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DISEÑO Y CONSTRUCCIO~ DE UNA MAQUINA

INYECTORA DE PLASTICO DE SO GRAMOS

DE CAPACIDAD

" y A M 1 L P E R C H Y B .

E D G A R D O N N E YIS H.

UNIVERSIDAD AUTONOMA DE OCCIDENTE

FACULTAD DE INGENIERIA MECANICA

CALI, 1980

_..<-_- ~- -~ - - ------..,

.lgJ 111~¡;~I¡l~I~!~ \

4 9 O O _ ~

UNIVERSIDAD AUTONOMA DE OCCIDENTE

DIVISION DE INGENIERIAS

INGENIERIA MECANICA

DISEÑO Y CONSTRUCCION DE UNA MAQUINA INYECTORA DE

PLASTICO DE 80 GRAMOS DE CAPACIDAD

Por

YAMIL P~RCHY BECERRA

EDGAR DONNEY'S HERNANDEZ

Trabajo de Grado presentado para ,

optar el titulo de Ingenieros

Mecánicos.

Cali, 1980

Perohy Beoerra, Yami1 Diseño y oonstruoción de una m~quina inyeotora

de p1~stioo de 80 gramos de oapacidad,por Yami1 Perchy Becerra y Edgar Donney' s Hern~ndez. Ca1i, Universidad Autónoma de Oocidente, 1981.

80h. i1. planos.

Tesis (Ingeniero Mec<!nico) Universidad Autónoma de Occidente.

l. Plc1stioos - Haquinar!a - Diseño. l. Donney's Hern~ndez, Edgar. ¡l. Tftulo. III. Tesis. Unive~ sidad Autónoma de Occidente. División de Ingenierfas.

Aprobado por el Comité de Grado, en cumplimiento de los

requisitos exigidos por la Universidad Aut6noma de Occi

dente para otorgar el título de Ingeniero Mecánico

Asesor Ing. leyver Alzate

Ing. Hidolfo Satizabal

Ing. Waldo Duque

Ing. Hugo Senén Hoyos

Cali, Diciembre de 1980

TABLA DE CONTENIDO

Prefacio.

Ihtroducción.

Descripción de la maqu~na.

Datos Tecnicos.

1.

1.1.

1.1.1.

1.1.2.

1.1.3.

Sistema de Alimentación o de Inyección.

Componentes del Sistema de Alimentación.

Tolva de Alimentación.

Cilindro de Dosificación Volumétrica.

Diseño del Cilindro de Calefacción. •

11

12

13

13

13

,1.1.3.1. Determinación del Espesor de las paredes del Cilin

dro. 14

1.1.3.2. C~lculo del Volumen M~ximo de Inyección. 15

1.1.4. Torpedo. 21

1.1.5. Boquilla de Inyección. 22

1.1.5.1. Determinación del Diámetro de la Boquilla. 22

1.1.5.2. Cálculo de la Rosca de la boquilla. 23

1.1.5.3. Chequeo de la Rosca. 28

1.1.6. Selección de la Resistencia. 29

1.1.7. Selección del Cilindro Hidráulico de Inyección. 33

1.1.7.1. Cálculo de la Fuerza de Inyección. 33

2. Unidad de Cierre. 36

2.1. Partes de 1 a Unidad de Cierre. 36

2.2. Diseño del Mecanismo de Cierre de Rodilleras. 36

2.2.1. Area Máxima de Inyección. 36

2.2.2.

2.2.3.

2.2.4.

2.2.5.

2.2.5.1.

2.3.

2.4.

2.5.

2.5.1.

2.5.2.

2.5.3.

3.

3. lo

3.2.

Fuerza de Cierre del Molde.

Dimensionamiento del Mecanismo de Cierre.

Funcionamiento de la Unidad de Cierre.

Fuerzas que actuan en la unidad de Cierre.

Cálculo de la Fuerza Hidraulica de Cierre.

Selección del Cilindro Hidraulico de Cierre.

Diseño de 1 as Barras Guias Porta-Placas.

Diseño de las Placas.

Diseño de la Placa

Diseño de la Placa

Diseño de 1 a Placa

Sistema Hidráulico.

Generalidades. ..,

Funcionamiento.

Porta-Molde F i j a.

Porta-Molde M6vil.

Fi j a Posterior del Cierre.

37

37

43

43

50

54

56

61

63

65

66

70

70

70

3.3. Mecanismos diversos utilizados en el Sistema Hidráu

3.4.

3.5.

1 i co.

Cálculo del Tipo de Bomba.

Desenrosque Automático.

72

74

77

,

PREFACIO

En la última decada, la introducción e industrializa -

ción de los plásticos en Colombia, ha tenido un extraordina­

rio desarrollo y aceptación tanto en la industrfa farmaceuti

ca como en la construcción de utensilios para el hogar o en

las fábricas en general, obteniendo asf una gran variedad de

usos.

Debido a los altos costos de financiación de las casas

importadoras ha hecho que el avance tecnológico se centrali­

ce en las empresas de gran desarrollo industrial; no permiti

en do que a nivel de pequeñas empresas se logre un desarrollo

para ofrecer una competencia, que aunque limitada en cantidad

sea satisfactoria en calidad.

Por eso se quiere lograr a través de este diseño una

máquina económica, funcional, productiva y de facil adquisi­

ción para entidades de capital muy limitado, que son las lla

madas _a incrementar _el _diseño y construcción de este tipo de

maquinas.

•

INTRODUCCION

Para el desarrollo del presente proyecto se tomo como -

punto de partida el gran avance tecnológico alcanzado en la

industria de la Inyección del Plástico, desarrollandose aSl

una tecnificación más avanzada de la máquina a utilizar y r~

legando a un plano secundario las máquinas que se pueden ll~

mar pioneras de esta industria como son las de sistema de In

yección por pistón.

,

A partir de investigaciones realizadas en las diferentes

industrias que aún utilizan este sistema de inyección por pi~

tón, se pudo comprobar que a pesar de sus diferencias con las

máquinas modernas son de fácil adaptabilidad en las pequeñas

industrias por su fácil man~j~, sus costos de mantenimiento -

muy rebajados ya que los elementos que las constituyen son -

de fácil adquisición en nuestro mercado.

De acuerdo a las consideraciones antes mencionadas este

proyecto dá a conocer el diseño de una máquina de inyección

mediante el sistema de Pistón con una capacidad de inyección

de SO gramos (96,Scm3) , y una presión de inyección de 1.600

Kgr/cm2 . La unidad de inyección se acciona por medio de un -

cilindro de calefacción y la unidad de cierre mecánico por -

7

un sistema hidráulico el consta de bombas,valvulas, circuito

hidráulico y accesorios necesarios.

8

CARACTERISTICAS GENERALES DE LA MAQUINA

DIAMETRO DEL PISTON DE INYECCION

PRESION MAXIMA DE INYECCION

VOLUMEN DE INYECCION CALCULADO

PESO DE INYECCION MAXIMO (POLIPROPILENO)

FUERZA DEL PISTON DE INYECCION

CAPACIDAD DE PLASTIFICACION

CAPACIDAD DE LA TOLVA

CAPACIDAD CALORIFICA DEL CILINDRO

FUERZA DEL CI ERRE r'1AXU1A

DIMENSIONES DE LAS PLACAS PORTAMOLDES

DIAMETRO DE LAS BARRAS

DISTANCIA LUZ ENTRE BARRAS

INYECTADAS EN VACIO P. MIN

SUPERFICIE DE INYECCION MAXIMA

CARRERA DE APERTURA

SISTEMA DE INYECCION

SISTEMA DE CIERRE

45 mm.

