la debe poder sujetarse con exactitud e'l huelgo
entre fi I os y I as superfi ci es de I as cuchi 1 I as.
Existe, hablando de una manera estricta, Solamente un único
valor óptimo de ésta tolerancia, que maximiza 1a facilidad
del corte, y depende fundamentalmente de] espesor y
propi edades fí si cas del metal que se está cortando,
principalmente de su ducti I idad; también es importante el
filo de las cuchil'las¡ ya que se obtendrán mejores resultados
entre más filo posean,
Como se ve son dos factores 1 os que determi nan
fundamentalmente el proceso de corte de 1a varilla: el filo
de las cuchi'llas y la to'lerancia ó huelgo.
-
De esta observaci ón se ve
5
que 1a máquina deberá permitir
fácilmente el control de éstos dos factores. Por esto la
cuchilla superior de la cizalla está provista de tornillos
que la ajustan de una manera firme a'l portacuchillas y de
torni I'l os que medi ante su aj uste permi te vari ar I a posi ci ón
relativa entre las cuchillas.
E] afilado de las cuchillas se hace desmontándolas, aflojando
I os torni 'l 'los de aj uste y recti f i cándol as con ayuda de un
uti laje que garantice continuidad del afi lado.
El corte que se real i zará será sobre vari I 1 as de un espesor
no mayor de 25,4 mm (1 pulg), de acero suave y cinco cada vez
que se corte, vari'l 'la de Acero AISI 1030 con
Sy = 56 - 69 KPsi.
fuerza de accionamiento de la máquina se obtiene mediante
acción directa de un gato hidráulico
La máqui na que se desea di señar por medi o de este proyecto se
muestra en la Figura 1.
La
la
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6
Figura 1. Esquema de 1a máquina a calcular
En el Anexo Z1 se puede observar las vistas de 1a máquina
diseñada y calculada.
-
2. CALCULO DE FUERZA DE CORTE
Se debe realizar el corte de las varillas, éñ total deben
ciza]larse 5 vari llas.
Se realiza e'l cá1culo de la fuerza de corte necesaria para
ci zal'lar 1 vari 1l a:
Fc = rB * A (Ver Anexo A) (1)
Donde:
Fc = Fuerza de corte, Kg
rB = Resi stenci a al corte de] materi al de 'l a vari I 1a,
Kg/mmz
A = Area de la sección resistente de] elemento, mm2
Las varillas a cizallar tienen un diámetro de 25,4 mm (1 pg),
por 1o que el área de la sección transversal es:
El área resi stente a 'la cortadura de I a vari I I a:
Í*d2A = ---É--!! (Tomado de Jorge Caicedo, pá9. 54, Tomo I)
4
-
8
Ir {c (25,4 mm)aA = ------ = 50617 mmz
4
[ = 506,7 mmz
El material de la varilla es Acero AISI 1030:
Propiedades del Acero AISI 1030: (Ver Anexo B, Tabla 5)
Resistencia a la tensión mÍnima = 56 Kg/mpz
Punto de f'luencia mínimo = 42 Kg/mma
Punto de f 'luenci a máxi mo = 55 Kg/mmz
La resi stenci a al corte de] materi al es:
rB = 0,5 * Sy (Tomado Libro Jorge Caicedo, p. 54) (2)
rB = 0,5 * 55 = 27,5 Kg/mma
Tambi én se puede hal 1 ar I a resi stenci a al corte observando elAnexo A, para e'l acero 1030, cuyo contenido de carbono = 30%
= 0,3 I a resi stenci a al corte rB es:
rB = ( 350 470) N,/mma
1 Kg = 9'8 N
rB = (36 - 48) N/mme
Por lo tanto se escoge la resistencia al corte entre elhal'lado por la ecuación (2) o por el Anexo A.
-
I
rB = 27,5 Kg/mmz
ó
rB = (36 48) Kg/mnz
Se selecciona e'l valor de te = 36 Kg/mmz comprendido en el
rango de la tab'la y cercano al valor dado por la ecuación
(2) .
Ahora la fuerza de corte para 1 (una) varilla es:
Fct=TB*Ar
Fc' = 36 (Kg/mme) {c 506,7 mmz = 18241 ,2 Kg
Fc' = 18241 ,2 Kg
Ahora 'la f uerza de corte necesari a para ci zal'lar 'las 5
varillas es:
Fc = Fc' * 5
Fc = 1824,2 Kg * 5 = 91206 Kg
Fc = 91206 Kg
Se escoge de la Tabla 1, F.s. = 1,25 para carga con choques
livianos y tipo de trabajo liviano o ligero; el rango de
val ores es ( 1 ,0 1 ,25) :
Univcrrid¡rl Aot0nom¡ ile Occídlnt¡sEcctoil BrELIü]tüA
F.s. = 1r1
-
10
TABLA 1. Valores del factor de servicio
Tipo carga Factor servicio Tipo de trabajo---Si n
choques y con 1,0 a 1,25 Liviano o ligerochoques 'l i vi anos
Son choques medi anos 1 ,25 a 1 ,50 Medi ano o moderadoo moderados
Con choques fuertes 1 ,50 a 2,0 Pesado
FUENTE: CAICEDO, Jorge. Diseño de Elementos deMáqui nas. Uni versi dad de] Val 1e. Tomo I , p. 1 18
Fc = 91206 * 1,1 = 100326,6 Kg, se toma:
Fc = 100000 Kg = 100 ton.
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3. CALCULO DEL SISTEI'A HIDRAULICO1
3.1. CALCULO DEL DIAI'ETRO DEL CILINDRO
Faxi alPc=
Ac
Donde:
Pc = Presión en el interior del cilindro, Kg/mmz
Faxiar = Fuerza axial sobre el vástago = Fuerza de corte
= Fc, Kg
Ac = Area de 1a sección transversal interna del
cilindro, frfi2
n * (dct )zAc = ----¡-
4
Donde:
dci = Diámetro interno del cilindro, fifi
1A menos de que se indique 1o contrario, todas lasfórmulas y supuestos presentados en este capítu'lo sontomados del libro del Ing. Danilo Ampudia.
(3)
(4)
-
12
f4*Fc-.1dci=Jl-------lL¡*PcJ
(5)
Suponiendo un 10% en pérdidas, ya que el grupo motor-bomba
quedará cercana al sistema.
Pc = Puomba 0rlPuomba (6)
Donde:
Pbomba = Presión de trabajo de la bomba
Seleccionamos una bomba de Paletas en la cual se permite
asumir una presión máxima de 1,75 Rg/mmz (2500 Psi) para
manejo de aceite. según catáIogo Vickers pá9. b-32,
Pc = 0,9*1,75 Psi
Pc = 1 ,60 Kg/mnz (z 2300 Psi )
Fc = 100000 Kg
Reempl azando val ores en 'la ecuaci ón (5) , se ti ene:
f 4 *100000Kg ldci=J l------ IL ¡ * 1,60 Kg/mmz r
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13
dcr = 282,1 mm (= 11 pg.)
Es un diámetro de ci I indro muy grande, sólo se fabrican
cilindros hasta 8 Pg., por lo tanto se colocan dos cilindros
y cada uno se reparte la f uerza de corte:
Fc = 100000/2 = 50000 Kg para cada cilindro (110250 lb)
Ahora reemplazando en la ecuación (5), se tiene:
¡ 4 *50000K9dci = l l------ --;-]L ¡ * 1,60 Kg/mmz
dci = 199,5 mm = 7,85 pg.
De la Tabla 2, se selecciona un diámetro para cada cilindro
normal i zado de I pg.
Por 'lo tanto se necesitan dos cilindros de diámetro
normalizado = I Fg = 200 mm
dct = 200 mm
-
14
TABLA 2. Proporciones típicas de los cilindros de
di mensi ones norma] i zadas.
Diám. interior Area pistón Diámetro vástago Area anular
pulg. mm pulg2 cmz pulg mm Fulga cmz
t
1L
2
3
4
5
6
7
I
25
38
50
75
100
r25
r50
175
200
0, 79
1 ,77
3, 14
7 ,07
12,57
19,64
28,27
38,48
50,27
5
11
20
45
80
125
185
250
325
1/2
3/4
1
1¡
2
2L
3
3¡
4
12,5
19
25
38
50
64
75
90
100
0,59 41,33 8,5
2,36 15
5,30 35
9,42 60
14,73 95
21 ,21 135
28,76 185
37 ,70 243
FUENTE:
La fuerza de corte de cada
ecuación (3), queda:
Fc = Pci * Aci
AMPUDIA, Dani 1o. Accionamientos Hidrául icos.Universidad del Valle: Departamento deMecánica de Fluidos y ciencias técnicas.Tomo 2. F, 217.
cilindro, despejando de la
De la Tabld 2, Act = 325 cmz = 32500 mmz
-
15
Fc = (1,6 Kglnnz) x 32500 mmz
Fc = 52000 Kg (114660 lb)
La fuerza de corte total ejercida por 'los dos cilindros
ES:
Fc=52000*2=104000K9Fc = 104000 Ks (229320 ]b)
3.2. CALCULO DEL CAUDAL MAiIEJADO POR LA BOIIBA
0 = Vmáx * Ac¡ (7)
Donde:
Q = Caudal requerido en el cilindro en (m3ls)
Vmáx = velocidad de avance del vástago (m/seg)
Ac = Area de 1a sección transversal de1 cilindro (ma)
Las veloCidades medias de corte Se encuentran en un rango de
(0,04 a 0,06 n/s)2.
Se se]ecciona una ve]ocidad de corte de 0,035 m/s
2FAIRES, Virgil. M. Diseño de Elementos de máquinas.Concepto teórico. 4a ed. New York, Macmillan. 1.969p. 247 .
-
16
Vmáx = 0,035 m/s
Acr = 325 cma = 0,0325 ma
Ahora reemplazando valores en la ecuación (7) se tiene:
0 = (0,035 n/s) * (0,0325 mz)
O = 1,1375x10-s ms /s
Ahora se necesi ta converti r e] val or del caudal a G. P. M.
(Galones por minuto) para poder seleccionar la bomba en el
Catá1 ogo.