1. 600 Kg/ cm2

96,8 cm3

80 grs

25.000 Kg.

9.6 Kg/h.

12.5 Kg

1.8 Kw.

50.000 Kg.

400x480 Il111XIl111.

57.0 mm.

259.5 x 199.5 mmXIl111.

min- l .

100 cm2•

155 1l111.

PISTON HIDRAULICO.

MECANICO-HIDRAULICO.

En lineas generales el proceso de inyección para una

máquina de Inyección mediante el sistema de Pistón consiste

9

en la dosificación del volumen del material granulado o en

polvo, carga del cilindro de inyección, p1astificaci6n del -

material, cierre del molde, acercamiento del mecanismo de in

yección, inyecci6n del material plastificado, maduraci6n ba-

jo presión, retorno del émbolo y del mecanismo de Inyecci6n

a sus posiciones iniciales, enfriamiento del artfculo en el

molde, apertura de éste y expulsión del artfculo y el bebede

ro.

Esta máquina se encuentra constituida por los siguien­

tes elementos básicos.

12) El sistema de alimentación que mide una cantidad -

constante de material en cada ciclo.

22) Un pistón que empuja el material dentro de la cáma­

ra de calefacción y le da una presión para que entre en el -

molde.

32 ) Una cámara de calefacción que calienta uniformemente

el material a una temperatura suficiente para que pueda fluir

al ser sometida a la presión del pistón.

42 ) El molde en que se inyecta el material que consiste

en dos mitades que se abren en un momento determinado del ci

clo de moldeo y permiten asf extraer del molde la pieza.

52) Un mecanismo de cierre que mantiene unida las dos -

mitades del moldé durante el ciclo de inyección:

62 ) Un sistema de controles para que los distintos meca

nismos actuen con la secuencia adecuada.

72 ) Un sistema de desenrosque automático para tapas que

efectuará el molde de las mismas y trabaja en acción conjunta

e~'~::~~ ,~~~,~~;,]

10

con el sistema de inyección y de cierre.

1. SIlST[~ DE ALIMEHTACIOH O DE IHYECCIO.

Teniendo en cuenta la gran capacidad p1astificadora, el

poco tiempo que permanece el material en el cilindro ca1enta

dor y la elevada calidad de plastificación, en la actualidad

se emplean máquinas de inyección de husillo, que practicame~

te sustituyen en la industria a las de émbolo. Sin embargo -

la senci1les de su estructura y la seguridad que ofrecen en

el trabajo, sobre todo para moldear artículos pequeños de m~

teriales termostables se siguen construyendo máquinas de ém­

bolo rápidas, con accionamiento mecánico, hidromecánico, hi­

draúlico y neumático (este último con menos frecuencia), y -

los bajos costos que representa su construcción comparadas -

con las máquinas de husillos convencionales.

El sistema de alimentación de este diseño funcionara de

la siguiente manera: El material cae desde la tolva al ci1in

dro de alimentación, en el cual se mueve un pistón para la -

alimentación. El movimiento de este pistón esta ligado al

del pistón de inyección, de tal forma, que cuando este se

mueve hacia adelante se tiene un movimiento determinado y re

gu1ado del pistón de alimentación. Este empuja al material y

10 hace caer al cilindro de calentamiento. El movimiento del

12

material se produce durante la última parte de la carrera -

de inyección y es regulable con el objeto de evitar sobre a

limentación de material. La cantidad de material alimentado

al cilindro de caldeo es aproximadamente igual al peso inye~

tado. De esta forma, en caso de que el pistón no complete -

su carrera total, la carga de material situado en el cilin­

dro de caldeo para el ciclo siquiente queda disminuida.

Este sistema proporciona un cierto control en la relación -

entre la carga del material granular y el peso de inyección.

Por varias razones, este método no permite un control

muy preciso como por ejemplo las variaciones en la densidad

aparente del material origina cambios en el peso de la car-

ga suministrada a la camara de calentamiento. Sin embargo,-

el dispositivo de regulación volumétrico permite que la lo~

gitud de la columna del material delante del pistón de iny~

cción se mantendra considerablemente constante.

1.1. Componentes del Sistema de Alimentación.

Las partes principales que componen el sistema de in-

yección o alimentación en una máquina son:

Tolva de Alimentación.

Cilindro de tosificación Volumetrica.

Cilindra de Calefacción.

Elemento Calefactor.

Torpedo.

Sistema Hidraúlico de Inyección. Válvula de Retención.

,

13

Cilindro Hidraúlico de Inyección Plano 1-00.

1.1.1 Tolva de Alimentación: Para éste diseño, la tolva se -

construye para una capacidad de peso tle 12,5 Kgrs. de plásti

ca granulado (aprox.1/2 bulto), y su forma geométrica esta -

constituida por un cilindro y un tronco de cono, construido

en lámina de aluminio para evitar la oxidación debido a la -

transferencia de calor Plano 1-03.

t

1.1.2 Cilindro de Dosificación Volumetrica: Después de llenar

la tolva con el material, éste caerá en el cilindro de dosi­

ficación volumétrica, que consta de un émbolo movido al tiem

po por el pistón de la cámara como lo muestra la figura: El

cuál se construye en acero al carbono manganeso TI-52 ( SAE

1518).Tubo mecanico sin costura (Ref #10) Plano 1-01.

1.1.3 Diseño del Cilindro de Calefacción: Para el diseño del

cilindro de calefacción, se utiliza la teoría de tensiones -

en c i 1 i n d r o s de par e d e s g r u e s a s, s o m e t ido s a u n a p r e s i 6 n -~ n­

terna y una presión externa igual a cero.

Al det~rminar la tensión radial (ar) y la tensión tan­

gen c i al ( .at), s e e m p 1 e a 1 a h i P ó t e s i s de q u e e 1 a 1 a r g a m i en t o

longitudinal es constante en toda la circunferencia del-ci­

lindro. En otras palabras, una sección recta continúa plana

al ser sometida a tensiones.

Las tensiones máximas aparecen en la superficie interna.

Sus magnitudes son:

14

ar=pi ( Referencia N2 1 ).

fo::o

Fig. # 1

Distribución de la Tensión Distribución de la

tangencial Tensión Radial.

a= Radio interior at= Tensión tangencial. (Esfuerzo)

b= Radio exterior ar= Tensión radial.

Pi= Presión interior (Esfuerzo)

Un cilindro de paredes gruesas puede tener tensiones longit~

dinales, pero raramente son de magnitud apreciable.

1.1.3.1. Determinación del Espesor de las paredes del Cilin­

d ro. Par a o b ten e r e 1 e s p e s o r _d ela s par e d e s del c i 1 i.!!.

dro se recomienda la siguiente relación de redio interior(a)

al exterior (b) de la cámara de inyección: (Referencia N~2 )

Volumen máximo de

inyección en cm 3

b:a

63

1,6

125

1,7

250 500 1000

1,8 2 2

15

1.1.3.2. C¡loulo del Volumen m§ximo de Inyección. La m§qui-

na se diseño para 80 gramos de inyección.

El volumen de inyección se hace en base al Polipropi­

lena cuya densidad es 0,91 gr/cm 3 (Referencia N2 3).

M M = 80 gramos V = -6- 0,91 grs/cm 3 6 =

V = 80 grs. 88 cm 3 (Volumen Teorico). = 0,91 grs/cm3

Cuando los polimeros 'son sometidos a calentamiento

dentro del cilindro, sufren una dilatación térmica del 10%

promedio.

Vol. m§ximo = Vol. Teórico + Vol Dilatación.

Vol. máximo = 88 cm 3 + 88 x 0,10 cm 3

Vol. máximo = 96,8 cm 3 .

Interpolando en la tabla se tiene:

65

1,6

entonces: 125

-65 60

96,8

?

1,7

-.L..L 0,1

125

-96,8 28,2

125 cm 3

1 ,7

luego: 60 ----- 0,1

28,2 ---- X x = 28,2 x 0,1 = 0,047

60

La relación de radios será: = 1,7 - 0,047 = 1,65

_b_ = 1 65 a '

Para este diseño a= 28,5 mm

entonces b = 1,65 x rl = 1,65 x 28,5

b = 65. mm.

16

Reemplazando en las fórmulas de esfuerzos se obtiene:

Si la presión de trabajo de inyección es de 1600 Kg/cm 2:

b2 + a 2 at = pi (2 2)

b - a

Kg/cm 2 2 2 2 at 1600 {(37,12S) + (22,S) } cm = -2

(37,12S)2 (22,S)2 cm

= 1600 ( 1884,51 ) 872

at = 3657,811 Kg/cm 2

ar = 160,0 Kg / cm2

Espesor de la pared = 37,125 - 22,500 mm = 14,62 mm.

El cilindro de calefacción se construye en acero Assab

8407 para trabajo en caliente, acero al cromo-molibdeno va-

nadio, resistencial impacto y tensiones mecánicas altas.

(Referencia N2 4).

Dureza Rc. 44-48

Resistencia a la tracción 90 Kg/mm 2 , suministrado en barras

perforadas de 76,2 mm.

A continuación se efectúa el chequeo del cilindro para las

condiciones dadas. Se tienen dos esfuerzos normales:

at = 3457,81 Kg/cm 2

ar = 1600 Kg/cm 2

Estos esfuerzos son repetidos y varian desde cero hasta su

valor máximo. (Referencia N2 1).

,

17

TEN

6min_o (FIG - 2)

atm amax + amin Tensión media. = = 2

ata amax - amin Amplitud de 1 a tensión. = = 2

Luego atm amax + amin 3457,81 1728,90 Kgrs/cm 2 = = = 2 2

ata amax + amin 3457,81 1728,90 Kgrs/cm 2 = = = 2 2

De la misma forma se obtiene arm y ara

amax + amin 1600 + O 800 Kgrs/cm 2 arm = = = 2 2

amax + amin 1600 - O 800 Kgrs/cm 2 ara = = 2 2

Según 1 a teória de Van -r~ i s es para tensiones biaxiales (Refe-

renci a N2 1) . I

alm= ¡tm 2 tm <¡f.m ~2 - + rm

ala = ¡ta 2 ta c;¡'ra +~a2

alm = ¡( 1728,90)2 1728,90 x 800 + (800)2 = 1498,65 Kgr/cm 2

ala ¡( 1728,90)2 1728,90 800 + (800)2 1498,65 Kgr/cm 2 = x =

Cálculo del Limite &e Fátiga Se.

Sé = 0,50 Su Su ~ 1400 Kgrs/cm 2

i -1

1 I

Su = 900~grs/cm2 (acero

Sé = 0,50 x 9000 Kgrs/cm 2

Sé = 4500 Kgrs/cm 2.

18 8407).

Luego:

Se = Ka x Kb x Kd x Ke x Kf x Se.

La superficie de trabajo es totalmente púlida, luego Ka=l,O

(Referencia N2 1).

Kb = coeficiente de tamaño.

Para cargas axiales Kb = 1 (Referencia N2 1).

Kc = Coeficiente de confianza.

Kc = 1 - 0,08 D

Kc = 0,75

Kd = Coeficiente de temperatura.

Kd = 1 ( Temperatura de trabajo de 200 a 350 2 F ).

Se debe obtener cuando es necesario el funcionamiento a tem-

peraturas altas. (Referencia N2 1).

Ke = Coeficiente modificativo de concentración de tensiones.

Kc = Ki (Kf = 1 debido a que el material no es sensible a

las entallas).

Luego : Kc = 1

Resumiendo queda:

Se = (1) x (1) x (0,75) x (1) x (1) x (1) Se. 2 Se = 0,75 x 4500 Kgrs/cm

Se = 3,375 Kgrs/cm 2.

Utilizando el diagrama de Sonderberg se tiene (Referencia N2

N2 1).

,

z 2 CI)

Z lIJ ... <t .J So lIJ o o ~ ... .J 'l. :E <t

19

Sm

, FIG-3J

= = 1,0 Entonces Sa = Sm (1) Sa aá Sm am

Sa = Se ~Sm (2) Sy

Reemplazando ( 1 ) en

Sa = Se - Se Sa Sy

Sa + Se Sa = Se --Sy

( 2 )

TENSION MEDIA

Se Sa = 1 + Se

= 3,375 1 + 3,375 = 2209 Kgrs/cm 2

Sy 6400

Entonces el factor de seguridad = Sa = 1,5 = 2209

ala 1498,65

Factor de seguridad comercial.

Propiedades mecánicas a temperaturas elevadas

Temperatura de revenido 600 0 e

6

110 r---.---~--.---.---.----.---.---.---.---,

80

Temperatura de temple 1000 o e 10S0 o e 1l00oe

•

J 11 III IV

ASSAB 8407

III

II

Temperatura

Límite de estiramiento kg/mm" Resistencia a la tracción kg/mm" Alargamiento de are a (10 X d) % Reducción de area %

r •• "

21

Dimensiones Finales del Cilindro ( )

Acero Assab 8407. (Plano 1-02).

DIAM 130mm DIAM.57mm

(FIG-4)

1.1.4. Torpedo - Dimensionamiento. La tarea del Torpedo es

obligar al material a pasar por capas d~lgadas al lado de

las paredes del cilindro, ]0 que acelera el caldeo y comuni-

ca la temperatura uniforme a la fundición. Se encuentra situ

ado dentro del cilindro. Para el caso se usa el torpedo Pol~

ner ya que ofrece las siguientes ventajas:

Aumento de la capacidad plastificadora del cilindro.

Distribución uniforme de la temperatura dentro del material.

Menor esfuerzo de inyección.

Menores perdidas de presión (Referencia N2 2).

La suficiente luz para que el material entre en la rendija -

entre el cilindro y el torpedo va de 6 a 10 mm para las má­

quinas pequeñas (Referencia N2 2) Para el caso 6,35mm (1/4 );

y el acero a usar es el Assb 8407 para trabajo en caliente.

22

(Referencia N~ 4). Plano: 1-04.

1.1.5. Boquilla de Inyección. La boquilla se encuentra en e~

tremo anterior del cilindro de calefacción. Proporciona la -

conexión entre el cilindro de calefacción y el molde durante

el llenado del mismo.

La forma de la boquilla debe ser tal, que en la unión -

con el cilindro no haya puntos muertos donde pueda haber re­

tención del material.

1.1.5.1. Determinación del" Diámetro de la Boguilla. El mate-

ria1 tiene que fluir en la máquina a velocidad media para

evitar el sobrecalentamiento por fricción cuando aquella es

muy grande; en cambio, con una velocidad reducida origina u-

na considerable presión y la pérdida de calor.

De acuerdo con los ensayos la velocidad media (v m/seg)

puede ser calculada por la fórmula (Referencia N~ 2).

v v=

S xt

donde:

V = volumen del objeto a fabricar en cm 3

S = Sección de la abertura de 1 a boquilla en mm 2

t = Tiempo de inyección en seg.