Conversión de ms/s a G.p.M:
1 m3 = 264,2 Gal
1 seg = 0,0167 min.
m3 /s = 264,2/O,0167 = 15852 G. P.M
=> 1 mgls = 15852 G.P.M.
15852 G.P.M.Q = 1,1375x10-g fr1tls 'r n3ls
O = 18 G.P.M.
Como son dos ci'l indros, se necesita un Caudal de:
-
17
0 = 18 * 2 = 36 G.P.M
Se se'lecciona un caudal de la bomba de:
O = 36 G.P.M.
3.3. CALCULO DE LA POTENCIA HIDRAULICA
O (G.P.M) * Pc (Psi)NHc= =HP (8)
1714
36 G.P.M. * 2300 PsiNHc = ----- = 48,3 HP
171 4
NHc = 48,3 HP
3.4. CALCULO DEL TIETTIPO DE AVAfIICE
Aci {' Cvta=
o
Donde:
ta = tiempo de avance de] vástago del cilindro, s
Aci = Area transversal del cilindro, filrll2
Cv = Carrera de] vástago del cilindro, lnfi
Q = Caudal en el ci 1i ndro, ¡n3 /S * 10003 [mms /s]
(e)
-
18
La carrea del vástago deberá ser:
Cv = 1 pg. del diámetro del alambre + 15 pg. de holgura para
realizar mantenimiento a 1a máquina y posible desmontaje de
cuchi I'la y gui as.
Cv=1+15=16p9.=406mm
Cv = 406 mm
O = 1,1375x10-s m3ls {c 10003 = 1137500 mm3/s
Act = 32500 mma
Reemplazando en 'la ecuación (9), el tiempo de avance es:
32500 nñ2 * 406 nmta=
1 137500 mn3,/s
ta = 11,6 s
3.5. CALCULO DEL DIATETRO DEL VASTAGO
Del Anexo C, Montaje del ci'l indro: Brida fronta'l , y conexión
extremo vástago: pivoteado y guiado, Caso 6: el factor de
esfuerzo es:
F. S, = O,7
Este factor se multiplica por 1a carrera del vástago Cv parahallar la longitud básica del vástago (Lb).
-
19
Lb=Cv*F.S.
Donde:
Cv = 406 mm
Lb = 406 mm
Lb = 812 mm
*2=812mm.
(32 Ps.)
Con la longitud básica en pulg.
vástago se hal 'l a el di ámetro
mostrado en el Anexo D.
y 'la fuerza ejercida sobre e'l
del vástago en el nomograma
Fuerza axia'l = 52000 Kg (114660 lb)
Lb = 812 mm (32 pg.)
Diámetro vástago según nomograma = 3,5 pg
El valor de] diámetro del vástago dado es normalizado' pero
el recomendado por la Tabla 2 para un cilindro de I pg de
diámetro es de 4 pg. Además siguiendo con la recomendación
de;l Ing. Dani'lo Ampudi a en su 1 i bro Acci onami entos
hi drául i cos pág. 214, en que I os vástagos se norma'l i zan a I a
mi tad, aproxi madamente de] di ámetro i nteri or del ci I i ndro,
con I o cua'l I a rel aci ón de áreas de presi ón es de 4:3, AsÍ
los efectos de contrapresión son despreciables para trabajos
corri entes.
vástago = 100 mm. (4 pg. ) (VerSe selecciona diámetro del
Ur¡i rr rsi,J o J n o t ¡non,, -
¿.Iüiil,t**JsEuitoN BtELr0Ti,cA I
-
20
Tabl a 2) ,
3.6. SELECCION DE MATERIAL DE VASTAGO Y CILIiIDRO
3.6.1. Material del vástago. Ver Anexo E. Aceros
resistentes a la corrosión: Ver Anexo E.
DIN x40 cr13,
número 1 .4034
Elementos con elevada resistencia al desgaste.
- Límite de elasticidad, 45 Kp,/mmz = Sy
- Resistencia a 'la tracción: Su = 65-80 Kp/mmz
3.6.2. Material del cilindro. Ver Anexo E.
Acero DIN St 35-4
número 1.0309 (tubos sin so]dadura)
Propi edades:
Límite de elasticidad Sy = 23 Kgf/mnz
Resistencia a la tracción Su = 35-45 Kgf/mma
3.7. VERIFICACION DEL VASTAGO POR PANDEO
Primero se calcula la esbeltez:
e = Le/r (10)
-
21
Donde:
e = esbeltez
Le = Longitud equivalente
r = radio de giro
Inicialmente se toma L = 2*Cv
L = 2*406 = 812 mm
Se calcula 'la longitud efectiva del pandeo 1t-e) por medio del
Anexo F, tomando el caso 3: Carga guiada lateralmente,
ci 'l i ndro f i j ado en su extremo superi or .
Le = 0,707*L
L=812mm
Le = 0,707*812 = 574 mm (22,6 pg)
Ahora el momento de i nerci a de una secci ón ci rcul ar maci za
ES:
n * (dv¡al=
64
n {c (dv)zft=
Donde: dv = diámetro del vástago
-
22
El radio de giro es:
r * (dv)¿2
r64r = J (---) = J (-----------------)
n*(dvle
r = dv/A (11)
Por 1o tanto combi nando la ecuación (10) y la (1 1 ) y
rempl azando 'los val ores conoci dos, se obti ene 'la esbel tez:
Le 574 mm
r 100 nm/ 4
e = 22,96 = 23
Con este valor de esbeltez no habrá problemas de pandeo ya
que se utiliza la fórmula de Euler para un rango mayor de 12O
de esbeltes y la fórmula de Jhonson para grados de esbeltez
entre 40 y 12O, como el va'lor de esbe'ltez da menor que este
rango no hay problema de pandeo.
3.8. CALCULO DEL ESPESOR DE LA PARED DEL CILII'IDRO Y TAPA
DEL FOÍ{DO
A
3.8.1 Cálculo del espesor de la pared del cilindro. Espesor:
-
23
(12)
t = espesor de pared (mm)
Dc¡ = diámetro interior del cilindro (mm)
Sy = 1 í mi te de e'lasti ci dad del materi a'l ( Kplmma )
l( = factor de seguridad
P = presión del ci'l indro (Pc) atm.
Dc¡ = 200 mm (Ver Tabla 1, para cilindro de 8 pg.)
Sy = 23 Kplm¡a
K = entre 2-4 , S€ escoge K - 4
P = 2300 Psi / 14 ,7 = 1 56, 46 atm.
Ahora reemplazando va'lores en la ecuación (12), se
obti ene:
200 mmt = ------
__::::Í'-!_:'___ _ 21,11 * 156,46
-
24
t = 43,3 mm
Se toma:
t x 45 mm (= 1 3/4 Pg.)
3.8.2 Gálculo de la tapa del fondo del cilindro-
tf = 0,405 Dc * J(P/O,lSu)
Donde:
tf = espesor tapa de] fondo, lllñ
Dc = di ámetro del ci I i ndro = 200 mm
P = Presión de trabajo = 2300 Psi = 156,4626 atm
Su = resistencia ultima del material del cilindro
= 40 Kp/mmz
Reemplazando valores en 1a ecuación (13) se tiene:
tf = 0,405 'F 200 mm * ^/t156,4626 atm/(0,1*40*10zKp/mma)l
tf = 50,66 mm
( 13)
Se toma:
-
25
tf = ES mm (= 2 1/8 pg.)
3.9. DIMENSIONAIIIENTO DE PARTES INTERNAS DEL CILINDRO
Fi gura 2 . Esquema di mensi ones i nternas del ci 'l i ndro.
FUENTE: AMPUDIA, Dani 1 o. Acci onami entos Hi drául i cos.Fig. VI-8A p. 224.
Espesor de] émbo'to ó pj stón: Lfr = (0,4 - 0'6¡*9.
De este rango se selecciona: Lft = 0,6*D
Espesor del apoyo de] vástago: Lfz - (0,8 1,2¡*6.
Se este rango se sel ecci ona: Lfz = 1 , 1 'ft d
Donde:
D = diámetro del émbolo
-
26
d = di ámetro del vástago
Lfr = 0,6 * 200 mm = 120 mm
Lfz = 1,1 * 100 mm = 110 mm
Lfm¡n = 12O mm + 110 mm
Lfmín = 230 mm
3.10, SELECCION DE LA BOMBA
Datos de se'lecci onami ento:
0 = 36 G.P.M.
Ps = 2500 Psi
De acuerdo al catál ogo de 'la Vi ckers se sel ecci ona una bomba
doble de paletas cuya ficha técnica se muestra en el Anexo Gy tiene la siguiente referencia:
Model Code:
F3-2520 V 17 All-1CC 10 L-180
Esta bomba de paletas con la especificación dada da un caudalpor cada bomba de 17 GPM, dando en total 34 GPM y unapresión máxima de 2500 Psi para fluido aceite. (Ver Anexo G).
-
27
La bomba queda con los siguientes datos:
0 = 34 G.P.M.Pe = 2500 Psi
3.11 . CALCULO DE LA POTEI{CIA DEL iIOTOR Y
SELECCIOI{AMIENTO DEL ttlISMO
La potencia del motor Primario:
P IPsi] * Q tG.P.M.lNreq = ( 14)
1714 * nt
Las firmas americanas, teniendo en cuenta las fugas de 1as
bombas, aconsejan emplear en 'los circuitos con bombas de
cauda'l constante, acei tes en que I a vi scosi dad está
comprendida entre 150 y 300 SSU.
Escogemos un aceite con 200 SSU de viscosidad, 1200 RPM y con
P = 2500 Psi , de] Anexo H:
nt = 82% -> Ver Anexo H.
Reemp'lazando valores en 'la ecuación (14), se tiene:
2500 * 17 G.P.M.Nreq =
1714 r. O,82( 14)
-
28
Nreq :i 3013 HP
Se selecciona un motor de 30 HP del Catálogo de la Patron
Transmi ssi on. cuya Fi cha técni ca se puede observar en e'lAnexo I.
Se selecciona un motor de H = 30 H.P.
n = 1200 r.p.m.
Frame 4057
3.12. SELECCION DE ACCESORIOS
3.12.1. Selección de válvulas.
3. 1 2. 1 . 1 . Sel ecci ón de vál vul a di recci onal .
Datos de seleccionamiento:
0=38GPM
P = 2500 Psi
Del catá'logo de 1a Vickers, s€ escoge 'la válvula
direccional con la siguiente referencia: Ver Anexo J.
Model seri es:
F3- DG5S4-042A-X-7- E-T-R-WL- D-40 - LH
Esta válvula es de doble solenoide con resorte, permite un
cauda'l O = 60 gpm a una presión P = 3000 Psi.
-
29
3.12.1.2. Selección de Ia válvula de seguridad.
O=38GPM
P = 2500 Psi
Del catá'logo de la Vickers, s€ escoge la válvula de seguridad
con 'l a si gui ente referenci a: Ver Anexo K.
Typical Model Code:
F3-CGs-06- 1 A- F-WL-B- 70
Esta vá]vul a es acci onada con sol enoi de, ti ene un rango de
presión ajustable entre (1500 - 3000) Psi y una capacidad de
cauda'l Q = 45 GPM. Ver Anexo K.
3.12.1.3. Válvula de contrabalanza. Se necesita válvula de
contraba'lanza para ambos ci 1 i ndros.
O = 19 GPM
P = 2500 Psi
Del Catálogo Vickers se escoge una válvula cuya ficha técnica
se puede observar en el Anexo L.
Typical code Mode:
F3-RCG-06-FP1 -20
Esta válvula nos permite una presión de 2000 Psi y una
máxima presión en el sistema, también un caudal de 30 GPM.
Ver Anexo L.t*f"¡,ñffi' ffiffiñ-''r'-lI sr-cciüN elalloTtl_J
-
30
9.12.2. Selección de mangueras. El diámetro interior de las
mangueras se determina a partir del Anexo M. Si se conoce el
caudal requerido y considerando 'las velocidades recomendadas
para la descarga, tenemos:
Datos:
O-38GPM
Vs = Velocidad de descarga recomendada está entre 7 y 15
pi e/seg, escogemos 10 pi e/seg ¡ €otonces se tendrá e'l
siguiente diámetro interno de manguera:
fi"t = 1 1/4"
Ahora con este valor del diámetro interno y la presión de'la
bomba, ۖ el Anexo N se selecciona el material de la
Manguera.
Entonces se tiene que para un diámetro interno de 1 1/4 V una
presión P = 2500 Psi, aparece un va'lor de 16, 'lo que indica
que 1a manguera tiene el siguiente material:
Designación 100R9
3.12.3. Selección de filtros.
3.12.3.1. Filtro Iínea de aspiración. Ver Anexo O.
model seri es:
50FC-1 F-E-3M-1 I
Este filtro permite la operación de Cauda'les de 37-44 GPM y
-
31
hasta 5000 Psi.
3.12.3.2. Fi I tro I i nea de retorno. Ver Anexo P.Model Seri es:
F3-OF 72-1SV-1 0C25-1 0,
Este f i'ltro permite la operación de Cauda'les de 45/55 GPM y
hasta 5000 Psi.
3.12,4. Selección de la tubería de aspiración. Caudalrequerido de la bomba = 38 GPM.
Velocidad del fluido recomendada y escogida = t m/seg en la
succión según Anexo Q.
Con estos datos se entra a'l nomograma de1 Anexo Q, para
hal I ar el di ámetro i nteri or de I a tuberí a de aspi raci ón, elcuál resulta:
dr nt = 6 cm = 600 mm (Z 3/8 pg.)
3.12.5. Selección de la tubería de suministro. Caudalrequerido de 'la bomba = 38 GPM.Velocidad del fluido recomendada y escogida = 3 m/seg en lasucción según Anexo Q.
con estos datos se entra al nomograma del Anexo Q, para
-
32
hallar el diámetro interior de la tuberia de suministro, eI
cuál resulta:
di nt = 3,4 cm = 34 mm (1 3/e pg. )
3.12.6. Selección de manómetros. Ver Anexo R'
Model Number.
GP-3000-1 0
Este manómetro tiene un rango de presión de 500 - 3000 Psi.
3.12.7. Cálculo del depósito. La capacidad del depósito en
vo]umen de aceite se toma como:
Qoep = (3 a 5) Qbomba, para una intalación fija, entonces el
volumen del depósito será:
QoEp=$*38GPM=190GPM
E'l material del depósito será de chapa de acero con uniones
soldadas y el espesor de 'la chapa será de 3 mm.
El extremo de la tubería de descarga se corta en ángu1o de
450.
Las tuberías de aspiración y de descarga se ubicarán lo más
alejadas posible una de 1a otra. El extremo de la tubería de
-
33
aspiración se ubicará a 10 cm por encima del fondo del
depósi to.
El tapón de vaciado se ubicará en el punto más bajo del
depósito y contará con una trampa magnética. EL depósito
contará con una placa desviadora que se soldara al fondo y
ambos lados del depósito.
E'l depósi to cuenta además con un i ndi cador de ni vel y
temperaturar también en su parte superior tiene un tapón dellando, efectuando un filtrado previo al aceite; así mismo,filtra e'l aj re que se renueva en el tanque.
Condiciones de trabajo: instalaciones fijas y trabajos
i ntermi tentes:
VD -> Volumen del depósito
VD=CD+0,15tCD
VD = 190 GPM + 0,15*190
VD = 218,5 Galones = 220 Galones*231 pulgs
VD = 50820 pulgg
Sea longitud l- = 2a, ancho; ár altura = h = a
V=L*a*h=l*¿*¿*¿=2a3
a = (5O82O/2)1 /3 = 29 pg
-
34
L=2a=29*2=58p9
a=29p9
h=a=58p9
Altura de la placa desviadora:
Volumen neto de aceite = Vac = 190 Galones
Vac = 190 '1. 231 = 43890 pg3
Vac = 2a*a*h
Vac 43890h= =---!----=26p9
2a2 2*(29)2
h=26p9.
-
4. CALCULO DE LAS COLUII|NAS
En la Figura
cilindro, las
combi nados.
3 se muestra la forma
co1 umnas mostradas se
como se soportará elcalcularán a esfuerzos
Las columnas están sometidas a carga axial excéntrica, lo que
producen esfuerzo axial y flexión sobre la viga.
Real i zando e'l di agrama de cuerpo 1 i bre de 'la vi ga tomándol a
como un pórtico, las co'lumnas son las que están sometidas a
mayor esfuenzo, ya que se someten a carga axial y a flexión,
em primera instancia se calcula el pórtico a carga combinada
de flexión y tracción y después se verifica a pandeo.
La Fuerza F mostrada en 'la Figura 4 es la
(1) cilindro.
f uerza axi a'l de un
Fcil = 52000 Kg
brazo = 150 mm = 0,15 m
-
36
Figura 3. Máquina mostrando las columnas a calcular.
-
37
hbFr{fl, ffi m
Figura 4. Diagrama para el cálculo de Ia viga de soporte.
momento produci do sobre 'la col umna es :
F*d = 52000 Kg {c 150 mm
7800000 Kg*mm
F
E1
M=
M=
Teni endo el momento
a que está sometida
producido se'l a col umna:
halla el esfuerzo combi nado
-
38
P M*co=+
Tt{t
Donde:
o = Esfuerzo producido sobre la columna
P = Fuerza axi al del vástago
M = Momento producido sobre la columna
I = Momento de inercia de la sección transversal de la
col umna
A = Area de la sección transversal de la co'lumna
c = Distancia desde el eje neutro a la fibra más alejada
Se escoge el material de]as vigás, teniendo en cuenta que se
col ocarán perf i 1es en rr I rr ' (Ver Anexo S)
Materi a'l Acero 1016: este acero puede uti I i zarse en estado
cementado o simpl emente en estado termi nado en fri o(calibrado). Se utiliza en elementos de maquinaria que
requi eran gran tenaci dad, j unto con una dureza no muy
elevada, piezas de fuerte embutición (recocido). Es
fácilmente soldable con soplete o a1 arco. Se recomienda E-
6010, E-6012, E-6013 de At{S.
Propi edades de1 Acero 1016, l ami nado en ca'l i ente:
Su = 40 Rg/mmz
Sy
-
39
A1 argami ento = 25%
Reducción de Area, AF = 50%
Dureza Brinell = 160 BHN
Ahora se escoge un perfi I en I comerci al y se hal 1 a el factor
de seguridad, si el factor de seguridad da menor que el
requerido se selecciona otro perfil comercial con mayor Area
y mayor momento inercia, si el factor de seguridad da muy
al to se escoge un perf i 'l más económi co.
Factor de seguridad requerido, F.S. = 2,5.
Se aplica 1a teoría del máximo esfuerzo cortante:
sY /2rmáx = ----
F. S.
en el círculo de Mohr se halla el esfuerzo cortante máximo:
tmáx=Jl(o/2)2+tzl
T=0
rmáx = nl(o/Z)zrmáx = o/2
o/2 = Sy/z
o=Sy
| ünk¡r¡il¡l A¡i6nom¡ Cc C¡cciirnh Ii ; t';u¿oN SrBt iot riA Il*-,*.,^-..* -.--.-r
-
40
P M*co= + -Sy
AI
P M*c Sy+=
A I F,S.
Se escoge un perf i I en I norma'l comerci al :
S380x64 (Ver Anexo T)
Altura,h=381mm
Ancho del a1a, b = 140 mm
Espesor del alma, s = 10,4 mm
Espesor de] al a, t = 1 5,8 mm
Area = 81 50 mm2
Módulo de la sección I/c respecto eje x-x = 980x10s mm3
Ahora se retoma 'la ecuación siguiente,
P M*c Sy+=
A I F.S.
Se reempl azan I os va]ores:
52000 Kg 7800000 Ks*mm 20 Kg/mnz+ ----- =
8150 mm2 980x100 mm3 F. S.
-
41
6,38 Kg/mmz + 7,959 Kg/mmz = 2O/F.5.