Despejando S de la ecuación se tiene:

S V 1TD 2 = =

v x t 4

D / 4 V =~1 ,273 V =

vt v t

23

Los valores v,t, practicamente son constantes para cada mate

ri al.

Nylon = 5

Polietileno = 2,5

Acetato de celulosa - Cloruro de polivinilo = 2,5

Resinas metacrilicas = 2,1

Poliestireno = 2,5

Polipropileno = 5,0 (Referencia N2 2).

Luego el diámetro de la boquilla será:

O ~ 1,273 x 96,8 5

o = 5 mm.

-1

, FIG-S)

Plano: 1-02 (Referencia N2 3)

1.1.5.2. Cálculo de la Rosca de la Boquilla. La boquilla va

acoplada al cuerpo del cilindro de plastificación, mediante

una rosca tallada en la sección de contactocon el mismo, co-

mo 10 indica la figura.

,

24

Debido a la presión interior en el cilindro de inyecci­

ón, sobre la boquilla actua una fuerza ( F ),que a su vez g~

nera una fuerza sobre la rosca de la boquilla (Fb), y u~a fu

erza sobre la rosca del cilindro (Fc).

F = Fb + Fc.

La deformación que sufren las roscas son~

Kb =

Ab y

Kb y

Lb y

Como

Fb = Kb

Fb =

Fc =

Ac

Kc

Ab x Eb Lb

= Area

y

de 1 a

= Constante

Kc = Ac x Ec Lc

(Referencia N2 5).

sección transversal.

de resorte de 1 as roscas.

Lc = Longitud en dirección de 1 a fuerza.

1 a deformaci ón que sufren las piezas son iguales:

Fc y Fc = F Fb entonces reemplazando: -Kc

Kb F Kb + Kc

Kc F Kb + Kc

Como la boquilla se debe ajustar, se produce en la ros­

ca una fuerza-adicional ( Fo ) de tracción para ésta; Luego-

Fb será:

Fb= Kb F + Fo Kc + Kb

Al tiempo que la boquilla absorve una fuerza adicional

de-tracción, el cilindro abs&rve una fuerza de compresión.

Fc= Kc F - Fo Kc + Kb

Para la boquilla se usa un acero para trabajo en calien

25

te Assab 8407.

Su = 90 Kgrs/mm 2 y Sy = 64 Kgrs/mm 2 , con una dureza Rc = 44

- 48, proporcionadas en redondos de 3" de diámetro (Referen-

cia N2 4).

La boquilla acoplada al cilindro lleva una rosca de

1 3/4 - 5NC - 3.

actua

A =

A =

El area transversal interna del cilindro sobre la que -

la presión produciendo la fuerza Fes:

0 ·2 lT 1

4

lT(4,5cm)2 4

Di = diámetro interior del cilindro (4,5cm 2)

P = 1600 Kgrs/cm 2

= 15,90 cm 2

Luego: F = P x A. 2 2 F = 1600 Kgrs/cm x 15,90 cm

F = 25440 Kgrs.

Las constantes de resorte para boquilla y cilindro son

Kb y Kc respectivamente:

El area de tensión para una rosca 13/4 - 5NC es 12,24

cm 2 en la boquilla. (Referencia N2 5).

El area neta del cilindro sobre la que actúa la fuerza

ocasionada por la tensión de

A = lT/4 (Oext 2 - Oint 2) =

la boquilla es: lT(7,425 cm 2 - 4,5cm 2)

4

A = 27,39 cm 2 Area de la sección del cilindro que queda so-

metida a compresión.

Las longitudes de las roscas son iguales: Lb =Lc = 8cm.

2 2 Kb = 12,247cm x 2,1 Kgrs/cm = 3 214 x 10 6 K rs/cm.

8 cm ' 9

Kc =

Lc =

Kc =

A x E

L + Lc

8 cm y L =

27,39 2 cm

26

= constante elástica del conjunto.

L = longitud de la sección exterior de la

boquilla sometida a compresión cuando

se aprieta.

Lc = longitud de la sección roscada del ci­

lindro de plastificación cuando se aprl

eta la boquilla.

3cm.

x 2,1 x10 6 Kgrs/cm 2 106 5,229 Kgrs/cm x =

(8 + 3)cm

Luego Fb = Kb F Kb + Kc

Fb = 3,214 x 10 6 x 27030 Kgrs = 10289 Kgrs.

3,214x106 +5,229x10 6

La fuerza adicional (Fo) de tracción minima será:

Fo = Kc Fmax Kc + Kb

Fo = 5,229 x 25440 Kgrs = 15755,3 3,214 + 5,229

Esta fuerza se hace de 1,2 a 2 veces mayor en la práctl j

r ;,¡

ca cuando no hay una junta que separe las piezas a unir.(Re-

ferencia N2 6).

Tomando 1,6 impljca:

Fo = 1,6 x 15755,3 = 25208,5

Fo = 25208,5

La sección roscada de la boquilla queda sometida a una

fuerza externa Fb y a una fuerza inicial constante Fo; se

27

tiene pues una fuerza media y una fuerza reversible.

F media = Fo + Fb/2

Fmedia = 25208,5 + 10~89 Kgrs = 30353

F S • bl Fb/2 102289 Kgrs = 5144 Kgrs. re ve 1 e = =

Estas fuerzas generan esfuerzos medios y revesibles

uniaxiales que a su vez son esfuerzos principales.

am =

aa =

F med Al

F rever Al

=

=

30353 Kgrs - 2478 40 K / 2 2 - , 9 rs cm 12,247 cm

5144,5 Kgrs = 12,247 cm 2 420 Kgrs/cm.

Puesto que se tienen esfuerzos en una sola dirección, -

estos que se han encontrado son también los esfuerzos de la

teoría de Mises Henky los cuales se llevan al diagrama de

Solderberg.

Sa sm =

('a

aa

Sm (FIG-7)

= 0,169

Vr.v 420 0.169 --¡m~ 2478.40"

Óm

28

Por semejanza de triángulos: SeSyO y SySmO' se obtiene:

Se = Sy =?Sabi endo que Sm ~ 1 se obtiene Sa Sy - Sm Srever 0,169

Sa Se =

1 + Se 0,16 Sy

Cálculo del límite de Fátiga ( Se ).

Se' = 0,5 Su (Referencia N2 1) .

Se' 0,5 9000 Kgrs/cm 2 = x

Se' = 4500 Kgrs/cm 2

Se = Ka + Kb + Kc + Se'

El único factor de los anteriores que no es unitario es

K e = l/K f, el c u á 1 i n c 1 uye el fa c t o r d e a c a b a do.

Kf = 3,8 (Referencia N~ 6).

Se = 3,8 x Se'

Se = 3,8 x 4500 Kgrs/cm 2

Se = 17100 Kgrs/cm 2

Luego Sa = 17100 Kgrs/cm 2

1 + 17100

2 Sy= 6400 Kgrs/cm para acero 8407.

0,169 x 6400

Sa = 1017,25 Kgrs/cm 2

Entonces el factor de seguridad será:

FS = Sa = 1017,25 = 2,42 a 420

El factor se considera apropiado ya que la fuerza ini­

cial Fo se multiplica por 1,6

1.1.5.3. Chequeo de la Longitud de la Rosca. Es preciso de-

29

terminar la tensión en la rosca de la boquilla, pués tiende

a cizallarce por el diámetro de la raíz ( dr ).

dr = 3,8216 cm para una rosca de 1 3/4 - 5 NC - 3 (Referen­

cia N2 6).