20F.S. =
14 ,34
F.S. = 1,39
1 ,39
Se escoge pri meramente un perf i 'l en I normal comerci al :
S460x104 (Ver Anexo T)
Altura,h=457mm
Ancho del a'la, b = 159 mm
Espesor del a1ma, s = 18,1 mmEspesor del ala, t = 17,6 mm
Area = 13300 mmz
Módulo de la sección l/c respecto eje x-x = 1690x10s mm3
Ahora se retoma la ecuación siguiente,
P M*c Sy+ ---- = ---
A I F.S.
Se reempl azan I os va'lores:
-
42
52000 Kg 7800000 Kg*mm 20 Kglmma--------- + =13300 mmz 1690x10s mm3 F. S.
3, 91 Kg/mmz + 4,615 Kg/mmz = 20 /F .5.
F. s. = -'_2-\n_!y1:-____-3,91 Kg/cmz + 4,615 Kglmmz
20F.S. =
9,52
F.S. = 2,35
Este factor de seguridad es aeeptable, no supera 2,5 pero es
aproximado y económico.
Perfil I escogido: S460x104.
-
5 DISEÑO DE LAS CUCHILLAS
La cuchi 'l la móvi'l (superi or) va real i zando el corte de I a
lámina debido a la acción de la fuerza del vástago, pero como
consecuencia de un ángulo entre las cuchillas diferente de
cero (0), el ángulo de la cuchilla debe ser de 10' según
libro Lopez Navarro, troquelado y estampación.
5.1. LOTTIGITUD DE LAS CUCHILLAS
Las cuchillas deberán tener un tamaño mayor que 'la longitud
de corte:
Lch = Longi tud cuchi I 1 as
Lc = Longitud de corte
La longitud de corte es:
Lc=Svarillas=25,4mm
Lc = 127 mm
Lch > Lc
Lch > 127 mm
-
44
Según el ángulo de 1a cuchilla 10' la cuchilla superior
tendrá una longitud:
Lch = 127/Cos 10o
Lch = 129 mm (superior)
Se toma 229 nn para tener holgura en la introducción de las
vari I I as.
Ahora 1a inferior puede ser un poco menor.
Lch = 228 mm (inferior)
Las cuchi I 1 as deben fabri carse de un acero apto para cortar
láima de acero AISI 1030 de 56 Kg/mmz de resistencia.
Según 'l ibro de Rossi, Mario, Estampado en f río de la chapa,
el ángu'lo de corte recomendado para las cuchil'las de corte
está comprendido entre 70 y 80",
5.2. SELECCIOIiI DEL MATERIAL DE LAS CUCHILLAS
A'l seleccionar un acero para herramienta se debe tener en
cuenta I as si gui entes caracterí sti as:
- Su tenaci dad
- Resistencia al desgaste por fricción o abrasión.
- Bal ance entre tenaci dad y resi stenci a al desgaste
dependiendo de las condiciones a que se ha de someter la
herrami enta.
-
45
- Estabi 1 i dad di mensi onal durante el tratami ento térmi co.
Maquinabilidad.
De acuerdo con lo anterior se escoge un Acero Rochling Rus-3,
simi'lar Acero AISI 01 y DIN 100MnCrW4.
Composisión química:
C = 0,93
Si = 0,25
Mn = 1r1
Cr = OrG
W - 0,6
V = 0,10
Este un acero indeformable, utilizado en herramientas para
trabajos en frío, con aleación de Mn-Cr-W, obteniéndose
excelente dureza superficial, después de ser tratado
térmi camente, su estado de entrega garanti za buena
maqui nabi 'l i dad.
Este acero es templ ado de 58-62 Rc, el cual 'l o hace
indeformable, utilizado en herramientas para trabajos en frío
con aleación Mn-Cr-W.
En el Anexo ZZ se puede observar la ficha técnica del Rus-3.
-
46
5.3. ESPESOR DE LAS CUCHILLAS
Se analiza el espesor de las cuchillas por esfuerzo de
ap1 astami ento o contacto.
El área de contacto es la longitud de corte multiplicado por
eI espesor de la misma,
Ac = Lch*t
Ac= 129 mm*t
Donde:
Ac = Area de contacto
Lch = Longitud de la cuchilla
t = espesor de la cuchilla
El esfuerzo de aplastamiento es:
Por=
Ac
donde:
P = Fuerza axi al del vástago
Ac = Area de contacto
o = Esf uerzo de ap]astami ento
-
47
P = 104000 Kg
Ac = 129*t
en el círculo de Mohr se halla el
máxi mo:
esfuerzo cortante
tmáx =
T=Q
tmáx =
rmáx =
o/2 =o=Syo=Sy
J@/z)z
o/2
sv /2
JIG/2)2 + t2I
(Teoria máximo esfuerzo cortante)
Su materi al de 1 a cuchi I 1 a:
Su = 100 Kg/mmz
Sy material de la cuchilla:
Sy = 50 Kg/mmz
1 04000 Kgo=
1 29*t
806,2o=
t
806,250 Kg/nmz = --;--
-
806,2t=
t = 16,12 mm = 17 mm
Fi gura 5. Cuchi I'la
5.4. CALCULO DEL PORTAGUCHI LLAS SUPERIOR
48
recibe todo e'l peso de la fuerzaacero de este elemento es menoscuchilla su geometria será más
50
El portacuchi 1 lade los vástagos y
resi stente que erobusta.
es elcomo
de
que
el
1aI
se sel ecci ona para el portacuchi I 'la un Acero l o16 ca] i bradocon las siguientes propiedades:
Resistencia a 'la tracción, Su = 42 Kg/mmeResistencia a la f luencia, Sy = 35 Kg/¡r¡eDureza Brinell aprox. = Z4O BHN
-
49
El método escogi do para el di seño del portacuchi 'l I a es unmétodo conservativo, ya que se tiene en cuenta que el momentoflector máximo ocurre justamente cuando la fuerza de corte F,se encuent ra en todo e'l punto medi o de I a 1 ongi tud delportacuchi I I a. En ese momento el portacuchi 1 I a actúa comouna viga simplemente apoyada.
fuerza de corte en ese i nstante es:
= 52000 Kg :tr 2 = 104000 Kg
La
Fc
La longitud del portacuchi
y su valor según 1a Figura
I'la es mayor que I a de I a cuchi I'la,3 es de aproximadamente 420 mm.
EI
6.
portacuchil'la queda cargado como se muestra en la Figura
E] portacuchilla actúa como una viga simplemente apoyada, e1va]or del momento máximo mostrado resulta de:
Mmáx = 52000 Kg {c 210 mm = 10920000 Kg*mm
El esfuerzo
superior tiene
M*co=
I
máximo que
la si gui ente
se produce
expresi ón:
el portacuchi I I a
| ünitntdrd Arl6nom¡ dc Occidml¡ |I srccror{ Bt8rtoTrcA I
-
50
1 0920000o=
5EOOfl
I
-1
2f¡Oo Fs
IIr- 4I¡ rr
r/c
B'irm -j
H
KÉ*rn
Carga
ooooo
sobre el portacuchi I 'la superi orFi gura 6.
-
51
Para hal 1 ar el módul o resi stente a I a secci ón (I /c) ' se
aplica el criterio del máximo esfuerzo cortante.
sv /2tmáx = ----
F. S.
en el círcu'lo de Mohr se ha]la el esfuerzo cortante
máxi mo:
rmáx = ,/[ (o/2)z + t2]
T=0
tmáx = J@/Z)z
tmáx = o/2
sv /2rmáx = o/2 =
F. S.
Syo=
F. S.
Seleccionando un Factor de seguridad de 2,5 se tiene:
1 0920000 35=
____r
I/c 2,5
2,5 * 10920000I/c = -----r
35
I/c = 780x103 mm3
-
La secci ón resi stente que se escoge es rectangu'l ar:
TI(1/12)*b*h3
h/2
(1/12)'lcb*hgI/c =
h/2
I/c =b*h2
o
b*h2780x1 0s =
6
b*h2 = 4680x103 mm3
h = ,/(4680x19s /b)
Se tabulan los valores de b y h:
h
558
483
52
t- ' --l
I_
c=
b
15
20
-
30
40
50
60
70
80
90
100
395
342
306
279
258
242
228
216
real i za unafl exi ón.
53
escoger para las
en cuenta que el
escoger como espesor
la sección será h =
Cualquiera de Ios anteriores se puede
di mensi ones del portacuchi 1 1 a, teni endodiámetro de] vástago es 100 ilrr, se puede
b = 90 ilfi¡ por lo tanto la altura h de228 mm
Se obti enenportacuchi 1 1 a
b=90mm
h=228mm
los si gui entessuperi or:
datos fi nales para el
verificación del portacuchi 1 I a por ri gi dez aSe
la
-
54
Fi gura 7 . Di mensi ones del portacuchi I 1 a
La deflexión en el centro de
siguiente expresión:
la viga calculada viene por la
P{.L36máx =
48*E*r
Donde:
P = Carga en el centro del portacuchi'l laL = Longi tud entre apoyosE = Módu'lo de El asti ci dad del materi al del portacuchi r r aI = Momento de Inercia de la sección transversal
P = 104000 Kg
L=420mm
E = 21089 Kg/m¡¡z
I = (1/12)*b*h3
I = (1 /12) x 90 * 2283
-
55
I = 88,89264x106 mm4
Réemplazando en la ecuación de la deflexión se tiene:
104000 Kg * (420 mm)3ó = 'r----
48 :lc 21089 (Kglmmz) l. 98,8926x100 mma
ó = 0,08563 mm
La secci ón transversal escogi da garanti za que se puede
utilizar ésta sin que haya posibilidad de una deformación ni
siquiera de una centésima de milímetro.
5 . 5 . DISEÑO DEL PORTAGUCHI LLA ITTIFERIOR
Este portacuchi 1 1a a di f erenci a de'l portacuchi 1 1a superi or
recibe la canga, pero la soporta en toda e'l área de contacto
donde está apoyada, o sea que puede sufri r pandeo, además
cuando 1a carga está excéntrica produce momento flector sobre
su eje y además esfuerzo de tracción, primeramente analizamos'la co1umna sometida a esfuerzos de f lexión y tracción por la
carga excéntri ca, ver F'i gura I .
E'l momento produci doportacuchilla vale:
!¡f = 104000 Kg * 228 mm
sobre e'l eje de simetria del
-
56
M = 23712000 Kg,*mm
t+tEt E[€fin1il
t
lttf!!
trr --'<
l/td!{!!EñlE
'rtr|m¡
I
Fi gura 8. Esquema y cargas sobre portacuchi I I a i nferi or.
-
57
Carga de compresión P = 104000 Kg
Ahora se hal I a
tracci ón:
el esfuerzo normal debi do fl exi ón
La sección transversal del portacuchilla es:
TL
_L
o=
A
A
I
I
c
P+
A
M*c
I
i_228 mm___l
= h*L
=228*L= (1 / 12 ) {.L*2283
= 987696xL
= 228/2 = 1 14 mm
Reemplazando valores en 1a ecuación se ésfuerzo se tiene:
o=1 04000
228 t€ L
23712000 * 114987696*L
Se sel ecci ona para e1 portacuchi 'l I a i nf eri or un Acero 1016
-
58
laminado en Caliente con las siguientes propiedades:
Resistencia a la tracción, Su = 40 Kg/mmz
Resi stenci a a la f I uenci a, Sy = 20 Kgr/mmz
Dureza Brinell aprox. = 24O BHN
Para hal 'lar el espesor b del portacuchi 1 1a i nf eri or, se
aplica e1 criterio del máximo esfuerzo cortante'
sY /2tmáx =
F. S.
en el círculo de Mohr se halla el esfuerzo cortante
máxi mo:
tmáx=JlG/Z)z+tzl
T=Q
rmáx = JG/2)2rmáx = o/2
sY/2rmáx = o/2 =
F. S.
Syo=
F. S.
Seleccionando un Factor de seguridad de 2,5 sé tiene:
104000 23712000 * 114 20 Rg/mmzo=+------=
228 * L 987696*L 2r5
-
59
1!3:1iL
2736,84=$
L
_:1::__L
=$
31 93L=
8
L=400mm
Por lo tanto las dimensiones del portacuchilla inferior son:
h=228mm
L = 400 mm ( I ongi tud de1 portacuchi 'l 'la)
. TXXXlaaaaa
llD¡r -<
Urir¡nidrd Aolúnon¡ dc OceilrrtrsEccroN EtELtoTEcA
Fi gura 9. Medi das del portacuchi 1 'la,
-
60
Se veri f i ca e'l portacuchi 1 1a i nf eri or a pandeo.
Pri mero se cal cu]a 'la esbel tez:
e = Le/r
Donde:
e = esbeltez
Le = Longitud equiva]ente
r = radio de giro
La longitud de esta columna que es e'l portacuchilla se toma
de 1 m = 1000 mm para que al poner las varil]as quede al
nivel del operario. Se calcula la longitud efectiva delpandeo (Le), para carga empotrada y libre en su extremo:Le = 2ttl
L = 2*1000 mm
Le = 2000 mm
Ahora e'l Area y momento de inercia de'la sección es:
A=228{cb
I = (1/12)tcb*2283
! = 987696*b
-
61
ahora el radio de giro esi
Ir = Jl, 1
A
987696'*br=Jf, 1
228xb
r = 65,82 mm
Ahora la esbeltez es:
Le 2000 mm
r 65,82
e = 30,4
Con este va'lor de esbeltez no habrá problemas de pandeo ya
que se utiliza la fórmula de Euler para un rango mayor de 12O
de esbe'ltes y 'la fórmu'la de Jhonson para grados de esbeltez
entre 40 y 120, como el valor de esbeltez da menor a 40 no
hay probl emas de pandeo,
Se Cal cul a el espesor del portacuchi I 1a por medi o de1
cri teri o de f I uenci a para e'l esf uerzo de contacto o
ap1 astami ento:
E'l área que suf re aplastamiento es 'la base del portacuchil'la:
-
62
Ac=228{ct
Donde:
Ac = Area de contacto
t = espesor del portacuchi'l'la
E'l esf uerzo de apl astami ento es:
P
o=Ac
donde:
P = Fuerza axi a'l del vástago
Ac = Area de contacto
o = Esfuerzo de ap1 astami ento
P = 104000 Kg
Ac = 228*t
en el círcu'lo de Mohr se halla el esfuerzo cortante
máxi mo:
tmáx=Jl(o/2)z+t2l
T=Q
rmáx = JG/2)2tmáx = o/2
o/2 = Sy/2
-
63
o=Sy
oi = Sy (Teoría máximo esfuerzo cortante)
Tomando Factor de seguridad = 2,5, s€ tiene:
Sy = 20 Kg/mmz /2.5
Sy = $ Kg/mmz
1 04000 Kgo=
228*t
456, 1 4o=
t
456, 1 48 Kg/mmz =
t
456, 1 4t
t=57mm
-
6 DISEÑO DE TORilILLOS
6.1, TORÍTIILLOS DE UNION DE PORTACUCHILLA CON LA CUCHILLA
La fuerza de corte la soporta el portacuchilla y no afecta a
I os torni I 1 os, pero éstos pueden fal I ar en caso de carga
excéntrica o cuando están flojos.
La fuerza cortante en cada tornillo será:
Fc = 104000/Nt
Nt = Número de tornillos
u = coeficiente de fricción: en seco para acero/acero
u = 0,15 (Ver Anexo U)
La fuerza de apriete tiene la siguiente expresión:
F/x¡¡*ft¡¡Fi
nj
nj = número de juntas
u = coefi ci ente de rozami ento
F = Fuerza de corte
-
65
Fi = Fuerza de apri ete
1 04000/*0, 1 s*NtFi=
2
Fi = 7800,/Nt
Fadm=tadm*A
A - (nxdz/ )radm apl astami ento = 0,5 * Sy
Escogi endo un torni 'l I o grado 8, con 'las si gui entes
propiedades, Ver Anexo V:
Sy = 130000 Psi = 92 Kg/m¡nz
Su = 150000 Psi = 105 Kg/mmz
radm = 0,5 * Sy = 0,5 * 92 = 46 Kg/mmz
Fadm = 46 ¡r r*d2/4
Fadm=36,13*d2
Fadm = Fi
7800/Nt = 36,13 *c d2
7800/Ntd=J t------ I
36, 13
Por tabulación se obtienen varios resultados, tomando como
-
de rosca métrica
66
comerci al es, Ver Anexoref erenci a torni I 'los
W.:
d Nt
23,98745
17,62343
1 3,49294
8,635483
5,996863
3,373236
2, 1 58871
1 ,49921 6
1 ,101465
0,843309
0,53971 I0, 374804
0,239875
3
3'54
5
6
I10
12
14
16
20
24
30
Para su j etar 1 a cuchi 'l I a se puede emp] ear cual qui era
val ores tabu'lados,
de 'los
Se escoge de los valores hallados se escoge para sujetar las
cuchillas 10 tornillos de diámetro 5 rh, cuyas
características son las siguientes:
diámetro mayor nominal = $ mm
Paso = 0rB
Area de esfuerzo de tensión = 14,2 mm2
Area del di ámetro menor = 12,5 mme
-
67
Para seri e paso basto.
Denomi naci ón:
M5x0.8
6.2. DISEÑO DE TORilILLOS DE UT{IOil DEL CILINDRO COil VIGA
Se escoge un tornillo comercial inicialmente de M30x3.5 grado
8. Ver Anexo Z.
Diámetro nomina] de 30 mm
Paso = 3r5 mm
Caracterí sti cas del Grado 1 0 .9:
Resi stenci a a 'la tensi ón = Su = 150.000 Psi
Resistencia de fluencia - Sy = 130.000 Psi
Resistencia a la prueba = Sp = 120.000 Psi
Constante de rigidez del perno:
AEK¡ = -------
1
A = Area de la seeción transversal del tornillo
E = Módulo de elasticidad del material del tornillo
L = Longitud de] torni'l lo
Tomamos longitud L del tornillo aproximadamente 35 mm (de
-
68
acuerdo al ancho de la brida)
A E nda E n* ( 30 )2x21 088 Kg/m¡¡szKU=-------==
I 41 4*35mm
Ku = 425892 Kglmm
Rigidez de los elementos unidos:
¡ 5(I + 0,5d) 12 lnl IL I + 2,5d r
nEd n*21088*(30)Km==
f 5(l + 0,5d) 1 f 5{35 + 0,5(30)h21nl | 2 'lnl IL l+2,5d r L 35+2,5(30) r
Km = 121O44'l Kg/nn
Calculamos una constante C, que servi rá para calcularposteri ores parámetros :
Ko 425892C= = ---------:01260
K¡ + Km 425892 + 1210441
nEd
Del Anexo Z, para 30 fifi, At = 561 mm2
-
69
CnP SutFi = At*Sut ( --- + 1)
2Se
S'e = 19,2 + 0,314Suc (Shigley pá9.408)
Suc = 150.000 Psi
S'e = 19r2 + 0,3141c150
S'e = 66, 3 KPsi = 46,6 Kg,/mmz
De la tabla 8-6 p. 408 del libro de Shigley, s€ escoge
Kf = 3 para roscas laminadas, debido a que es mayor que Kf
el entalle. Por lo tanto Ke = llKf = 1/3 = 0,333.
Por ser carga axial tomamos el efecto de carga = 0,8
tomando una confiabilidad de] 90% et Kc = 1,0.
El 1ímite de fatiga del tornillo para carga axial es ahora,
Ke*S'e = 0,3333 * 0,8 * 1,0*(46,6 Kg/mma¡
1 5, 53 Kglmma
Para calcu]ar Fi :
CnP Sut= At*Sut ( --- + 1)
2Se
Cálculo de la fuerza de tensión sobre los tornillos:
Se=
Se=
Uniwrsidrd Autúnoma dc OccidrntrsEcctüi 8t8LtoÍicA
La Fuerza: F = 52000 Kg
-
70
Tomo factor de seguridad = 2.