~= 2x 25440 Kgrs = 529,74 Kgrs/cm 2

77X 3,8216 cm x 8cm

La resistencia a la cizalladura del material es:

Ssy = 0,50 Sy Sy 8407 = 6400 Kgrs/cm 2 (Referencia N2 1)

Ssy = 0,50 x 6400 Kgrs/cm 2

Ssy = 3200 Kgrs/cm 2

Coeficiente de Seguridad= Ssy

~

C.S = 6.

= 3200 = 6,04

529,74

1.1.6. Selección de las Resistencias para el Cilindro de Ca­

lefacción. La calefacción de los cilindros de p1astificación

se consigue por medio de las resistencias eléctricas y es e-

vidente, que la transmisi6n de calor desde los elementos de

calefacción a través de la masa metálica del cilindro de

plastificación dependerá en primer lugar de la capacidad de

ca1efacci6n utilizada, estando representadas por resistencia

de banda de potencia de 675 WatTs x 120/140 voltios, 649°C -

temperatura de superficie, 7,62 cm (3") de diámetro, 5,08cm

(2") de ancho. (Referencia N2 7).

En la figura # 8 se muestra el contenido de calor por -,

libra de po1ipropileno para llevarlo a su Pto. de ~¡jsión.

(Referencia N2 16).

Acontinuación y a titulo informativo se citan de una -\ ------------ \

t\lni,It~,,~, .' ~

\ " . : ,. -,." ,-'

'¡ ~..lo.~-"--" ..... -

4~Or-~-r~~~-r-'r-~-r-'-¡r-~-'-'--~~

4001---+---+--t-

. 3501--1--1-...... .la

o:: ~ 300 I--~---i

~ZSO~~-+--+-~--~~74~~~~~+--t--~~-1 e .

~·ZOO~~~~~--~~-.~~~~~~r-~~f--r--r-~ o . ... : 150 ~+-t--+---1-.,..f :c

~~+-~~~~~~~--+--r-+-1--SI,,,",

040 BO 120 160 200 240 280 320 360 400440480 520 560 60J -Tamp.,·f. :.

FIG. ~: HUI conten' o( nriOUI pla.stic: malerial. plOllCd as a Cunclion of lempcralurc of thc malerial.

----------------'rr--

(Fig 8)

Contenido de cal'or por libra de pOlipropileno.

30

31

forma un tanto amplia las temperaturas más adecuadas para la

plastificación de las principales resinas termoplásticas.

Polietileno (baj a presión) 150 - 260°C

Polietileno (alta presión) 165 - 316°C

Polipropileno 199 - 288°C

Acetato de celulosa 168 - 255°C

Poliamidas (Nylon) 265 - 277°C

~1 e t a ce i 1 a t o 175 - 246°C

Cloruro de Polivinilo 176 - 215°C

(Referencia N2 17).

Para calcular la cantidad necesaria para llevar el mat~

rial desde la temperatura ambiente (28°C) hasta la temperat~

ra de fusión (288°C) se usa la formula.

° ° Q = M x contenido de calor ~1 = ratamásica

Según el gráfico para una temperatura de fusión de ,

288°C (550°f) la lectura de 320 BTU/lbrs.

M = 0,080 Kgrs = 9,69 Kgr/h. 30 seg x 1h 3.600 seg.

Q = 9,69 ~x 2.2 lbrs = 21,3 lbrs/hora hr

Q = 21,3 1 brs x 320 BTU = 6.821,76 BTU/hora liCira "fi""Or a

Q = 6.821,76 BTU/hora = 1. 719 ,19 Kco/hora 3.968 BTU/Kcol

Q = 1.719,19 Kcol/hora.

Cantidad de calor necesario para que el polipropileno -llegue a su punto de fusión, y que será suministrado desde -

32

las resistencia hasta la parte interna del cilindro de cale­

facción por conducci6n en sentido contrario al flujo de ca­

lor.

_q = 21fKl (Tp - Ts) ln ~

r 1

-1. 719 ,19 Kcal hora = 21f x 24,6Kcal/hmoC x 0,4m(288-Ts)OC

ln 0,371 0,225

Ts = 34913,8 + 1719,19 = 302,20 oC 121,22

Se presentan perdidas por convección que se deben tener en

cuenta.

qc= hc A 6T

qc = Rapidez de calor trasferido por convección (Kcal/h)

A = Area de transferencia de calor (m 2)

T = Temperatura entre la temperatura de la superficie Ts y

la temperarura del ambiente.

hc = Unidad de conductancia térmica para el aire

= 1,10 BTU/h.pie 2 .of

BTU 1,10 h.pie 2 . o f

4,88Kcal/h.m 2.oC

4,88 ~~~~.2C x BTU =

h.pie 2.of 5,368Kcal/h.m2 .oC

Kcal qc = 5,368 h.m2.oCx xO,07425mxO.40m(350-28)OC

qc = 161,27 Kcal/h

El calor total cedido al cilindro y al medio será;

Q =(1719,19 + 161,27) Kcal/h

Q = 1880,46Kcal/h + (1880,46xO.10)= 2.068,5 Kcal/h

33

10% considerado por perdidas adicionales.

Q = 2.068,5 Kcal/h x 1,16 watt/Kcal/h = 2.399 watt.

El número de resistencias a usar serán:

Nresitencias = 2.399 500 = 5 resistencias.

Estas resistencias se colocan en grupos para conformar zonas

controladas a las temperaturas adecuadas por pirometros.

1.1.7 Selección del Cilindro Hidraú1ico de Inyección

1.1.7.1 Cálculo de la fuerza de inyección

F = P x A

F = Fuerza de inyección (libras)

P = Presión de inyección en el cilindro de p1astificación

A = Area del cilindro de plastificación (pu1g 2).

A = nr 2 = n{2.25 cm) 2 x 1 ~u192 {2,54 cm)2 = 2,465 pu1g 2.

P 1600 K / 2 2,20 lbs (2,54 cm)2 22709,63 lbrs = 9 cm x 1 Kg x 1 pulg 2 = pu1g 2

F = 22709,63 lbrs/pu1g 2 x 2,465 pu1g 2 = 55979,24 lbrs

De la tabla N2 2, del Manual de Hidraúlica Industrial de la

Vickers~i(referencia N2 8), se seleccionó un cilindro hidraú-.4 ,

1ico en base a 56548 lbrs de fuerza de salida y una presión

máxima de operación de 2.000 psi.

Datos del Cilindro Hidraú1ico

Diámetro interior del cilindro = 6" ~ 152,4 mm

Diámetro del vástago = 2 1/2" ~ 63,5 mm

Presión máxima de trabajo = 2000 psi ~ 140 Kh/cm 2

Fuerza de salida = 56548 lb ~ 25522 Kg

Area del Piston = 28,274 Pu1g 2 ~ 182,3 cm 2

Area Anular

Area Vastago

(Referencia N2 9).

34

= 23,374 pulg 2

= 4900 pulg 2

2 150,6cm . 2 31,7cm .

Engineering Applicotion Data (t

35 BORE SELECT'ON: lable 1 below gives the output forces (Push and Pulll that are developed by a range of operating pressures with various cylinder siles. In seleding a suitable size of cylinder, it is usually advantageous to consider abare sile that will develop the required force at an operating pressure sOmewhat below the calculated system operating pressure ••• thus allowing a suificient margin over the calculated force for fridional resistance of slides, gibs, etc. This, of course, applies to either push or pull loading. Consideration must also be given to the time and pressure required to accelerate the mass.

ROD SELECTlON: The work force also has a dired beoring on the Sil e of the piston rod required. Such fadors os column strength of the piston rod, permissible deAedion and "sog" of long cylinders should be taken into consideration. This is particulorly so when heovy loading is encountered on unusuolly long stroke cylinders.