0,260 * 2,0 * 52000 105,4Fi= 561*105,4 (------+1)
2*N 15,53
Fi = 59129,4 105278'4/N
Sustituyendo diversos valores de N
resu'ltados
se 1 l ega a 1os si gui entes
Sp = 91 Kg/mmz (130 KPsi), PoF lo tanto laés:
Fp = At*Sp = 561*(91) = 51051 Kg
carga de pr-ueba
Teni endo en cuenta 'l a si gui ente condi ci ón:
0,6Fp s Fi 3 0,9 Fp
Reemplazando valores,
Fi (mín) = 0,6'k 51051
Fi (máx) = 0'9 * 51051
se tiene:
Kg = 30630 Kg
KPsi = 45946 Kg
Según los
torni I I os,
resultados si rven torni I los
para escoger e'l adecuado
desde 4 hasta
se recurre a
I
1a
-
71
siguiente ecuación:
n*Db3*d
nt
Db = Diámetro del círculo de colocación de los tornillos
Db = (Diámetro exterior + Diámetro interior)/2
Db=(380+290)/2
Db = 335 mm
nt = número de tornil]os
d = diámetro nominal del tornillo
n*Db= (3 a 10)*P
nt
n*Db= 5*d
nt
n*Dbnt=
5*d
Tr * 335nt = ------!--
5*30nt = 7 tornillosPor lo tanto se seleccionan 7 tornillos M30x3,5.La fuerza de apri ete se toma de 44000 Kg,
-
7 CALCULO DE SOLDADURA
Se ca'lcul a la sol dadura para I a uni ón del pórti co y para 'la
unión de los cilindros con la viga.
7.1. SOLDADURA DE PORTICO
Esta soldadura tiene 'la forma de1 perf i'l calcu]ado, ésta
soldadura está sometida a flexión y cortante.
En eI Anexo X se encuentra el tipo de soldadura, la cua'l
ti ene f orma del perf i I ana'l i zado, ۖ el Anexo X se puede
observar las siguientes características:
[ = 1,414*h*(b + d)
x=b/2
v=d/2Iu=(d2/6)*(3*b+d)
Donde:
A = Area de la garganta
x = distancia a'l centroide de la soldadura en e'l eje x
y = distancia al centroide de la soldadura en el eje y
-
73
Iu = Momento de inercia unitario
l-o-l
F-l
De acuerdo al Perf i I ha'l I ado, denomi naci ón
S460x1 04
b = 159 mm
d=457mm
El momento produci do es 'la f uerza
al centroi de de 1a so]dadura:
Fuerza = 52000 Kg
-r_t_
de 1 ci 1 i ndro por e'l brazo
E'l brazo al centroi de de I a
brazo = 0,15 m + x = 0115 +
brazo=0,15m+0,457/2=
Momento f 'lector = 52000 Kg
fr¡l = 19682 Kg*m = 19682x109
soldadura €s,
d/2
0,3785 m
* 0,3785
Kg*mm
Ver Figura 4:
M{Cco=
I(Shigley, pá9. 451 )
-
74
c = d/2 = 457 /2 = 228,5 mmf = 0,707*h*Iu
Reemplazando el valor de I', se tiene:
I = 0,207{ch*(dz/6)*(g*b+ d)
I = 0,702*h*(4Stz ¡6)*(3*159 + 457)
| = 229851 55, 1 6*h
El esfuerzo normal por flexión resulta:
19682x10s Kgf*mm * 228,5 mmo=
229851 551 ,6*h
oi = 195,663/h
Se escoge un electrodo número AWS E80xx¡ Gorl resistencia def'luencia Sy = 47 Kg/mm¿ (67 KPsi), Ver Anexo Y.
Se toma criterio de diseño la resistencia a la fluencia:
Syo=
F. S.
Se toma factor de seguridad: F.S. = |
47 Kg/mmzoi=
2
-
75
o = 23,5 Kg/mmz
ahora:
o = 195,663/h
v
o = 23rs
Resul ta:
195,663/h = 23,5
1 95,663fi=
23,5
|¡ = 8, 326 mm
Se escoge a'ltura de Ia garganta h = 10 mm = 1 cm como la más
crítica, en las partes donde halla menos esfuerzos tomar una
soldadura con altura de garganta menor.
7.2. SOLDADURA DE U]{ION CILIIIDRO-VIGA
La p'lati na que si rve de i ntermedi o entre el ci 1 i ndro y I aviga será rectangular y a consecuencia las partes soldadas es
e'l área de contacto de I a pl ati na rectangul ar con I a vi ga,
tal como se muestra en I a Fi gura 1 0.
-
76
Figura 10. Forma de la soldadura
La fuerza produce un momento
momento tiene un valor de:
F*d
52000 Ks
Punto de ap'l i caci ónde I a fuerza
de
flector en la soldadura, este
ap1 i caci ón de la fuerza a'l
11)
lb=159mmTI
fvl =
f=
La di stanci acentroide de
del punto de1a soldadura es:
d=
d=
60 mm + 159/2 (Ver Fi gura
139,5 mm = 140 mm
52000 Ks * 1407280x1 0s Kg*mm
f¡l =
M=
-
77
ooü ,'J*, o
lrr¡lo t*Lr' G
o \o
Figura 11. Uni ón ci 1 i ndro vi ga
La
se
sol dadura esta
encuentra una
sometida a
soldadra de
fl exi ón y en el Anexo
este tipo, €n donde:
Area de
Momento
la
de
garganta = A = 1,
inercia unitario
414*h*(b + d)
= Iu = (del6) * (3*b + d)
E] esfuerzo norma'l
M*cO=
I
por flexión es:
c=
l=
b/2=159/2=79,5
0, 707*h{.Iu
-
78
Donde:
f¡ = altura de la garganta
Iu = momento de inercia unitarioI = momento de i nerci ad=380mm
b=159mm
Reemplazando el va'lor de Ir, se tiene:
t = 0,207*h{.(dz/6)*(3*b+ d)f = 0,707¡$hr((3902/6)*(3r.159 + 390)r - 14581969,27*h
Ahora el esfuerzo queda:
7280 x103 * 79,51 4581 969, 27*h
o = 39,69/h
selecionando un e'lectrodo número AVrts Eg0xx, con resistenciade fluencia Sy = 47\g/mmz (62 KPsi), Ver Anexo y.
E] criterio de diseño es resistencia a ra fluencia:Sy
o=F. S.
-
79
o
v
o
Se toma factor de seguridad: F.S. = 2
47 Kg/mrnzo=
o = 23,5 Kg/mmz
ahora:
= 39, 69r/h
= 23r5
Resul ta:
39,69/h = 23,5
39,69|¡=
23, 5
fi = 1r7 mm
Se escoge altura dehescogida=!mm.
I a garganta h=4mm
-
8 CONCLUSTOÍIIES Y RECOI,|EI{DACIO]{ES
- Medi ante el si stema di señado y cal cul ado e'l estudi ante
comprende el funcionamiento de una máquina o'leohidráulica y
logra conocer los parámetros a variar, y en que proporción,
para el diseño de un sistema oleohidráulico, además está en
capaci dad de modi f i car e'l corte o ci zal l ami ento para otro
ti po de perfi 1 es.
- Se di señó un si stema ol eohi drául i co para cortar vari l'las
de acero para construcción de determinados calibres, Yá sea
lisos o corrugados, 1os ca]ibres que se trabajan están en un
rango de 1/8 pulgada a 1 pulgada de diámetro. La máquina
di señada y cal cul ada es de fáci 1 fabri caci ón y de uso
importante en los talleres de meta1mecánica en general . Este
ti po de ci zal I a se uti 'l i za en I as medi anas empresas, como
las siderúrgicas y laminadoras, que son las que producen la
varilla para la construcción.
Los materiales se]eccionados para cada componente de la
máqui na ci zal I adora son de f áci 'l adqusi ci ón en el comerci o y
de costo favorabl e.
-
BIBLIOGRAFIA
AMPUDIA, Dani lo. Accionamientos Hidrául icos. Unival le.
BEER, Jhonsom. Mecánica de 'los materia'les. 3a, ed.
Méxi co: Mc Graw Hi 'l I , 1 .982.
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SHIGLEY, Joseph Edward. MITCHELL, Larry. Diseño en
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SINGER, L. Ferdinand PYTEL, A' Resistencia de
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VICKERS, SPERRY. Catá'logo de sel ecci ón acci onami entos
Hi drául i cos.
-
ANEXO A. FUERZA DE CORTE, RESTSTENCTA AL CORTE Y A LA
TRACCION DE DIVERSOS MATERIALES.
FUENTE: JUTZ, Hermann, SHARKUS, E., LOBERT, Rolf.
Tablas para la industria Metalúrgica. 3a ed.
-
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I¡l.ridlxld..dr d
C|rlafr l/ntl¡¡|||¡d¡ |h túdanf¡ l/n' Lmd
hbtx||| Jc.da
f¡ l/rt¡ddüdr ¡l. ü¡¡sl..fi l/f
sr 13Sr 12Ch. dc constr. St 37
Ch. dr con¡tr. St ¡02
st 50sr 60Sr 70
Acaro rl arlicloAccm conO,l t/¡ C
0.lol,. C
0,3%cO,l.loC0,ó%c0,r% ct,0%c
aao - 6025( - 3t03r0 - 390350 -.70a¡O - 55()550 - n0¡0 - ¡00780 - t030
2m-tm270 - .t03ó0 - a.o.10 - a90a90 - ót0590 - n0ó90 - 030
Chapa da broncaCh¡p. d. cobr.Chrp¡ d. l.rónBronca lrm¡nrdo
Cinc
Alumrnro
Al ll9 ruc. blrndoAl llnAl Cu ügAl tüs Si
Al M¡ ttlnMg lr|n
lgZnl(ftng.rirT.l. con r.f, r¡ntólJ
I
6/o-7{,Ito - 290220 - t903ro - 500r20 - 200
m
lóO- 2.O
090
220 - 390
il0290 - 3¡O90 - ¡20
ilo- 150t80 - 200t90 - 2302'.-2m
Ancho¡ dc hu¡co y d. bord.
Lo¡ .ñcho. d. ñraco y dr lordr r rl¡en por.l .re.¡or d.l m.t rLl $¡. .. ccfa V por labñglü¡d d.l lü¡.co lrletr.l
ÓltEoo|m
t,t 1,2 ¡ t,a t,5 t.8 , 2 2 2 lt u2 l, 1,75 r.9 ? 2,2 ,,5 2,a 3 15 lrt a3 2,4 2 2,. 2,5 2,7 3 3.1 1l a +2 .Jt,5 ?,9 2.5 2,9 3 3.2 3.5 3,7 a .,t | ., 51 3,. 3 ¡.a 3,t 3l a a,2 a.5 5 t¡ *54.5 3.9 3,5 3.9 a a,2 a,5 .J 5 5.t 5f, ó
-
ANEXO B. NORMA ICONTEC 2289.
CORRUGADOS SISMORESISTENTES DE
METALURGIA Y ROLLOS
ACERO DE BAJA ALEACION.
-
NORMA ICONTEC 2 289 (Prlmera revlslón)
TABI-A 4 - TOLERANCIAS EN MASA
TA8I.A 5. PROPIEOADES MECANICAS
i{otb [¡ r¡l¡trncir r lr bn¡lófl a.rá lgud o mryof I t,25 veor cl punlo dc frucncl¡.
c3.134.8t¡
5. TOMA DE MUESTRAS Y CRITERIO DEACEPTACION O RECHAZO
5.I MUESTREO
Ensayoe rnecánlcos. Paia cada tamaño de barra la-mlnada doberá hacerse un snsayo de teinslón y unode doblado por cada colada. , '
5.2 ACEPTACION O RECHAZO
5.2.1 Sl brnlquier propiedad de tensión resulta me-nor que la especlficada cuando la muestra romp€fuera de los dos terc¡os de la longÍtud entre marcas,se deberá permitlr un nuevo ensayo.
5.2.2 Sllos resulüados del ensayo de tensión originalno cumden los requlsitos mfnimos espec¡f¡cados y
i¡
están por debaJo de 14 MPa (2 OOO piD ¿el ensayode tenslón requerklo ó 7 MPa (l q00 psl) de punto delluencla mlnlmo requerldo, o dentro de 2 unldadesde porcentale de alargamlento requerldo. debe per-'mltlrse un reensayo en 2 muestra¡ por cada muestr¡de tenslón orlglnal que falle del lote. Sl todos tos ni-sultados de las mu€stras reensayadaa cumplen losrequlsltos especlflcados se deborá aceptar el lote.
5.2.3 Si un onsayo de doblamlento lalla por ra,,¿onosdlfersntss a las mecánlcas o porhllas de la muestra,como se describen en los numerales S.2.4 y S.2.S sedoberá hacer un reonsayo €n dos muestras tomadasdel mismo lote. Si los resultados de ambas muestrascurnplon los requisitos especlflcados, se deberáaceptar el lote. Los reensayos deberán ser hecho¡sobre muestras que estén a temp€ratura amblente .pero no menor de l6'C.
Mayorde t0
May.or o lguala l0
r'6r4
Reslgench a la tenslón mlnima MPa (psl) (kgümmz)
Punto de fluencta mlnlmo MPa (psi) (Kgf/mm2) 4ts (60 000) (421Punto de fluench máxlmo MPa (psl) (Kgflmm2)
% de alargamlento mlnlmo con dlstancla entre fnaroasde 200 mm según eldlámetro de la barra:
- Número de deslgnaclón3,4,5y67, 8 9, 10 y fl
14y18
-
ANEXO C. TIPOS DE MONTAJES DE LOS CILINDROS Y SOPORTES DE
VASTAGOS.
FUENTE: AMPUDIA, DANILO. ACCIONAMIENTOS HIDRAULICOS.
UNIVERSIDAD DEL VALLE. 1.988. TOMO II. FIGURA VI-5. p.219.
-
219
IO¡TA.IE DELGI L I IDRO
GOTEI¡OI DCLEITNEIO DEL NSíT. EJEIPI.O
F¡GTONDE EsF.
F3
Rlgldo Gulodo ,roporl o d o I .3
Rlgldo PlYolc d o ,gulodo 2 3
Rí9ldo Soporlodc prrcno gulodo ríeld¡m¡nfo
I 2
Brldo gorlorlor Plvolodo , gulodcy roporlodo ra¡rlr¡¡no fronlol
a I
Erldo poelerlor Plvofo , gulodo,m rporodo
5 I
.Brldo fronlol PlYolodo tgulodo
6 .7
Arflculocldnlronld
Plvofodo ,ro porfodo 7 I
Arllculoclóoc¡nlrol
Plrofodc ,roporlcdo
'e r.5
Arllculoclóngorf rrlor oc¡nfrol
ñYolodo ,rogorlodo ¡ 2
Brido porbrlor No gulodo ,roporfodonc
to .+o
F¡G. VI.5: Tipos de nontajes de los cillndros yytstagos frara calcular los esfu€rzosde I os Yás tagos.
soPortes dedc col umnr
-
ANEXO D. DIAGRAMA PARA DETERMINAR LAS DIMENSIONES DEL
VASTAGO.
FUENTE: AMPUDIA, DANILO. Tomo II. Figura VI-19' p. 24O,
-
240
.s-O¡rú1J ¡l,6El .
=g
Dlámetro en pulgadas
'. f . ! r.? ¡t|tf .r ? r? i ? | ¡ f ' ll t I¡tl t I n L t ¡¡¿. t,Fuerzl Én | | bras
Dfánetro del vástago enflüÍn
TZ
.G¡r'e
.l
i¡'R
Fuerza
añt.\l
en
m. m.
s
a
Eo
Ec0,
'ÜC'.Fvl
üúa!,t+,.FctlEoJ
É ",f.prt
3l3¡
a.oa\a\
E: iR;Rs3 3 lñits
EFS\N¡S8!
+
F¡G. Vt-l9s Dftgremt para determlnar las dlmenslones del vástago
-
ANEXO E. MATERIAL DEL CILINDRO Y VASTAGO.
FUENTE: AMPUDIA, Danilo. Tomo II. Tabla VI-5. p.256.
-
rÉ,?
trt,rtcc,
t .+t0(,u,||L'F ¡tñulr'Eo,F '|l' 'Lott6?'Fr! .rr=tO.tú.F|!o=+tEC'IEQ,+L at c, F+to E c,OCl' F .FEe |Ú F Co> É o 'o ur 9G,ul +t rú c úrulg.! E .?O C'É+rt o bó +rctEti-l ,P +tlJ ÉO!|É O Ote Ct0|E ' =E E=tOrF O tl- c,eO o| E!! r'r-¡¡¡! -e ts Cf |¡l a
lJ|lf) rO rll ; Otoro 0¡ h' €Jaaaa.. .. ?.. .....t..-aoaaaoaaalaaaactc o ro l¡'l.tr|) q .ro r0
oc o lft Ú¡tvtlr¡ rÉ, ñ¡ l}.
oooE='-to.u nt r! o!t(, g +, qElt.F q? Ul .arurtsb.E!tO¡p a 4¡ OUE tr O C'oo o o oECf¡ CA O É
rO C\l ¡fl rtc, .\t o 3t¡OFr(vCItqt€rt
aaaar< H .{ á
)1aYt cF atDd=FaLLLbrrtJ(,tJo ¡tr f\t c)F.fvlÉrfr(rxx
v,oC'Fv,
44v
=0F'v,oeéo(,
¿
tnl¡¡F=t¡¡1-v,a-v,¡¡lev,C)4l¡l(,
256
Iooo,Lcr-t :'OT'
tr
tto0,!tLooTro.ú +tOEaoEL
E.,ú.vr+toOrú+,gILB.ú+rC,+,vrtEIú .? rF
crorfi¡rÉ' t\ GCa 'a aaaaa .a aaoaaaaocero rf, l\
|\c'rftñ¡ ¡rt Gt
o'lt c, G,tlt qt rrt¡f¡ ¡fl rl'ooo
aaaFf .1 Fl
ñ¡ (\¡ ñJltlooor¡l¡ rÉt |\
+r+r€ta ul a^
3n(t¡9Fv,
\
tttJ.,
=(t(J()
cL
Crct
v, thoornILLr'ELVBC'.üo5-(,a.Ú0,(rF=t
Éro|ÚLvlrú aa rúELq,L+r=,t, s +JrÉc,E¡F +,L.ABGJ.F.c¡ vr c=e,oF4rJ
-
ANEXO F.
AMUDIA,
223.
MONTAJES CLASICOS
DANILO. Tomo II.
DE VASTAGOS
Figura VI-6.
Y CILINDRO. FUENTE:
Tabla VI-3. p. 222-
-
222
FT G.
C$ú ¡
.Y¡-6 l,lontaJescAso 1.
cAso 2.
cAs0 3,
cAso 4.
I
cl ásl cos de vástagos y 'cl I I ndro.
Embolo soportando la carga llbrementerclllndro bompletamente fiJo en'su partelnferlor.Carga gulada lateralmente, clllndro-i{Ji¿o-por su ertremo fnférlor Por labfela oscllante.
Carga gulada lateralmente¡ clllndro'ffJádo-por una platfna en su ertremosuóerloi' caso dlsfavorable por el sellgrode' tensfones por desallneacl6n.
Carga llbre sobre el Émbolo, clllndroffJado en su extremo superlor.
-
223
TABLA No.VI-3
4
Longltud de pandeo en fun
.ción de L (Longtrud) 0.707 I
-
ANEXO G. FICHA TECNICA DE LA BOMBA SELECCIONADA.
FUENTE: VICKERS, SPERRY. Catá]ogo de se]ecci ón de bombas .
p. b34-35.