ROD VELOC'TY -Rod velocities ore generolly limited to a

moximum of 60 feet per minute. Speeds as high os 150 feet per minute are permitted when the cylinder stroke is relotively short ond the duty cycle is infrequent. Cylinder end cops should not be used as stops for limiting piston stroke unless there is olmost no moss, ond the speed does not exceed 20 fpm. Op­tional cylinder cushions are ovoiloble ot either or both ends of the stroke where moss ond/or piston speed are higher.

FLOW UM,TATlON: When colculoting rote of trovel and flow rate required to produce the desired speed of operation, the input volume ond discharge volume should be within the capocity of the piping connections on the cylinder. Table :nI in this sectian provides rod ond fluid velocities for use with vorious cylinders and port and piping sizes. Piping to a cylinder should be of sufficient capacity to occommodate flow within the recommended velocity for a given siie. Good results are ossured when flow velocities are limited to opproximotely 10 to 15 feet per second.

. -..¡;

1-'----1 ~ ~ ~ -.4

~----4-~~~~~-+~~--~~~~~~~~~~~---+~~----~7.7+----r~~~~~~.~

.. -~~

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2. U~IOAO ot CIERRE.

Es el mecanismo que abre y cierra el molde, mantiene é~

te bajo presión determinada durante las operaciones de inye~

ción, moduración y refrigeración. Plano 2-00.

2.1. Partes de la Unidad de Cierre. Las partes que constitu­

yen la unidad de cierre son:

Mecanismo de cierre.

Cilindro Hidráulico.

Barras porta placas.

Placas.

Tuercas de sujección.

2.2. Diseño del Mecanismo de Cierre de Rodillera. El mecanis

mo de cierre esta conformado por un sistema de palancas (Ro­

dilleras), que son accionadas hidraulicamente por un cilin­

dro. Cerrando y abriendo éste sistema se abre y se cierra el

molde para la operación de inyección.

2.2.1. Area máxima de Inyección. Esta es la superficie de la

pieza en la linea de partición del molde en el plano perpen­

dicular al eje de la máquina. Es sobre éste plano donde act~

a la fuerza de cierre y se obtiene esta superficie proyecta-

37

da o de inyección de una pieza:

A-A ( FIG-9)

No existe una forma para determinar el área de inyecci-

ón ya sea análitica o tabulada. Se encuentran miqujnas inyef

toras de diferente capacidad de i.nyección con distintas are­

as proyectadas. En base a catálogos de este tipo de maquina­

ria se ha determinado para la máquina un área de inyección -2 de 100 cm .

2.2.2. Fuerza de Cierre del Molde. Para calcular la fuerza -

de cierre en el molde se usa la expresión:

F = K2 PI SI (Referencia N2 2).

K2 = coeficiente aceptado de 0,3 a 0,5.

PI = pre.s i ón especifica en el cilindro =

SI = area de proyección = 100cm2 .

F = fuerza de cierre en el molde = Kgrs.

Desarrollando la formula se obtiene:

F = 0,3 x 1600Kgr/cm2 x 100 cm 2

F = 48000 Kgrs = 48 toneladas.

1600 Kgrs/cm 2.

2.2.3. Dimensionamiento del Mecanismo de Cierre. Las medidas

38

mostradas en las figuras son las mas apropiadas que se encon

traron despGes de experimentar con medidas a escala de dife­

rentes valores, obteniendose ángulos no críticos que puedan

afectar el sistema.

Cuando el mecanismo se encuentra abierto, presenta la

forma y los ángulos mostrados en las figuras #10 y #11.

r =216.84:1. ______ -.4 ~ ____ 216.84.-----...

( FIG-IOl lFIG-II)

Fi gura N2 10. Tri ángulo formado por 1 as barras 3, _4 Y 1 a ] i-

nea horizontal ab

Cos 85 2 = 174mm/2 x

x = 174mm 2. cos 85 2

174mm y = 1244mm

998,21mm

y = 216,86mm

= 998,21mm

39

.... t __ ~_2/6.84, ___ ~

1 FIG-II)

Figura N2 11 Triángulo formado por las barras 1, 2 Y la li-

216,84mm 77mm

nea horizontal ab

= 147mm + x _x

216,84mm(x) = 11319 + 77(x)

x = 11,319 139,84 = 80,94mm

Cos ex = 216,84/2 x 227,94

ex = 61,598 2 = 61 2 35 1 53"

40

9

10

1I

10

6 7

UNIDAD DE CIERRE CERRADO lFIG-12)

9

6 7

UNIDAD DE CIERRE ABIERTA L FIG -13 )

41

Cuando el mecanismo de barras o rodilleras se encuentra

cerrado, presenta la forma y los ángulos mostrados: ... t -----371-- ~

147 + 77 l 147 ib at~~ ______ ~ ______ ~ __ _

(FIG-14)

Por semejanza nmc se tiene:

371 = 174 246 + X X Entonces X = 217,28 mm

Luego a = arc cos 147 + 77/2 217,28 + 246

a = arc cos 0,400

a = 66,396 2

Ahora la h = 185,50 tag 66,396 2

h = 424,51

al = a por ser ángulos alternos internos

al = 66,396 2

h1 = arc tag 66,396 x 174/2

h1 = 199,09 mm

h2 = 424,51 - 199,09 = 225,42 mm

13 = 180 - 2 x 66,396 2

13 = 47,208 2

SISTE MA DE CIERRE CERRADO

~~O O~~ ____________________________________ ~

10 1111 9

o o

6

o 5 O 7

o 0t----.... t 8

O O

5

( FIG-15'

43

2.2.4 Funcionamiento de la Unidad de Cierre. La unidad de -

cierre esta constituida por dos placas fijas, unidas por 4

guias. Entre las dos placas fijas hay una movil que desliza

sobre las barras de alineación.

Al lado izquierdo de la máquina se encuentra la placa

fija, en la que va situada la unidad de cierre, que es la -

encargada de desplazar la placa móvil y en el lado opuesto

en la otra placa fija, va situada la unidad de inyección.

Refiriendose a la figura N2 15, al comunicarle al cili

ndro 5 la presión necesaria para el desplazamiento del vás­

tago 8, se accionan las palancas 3 y 4 las cuales mueven la

placa móvil 7, sobre las guias 9 horizontalmente, de tal

forma que el sistema de cierre se separa del sistema de in­

yección.

Las barras 1 y 2 sirven de soporte del cilindro hidráu

lico, el cuál sufre un desplazamiento horizontal al ser ac­

cionado el sistema.

2.2.5. Fuerzas gue actuan en la Unidad de Cierre. Al encon

rarse el sistema de cierre cerrado y entrar a funcionar la

unidad de inyección, las barras 3 y 4 soportan directamente

a compresión la fuerza de cierre de 48000 Kgrs, transmitie~

dosea la placa fija 6 directamente sobre las tuercas de su

jección 10. Tambien soportan esta tensión los pasadores de

las respectivas barras.

~l conjunto de las barras 3 y 4 esta formado por un to

tal de seis (6) barras de igual dimensión.

, 48000Kgs

44

A 480001<gs

O.l47m

(FIG-16)

Diseño del Juego de Palancas 3 y 4 .

Se diseñan las barras 3 y 4 en acero al carbono SAE

1045 para maquinaria, laminado en caliente, con una resist­

encia a la tracción de 60 - 75 Kgrs/mm 2. Referencia N~10

Sy = 34 Kgrs/mm 2 (Referencia N~ll). Plano :2-08

Dimensicnamiento de las Palancas

Las barras 3 y 4 (total seis), tendran las siguientes

dimensiones:

2 Agujeros 2S 37m

AREA ESFERICA

~ 218mm

t I I I ¡ , I I T I I I I t I 25mm

I I I

I J I 1 J I

(FIG-I7l

32

45

.... :!l... \ . '.' ·'l

: . ,J :;,,;~ 1045

ANA LISIS C 'Mn Si QUIMICO .43/.50 .60/.90 .15/.30

C/\RACTC:RISTICAS ~IlECANICAS

ESTADO Diámetro Tm. Tf. Min A% Z% HB DEL Kgs. P.S.!. .JS2. P.S.!. - -

MATERIAL mm. mm2 1000 mm2 1000 Min Min Max

Recocido - - - - - - - 220

Normalizado 16/40 58/73 82/104 34 48 14 40 -... Templado (16 75/90 106/128 50 71 14 50 -

V 16/40 70/85 99/120 44 62 16 50 -Revenido 401100 65/80 92/113

f-38 54 17 50 -

,

';:'¡.,1PERATURA :JE TRATAMIENTOS 7E::if/¡iCC$ él r:

Recocido Temple Revenido Forja

Nor rna I ización Subcrítico

840°C 650°C 830o/850oC 560°C 11000 C

Agua

860°C 700°C 850 o/870 oC 640q: 850°C

Aceite

Es un acero muy apropiado para piezas de pequeño tamaño que deban templarse a inducción, obteniéndose una durezasuperficial de 54·56 Rc.

Se emplea para herramientas forjadas de todo tipo, como: hachas, jlzadones, rastrillos, picas, martillos de varios usos, porras, etc.

46

Area de trabajo = 37mm x 25mm = 925mm 2 .

El esfuerzo a que queda sometida la placa será:

~= F barra

A Fb = Fc ,

F barras

2 Area de trabajo = 925 mm .

= 48000

3 = 16000 Kgrs.

\1= 16000 = 17.30 Kgrs/mm 2 que es el esfuerzo a que queda 925mm2

sometida cada barra.

Chequeo por Pandeo.

Como las barras estan articuladas en sus extremos, se

hace un chequeo por pandeo con el objeto de observar la po-

sible falla en el caso de que las barras sean muy esbeltas.

Pcr A

= 2

nTI E

Fórmula de Eluer para una columna con sus extremos articula

dos (Referencia N2 l).

n = constante de la condición = 1,00

El momento de inercia de la sección de la barra es:

x

Ixx =

Ixx =

b.7.lcm

12

7,1 x(2,5)3 12

El radio de giro r = I A

h=2.5cm

Ixx = 9,24cm4

= 9,24cm 4

2,5 x 7,1

47

r = 0,72cm (mínimo radio de giro).

Coeficiente de esbeltez:

L/r = = 20,4 14,7 0,72

Pcr A

n 77L E 6 2 ---z 1.0 x 2,1 x 10 Kgrs/cm x// Luego = = = 01-;:)2 ( 20,4)2

Pcr 2 -A--- = 49722 Kgrs/cm

Pcr = 49722 Kgrs/cm2 ( 2 2,5 x 7,1)cm .

Pcr = 882.565 Kgrs.

Carga máxima (Pcr = 882.565 Kgrs) se observa que es mucho -

mayor que 1 a soportada por cada barra ( ~= 16000 Kg rs ) .

Cálculo del limite de Fatiga Se·.

Se' 0,50 Sut Sut ~ 14000 Kgrs/cm 2 = . Sut = 6000 Kgrs/cm 2 para el acero 1045.

Se' 0,50 x 6000 Kgrs/cm 2 = . Se' 3000 Kgrs/cm 2 = . Se = Ka Kb Kc Kd Ke Kf Se J •

Ka = coeficiente de superficie.

Ka = 0,6 (Sut = 60 Kgrs/mm 2) Laminado en caliente.

Kb = Coeficiente de tamaño = 1,0 cargas axiales.

Kc = Coeficiente de confianza.

Kc = 10,08 x 3,7 ( D= 3,7).

Kc = 0,70.

Kd = Coeficiente de temperatura = 1 ,,00 (Temperatura ambiente)

Ke = Coeficiente modificativo por concentraci ón de tensiones I

K e= 1 -=-K=F:--

48

KF = Coeficiente de reducción de la resistencia a la fatiga

q = KF - 1 Kt 1 q = sensibi I idad a la entalla

KT = s e h a I I a e n e I g r á f i c o A - 1 2 (R e f e r e n c i a N ° 1 ) •

o ] ~-----w------~

(FIG-18'

d = 37 = O 52 - -- , w 71

h = 41,5 = O 58 , W 71

Entonces Kt = 2,8

Suponiendo que q '"' 0,8 ( Referencia N°1) implica

Kf = q ( Kt - 1 ) + l.

K f = O, 8 ( 2, 8 -1) + 1 = 7,44

luego Ke = 1 = "j(f 2,44

Ke = 0,40

luego = Se = ( 0,6 ) ( 0,70 ) ( 0,40) ( 3000) Kgrs/ cm~

Se = 504 Kgrs /cm ~

la fuerza que actua en el cierre es una tensión repetida que varia desde O a su valor máximo.

49

Úm:o Ura=o z

o (/)

z UI 1-

( FIG -19)

(maJo

tm cJmax +~in 17,30 8,65 2 a = = Kgrs/mm -+am l

2 2 = 8,65 Kgrs/mm 2

ta ~max -~in 17,30 8,65 2 a = = Kgrs/mm -+aa l

2 2

En ~l __ di_agrama de Godman JTIodificado se ttene =

JO =

z Q (/) z UI 1-<l ...J UI

/

/'(óa

Se: 504Kg/mrn'i //~' /

frn = 1.0 /

/ /

o Sal-----~ o ~ 1-...J Il. 2: <l

va

Sm

(FIG.-20) = 1,0 EntQnces Sa = Sm. (1)

Sm ami

Sa = Se Se Sm ( 2) . - sy

(1) en ( 2)

Sa = Se Se Sa - $Y

Sa ( 1 + Se ) ----sy = Se

Sa = Se 504 = 504 1+ g 1 + 34 Sy

= 31,85 Kgrs/mm 2

=(8,65)2

= 8,65Kg.

/mm 2.

F.S.= Sa = 31, 85 =

8,65

50

3,70

(Factor de seguridad para construcción de maquinaria. Refe­

rencia N2 12).

2.2.5.1. Cálculo de la Fuerza Hidráulica del Cierre.

Método del Trabajo Virtual PLACA

~f

MOLDE

o o

Wp

t Fh

'J

(FIG-21)

Para el cálculo de la fuerza hidráulica que se necesi

ta para mover el cierre, se emplea el método del trabajo vi

r t u a l( Re fe re n c i a N 2 "'1 3 ) . Se calcula el peso de la placa

porta molde y el peso del molde.

Peso de la Placa:

W = ~x V = 7,8 grs/cm3 x 49,2 x 39,1 x 7,5 cm 3

W = 112.537 grs = 13 Kgrs

x

51

Peso del -Molde:

W = 7,8 grs/cm3x (27,2)3 cm 3= 156.964 grs = 157 Kgrs.

Para el conjunto de placa móvil, molde y conjunto del cierre I

se asume un peso de 500 Kgrs.