-
-e,2Et3
+5ctt¡,
Fs
e*R:q9
ci
Jill'
É,¡¡J G
E :E35pHi3
ÉHEÉ:
rlcu¡l¡¡cl
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@ar{
ózDctaüt
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ZF
ÉEqEct c,
U'o5¡toC'
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sÉfi8=g!:3ÉalE¡!- U¡eqS58eiaBE
ffÍñt3FgÉg
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iiEEesfÍñ=4a
:s;i
EÍHEiÍ
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#i!iI*
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oTrlGt¡Jl¡¡o@E
O¡¡cr9tzblTl!9ct
iÉdÉd¿
=d
atct¡¡u(J
GÉ,t¡¡AchlnEu¡()(J
t¡¡¡¡¡v,uiv,oA.Éf¿.2f
e,ct.;EJÑE!to:tc,
==t=gE
iiIgIE>-¿dgóE
FÉ[FoeF==
=l?
zoEu¡zzIc,
=2u¡oeJoot¡¡
q.ÉÉ-soF*8-q<IE."t¡¡=o
HE=E:g
;t=8Fr
=3Fde=
JEF
=0zÉ
hFarlElt
TT*
b-34
-
i:::::::
::l':E.-.h-+8E
+Ñ-t.EAc¡9FbE-aa:!ooalóóJ..|.l'. t+la ad::gññ
t¡¡
=
=¡-o¡,uGJ¡IZat!
i3*=ü3E9z=t)F=BEFF*55355
óÁ
ü r:h. a jr'r,d3É,aFovtGt¡¡o
.#i:r]-+
..rrr:, ; #¿.
ot¡¡
=l¡¡
z9EooA
==CBc,9roogltt
áá
==CAc,(:,¡octNGI
R8
zc,thu¡oal,gEu¡an
;+=t
HEHi
$:t.!
u¡oEooottaD-9sz,C,3T'u¡o
i:
-
ANEXO H. EFICIENCIAS
FUENTE: AMPUDIA, Dani ]O.
TOTAL Y VOLUMETRICA DE BOMBA DE
PALETAS.
Tomo II. Nomograma V-3. p. 196.
Unlwaidrd ArtlÍncn,¡ a. c.iilif,-J
-
Dv,v,
C't¡rF
=t¡¡=F'(taotsaanoC'antsl
196
, l{Ol,tOGRAilA V-g-BOMBA DE PALETAS-
EFICIEIICIAS TOTAL Y VOLUIIETRICA
1000 20mtm050@ topoto 2oo 3oo
I a Donha P.Plf pres i 6n
t00 e00 !o
Velocldad
500
do
500
rle
t0@ 20@3000 5000
ltescarga PSI
t0p00
-
ANEXO I. FICHA TECNICA DEL MOTOR SELECCIONADO.
FUENTE: PATRON, TRANSMISSION CO, INC. p. 64-65.
-
:3E!:E:¡Eg;=¡EI;:=1¡H!:
-
ANEXO J. SELECCION VALVULA DIRECCIONAL.
FUENTE: VICKERS, Sperry. Sel ecci ón vá'lvul a di recci onal . p.
66-69.
-
d3BEtaf,¡tnz
ÉEFOzz
.HE
eÉ=o
=3si2:1.E?:É;8
=baiz?,YVFFE569ñ
zl¡¡
...=lil l-ó3EBt/¿<
'u¡cloÚ¡c)idr¡¡ c!
Brcft t¡¡ta l¡¡2i.s;.1 tq-? roPi,bt¡
iüql¡¡ .noqo¿-FIt¡¡
=
-
EkA
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2u¡(,--I
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IrütE(,laHúOElo
a3É,-at."
iÉó3É-ttr
-
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3aF5e!
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2oG,C'-tocl3z-o-zoEI=o=
ouG3o'l|lE
:HÉ
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sefr
EEq
EriiE3-o9i=o.
:HH
#ff
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I
ol¡¡Et8l¡¡É,A
EEoltot¡¡ozt¡¡
==oot¡¡G
Ez!22oEou¡2IU.EgD.Bl:oa.-F!u¡c,-zF6.. t¡¡!¡¡u¡
59zt,!
;=J ¡¡¡.E'9tttt:EG¡c
¡¡tü'ttttif,u,lu¡rEIaazt¡¡Foz
=zo
2Io3oanGt¡¡
t3tn=oGltz
oo
ÉG
btuJq¡u¡EF
=...,2=tC¡ '
-
ANEXO K. SELECCION VALVULA SEGURIDAD.FUENTE: VICKERS, SPERRY. p. d20-d22.
-
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E ¡ÉÉ liff":fiI¡FgÉEffi*
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ol¡lJJo4t-zouoü--alJ=
ll¡G¿,u¡¿oul
l:E:E:.:.a:fl:ü'utofl:t=Dñdró
EtE'¡
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Él
EIC'clEItlol
=l
It,E,-9
'€a¡:t!f,'¡t
,!r'.¡.E.'3.
-
ANEXO L. SELECCION DE VALVULA CONTRABALANZA.
FUENTE: VICKERS, SPERRY. p. D43-D45.
-
If,J5
FE8b5o
É
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22=ÉH
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uJt=.r==é
-
ANEXO M. SELECCION DE MANGUERAS.
FUENTE: AMPUDIAT Dani I o. Nomograma de 'la Fi gura IV-l9 p.
121. Tomo 1.
-
T
\tl'";'", ,. ii
F
*(
ii.
r- t00¡-(yl?0.000-.;-
--gc_1_l,-7C
;
-
ANEXO N.
FUENTE: AMPUDIA,
TABLA PARA LA SELECCION
DE LA MANGUERA.
DANILO. p.122.
DEL MATERIAL
-
I$lrlllg,rr¡ trrl
225 i?50
375 i
900I n¡n1 rt(
'T.i','-l-t rrntr | .
t.?50 i ,i ,. r'
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1.1
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:,"¿t¡tf or¡l¡¡¡t¡o¡tl r. .rcORl,TÍpcATl.l, $lR!, Ih.rtrel$ticf t?.'l¡t¡t,Jt{t.6 I.lú. lí0fie | ?c,'ll'Jrri ..¡.¡¡¡'1.,eaA lr ,,¡R?,Ty¡bl.g,'rotln¡ .irl tmRt,tgtlrrlrrcrnrlrl, lq?RtI,f al, ll¡i?c,r/¡r^.';) ¡.,\rr(iÁr ló '.4R2.DD.8Illo. 'cunl iu. rcli0 |
t¿. lgont0 ! 2¡ ..tifl.tv0rrrll..':.3';1rr l' ,tcr: f lr r(fFt lt' lOOrtü.JJ€4 | lS. lolnll | ?¡. rtfoa|¡i$ -_
ta líofie | 2c,-lc'.rirt
::r=:r-ffi-sEIÍDIEtriE:EtStrEgl¡EtEFt|l'AFT?-rFrlB:?$E:lEf '. . ,t' .i , i,i i. . -o Jn!, r¡l3f ¿G.i,r.,' t .¡: ! tr Érl"r.j grc'.¡',t l,¡tt: In UÉhflCg:Urnn.. rí::4,¡ñ;l r.. É ,C(,.:,', r'.t i.:!rC, hg|3 tll,,
Baao ventanv dq*n ho tO @tuín úúiltl ,r,c(t&¡t fr,l'litcd systern*raingTa$wanld,nñ¿nd@lwn. lntat5d,cltottto¿túiltc¿pr SAE ttcso t:, t
Univrrsid¿d Aotónoma de Occid¡nh' sEcctofl ElELt0TtcA
-
ANEXO O. FICHA TECNICA DEL FILTRO DE ASPIRACION.
FUENTE: VICKERS, SEPERRY. p. kl7-k19
-
,íh.#:,it,
:i"
rj'
a
tFlt¡lA
Eoa
att
I
tát¡¡c,gatlC'
-t¡¡bt¡ou¡'E-
EÉt¡tJt(,ulr¡EE3i;8rGej
-
ANEXO P. FICHA TECNICA DEL FILTRO DE RETORNO.
FUENTE: VICKERS, SEPERRY. p. kl5-k16.
-
c*H?¿*clr¡Qrz!_- rFrl-.2E5gE
qt,odoP¡tt,tt3at,
IEcEcteIeo
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=oIl.9lt
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;ÉEÉ¡EÉEiEEE iÉÉ ffifÍF EEE 3fg#i !iÉ Eii:iE EE I iEt:hg €e3 Plr€E¡r !E F E¡*$¡E.iE .Eñ: E.AEggiEI E¡g EñgII:: F 8€ E
'3 E.'OII.!> *.Ei {6Es
EEEE :E! ÉaFEE¡TF ¡:E .I:iE;:i: EgE g;:ri¡: i i¡ü E¡5EFl$E F l:¡ E=;¡5I: F9 .FÜE F ! ¿8lE 5I :.lt ¡¡P 6tEE: E Í85 E¡I E-l:E; -: E or lEEITIÉ S3T EE:FÉl¡EE EIE !ltE"
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¡dÉta.!9s¡6-cal56EiiFI;E
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IE¡Ü. ''JIO
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EziaI¡t
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r6a)t trÉsÉ E!5iF= IE¡r. EIi E ¡I 'Es:E:.É E.i T E¡I 8*EE €ggil! ¡EEEH E
¡E;EI li i Él gti=ÍE i;EÉl 'EOE:á teL->-----: If*Eit* {¿E?¡ IEE-l¡El !E--P üt::EEü E:.Ei ¡A-5!Pae áP6-OE¡r5;t .F5.8:¡' Iá!Ef9E ET:-E6FlóF:-- fe?-. t-EI¡aO =a=--
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ANEXO Q. SELECCION TUBERIA DE ASPIRACION.
FUENTE: AMPUDIA, Danilo. p. 85. Tomo I.
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ANEXO R.
FUENTE: VICKERS,
FICHA TECNICA
Perry, p. k37.
DEL MANOMETRO.
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ANEXO S. TABLA PARA SELECCION DE MATERIALES.
FUENTE: SIDERURGICA DEL PACIFICO S.A. Catá1ogo de Aceros
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ANEXO T. PROPIEDADES DE PERFILES I.
FUENTE: SINGER, PYTEL. Resistencia de Materiales. México:
1 .985 p. 536.
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