Ax

Ye 'lr-!----:1'- - - - - f = ~).I\If ___ x_

.... t-C? ----Ay

~ ______________ ~X~b~ __ +F_h ______________ -.,W~~~ y

( FIG-22)

Haciendo el diagrama de cuerpo libre y apl.icando el -

principio del trabajo virtual a este caso de sistema de cu-

erpos rígidos conectados, cuando éste permanece conectado -

durante el desplazamiento virtual, solo es necesario consi-

derar el trabajo de las fuerzas externas al sistema, ya que

el trabajo total de las fuerzas internas en las diferentes

conecciones es cero~ (Referencia N2 13).

Como f Y oxb tienen sentidos opuestos, el trabaja vir

tual de f es

oUf = - f oxb

Como fh Y el incremento oyctienen el mismo sentido, el

trabjo virtual de fh es

oUf = + fh ( -o yc)= - fa oyc

Espresando las coordenadas Xby y Yc en función del ángulo y

diferenciando se obtiene:

52

Sene = Xb entonces Xb 2 L sene = 21

Luego xb = 21cos ede . cose = Vc entonces Vc = lcos

1

Luego oyc = - lsenede .

El trabajo virtual total de las fuerzas fh y f es entonces:

u = Uf + Ufh f x b fh yc

- - f (21 cos~ d~) - fh(- 1sen~ d~).

Haciendo U = O se tiene:

2 fl cos~d~ = fh 1 sen~ d~

2 f cos~ = fh sen~

fh = 2f ctg ~

~ = 90 2 61,598 2 = 28,402 2

f = 4~W= 4 x 0,60 x 500 Kgrs.

f = 1800 Kgrs.

Luego = fh = 2 x 1200 x ctg 28,402 2

fh = 4.440 Kgrs. (9768 lbrs)

Dimensionamiento de las Palancas 1 y 2

Como las barras 1 y 2 del sistema solo sirven de so­

porte del cilindro hidráulico, se dimensionan con las sigui

entes medidas:

53

(FIG- 23)

2 Agujeros es 37 246

317

Para su construcción se usa acero al carbono Sidelpa SAE

1045. Pl ano : 5-08

Diseño de los Pasadores.

Los pasadores se encuentran sometidos a tensiones de

eortante, tal como lo muestra la figura.

I I al lo

I I I J •

16.00 O KgI

bl lb ! , I I I 1 ~'-

16.000Kgs 48.000KgI

1 I

J I --1

I 1 I I , I

16.000 Kgs

I i I 1 ~es33

t_~ I-~u" Bronce

fi-----=f'1 ------11 " H l:

tFIG-24)

54

La fuerza de cierre se reparte uniformemente entre ca

da una de las barras, sometiendo el pasador a tensiones cor

tan tes en cada uno de los pJanos a = a ó b = b.

Como la fuerza esta repartida por igual entre las secciones

a = a y b = b, por lo tanto actua una fuerza de :

F = 16000 Kgrs 2 = 8000 Kgrs.

o = 33mm = diámetro del pasador.

Por lo tanto la sección cortante a cizalladura será:

¡; =

¡;; =

F

A

= 8000 Kgrs -tr (33mm)2

-4-

8000 x 4 Kgrs =9,35 Kgrs/mm 2 7Tx 33mm)2

Los pasadores se construyen en acero Sidelpa Sae 1050, con

resistencia a la tracción de 68 Kgrs/mm 2 y fluencia de 38 -

Kgrs/mm 2 normalizado.

F.S. = Ss yp = Tensión de fluencia (Referencia N~ 5 ). Ss max Tensión de trabajo

F. S. = 38 Kgrs/mm 2

9,35 Kgrs/mm 2 = 4,06

2.3. Selección del Cilindro Hidráulico de Cierre-

• 2 Presión de trabajo = 2000 Lbrs/pulg

Fuerza de Salida = Fh x F.S = 4440 Kgrs x 2,20 x 1.5 =14652 Lbrs.

Con los datos anteriores en la tabla N2 2 del Manual de Hi-

dráulico Industrial de la Vickers pago 6-7, se obtiene la -

correspondiente selección.

,

DI6metro D16metro Dltlmetro del de los del Total clll ndro orIfIcio. v'stego

50,1 25," (1") Normal

1/2" NPT 20,3

(2") ,34,9 (1 3/1") Pesado -s 63,S 25," (1") Normal

(21/2") 1/2" NPT 3",9 (13/S") M6dia 31,7

"4,4 (13/ .... ) PHado

12,5 3",9 (1 3/S") Normal

(31/ .... ' 3/ .... NPT "4,4 (1 3/4") Médio 53.5

50,8 (2", PHado

101,6 .44:4 (\ U.4", Normal

(4'" 3/4" NPT 50,8 (2", Média 11,0

63,S (2 1 n", Pesada

127,0 50,8 (2") Normal f--

(5", 3/ .... NPT 63,5 (21/2'" M'dia 126,7

88,9 (3 1/2", Pesada

152,4 63,5 (2 1/2") Normal

(6", 1" NPT S8,9 (3 1/2", M6dia 112,3

101,6 (4", Pesada

203,2 88,9 (3 1/2", Normal

(1") 1 1/2" NPT 114,3 (41/2'" Média 324,1

139,7 (5 1/2", Pesada

Para c1l1ndra. d, doble v6.tago, debe ut111u"e, pere ,1 c"cul0, le fueru d, retorno.

, ------

" 1"';~ : ......... I . ((t.

/ !, 7 / /

I I

Pre.16n m'xlme de trabaJo 140 Kp/cm2

Area en cm2 Ralecl6n Fuerza en Kp

105 KP/cm' ,Carone V'ltago Totel 35 Kp/cm' 10 Kp/cm' Ar.

Corone Avance Retorno Avence Retomo Avenee Retorno

15,2 5,1 1.3311.00 532 1.06" 1.596

710 1."20 2.130

10,7 9,6 1,90/1,00 37 .. 749 1.123

26,6 5,1 1,19/1,00 931 1.862 2.793

22,1 9,6 1,"3/1,00 1.109 773 2.217 1.5"7 3.327 2.320

16,2 15,5 , ,96/1,00 567 1.13" 1.701

.43,9 9,6 1,22/1,00 1.536 3.073 4.609

38,0 15,5 1,"1/1,00 I.S72 1.330 3.7.45 2.660 5.617 3.990

33,2 20,3 1,61/1,00 1.162 2.32.4 3 . .486

65,5 15,5 1,24/1,00 2.292 ~.585 6.877

60,7 20,3 1,33/1,00 2.S35 2.12.4 5.670 4.249 8. ~05 6.373

49,3 31,7 1,64/1,00 1.720 3.452 5.178

106." 20,3 1,19/1,00 3.724 7."48 11.172

95,0 31,7 1,33/1,00 " . .43" 3.325 S.S69 6.650 13.303 9.975

6",6 62,1 1,96/1,00 2.261 ".522 6.783

150,6 31,7 1,21/1,00 5.271 10.542 15.813

120,3 62,1 1,52/1,00 6.380 ".210 12.761 8."21 19.141 12.631

101,3 81,0 1,80/1,00 3.545 7.091 10.63j

262,0 62,1 1,23/1,00 9.170 18.340 2:?~10

221,6 102,5 1,"611,00 11 .343 7.750 22.687 15.512 34.030 23.208 ,-170,9 153,2 1,90/1,00 ';.981 11.963 17.944

._- ------

140 Kp/cm'

Avenee Retorno

2.121

2.8"0

1.4911

3.72"

4."36 3.094

2.268

6.146

7 . .490 5.320

.4.6"8

9.170

11.3.0 8.496

6.90.4

14.896

17. '31 13.300

9.04-4

21.084

25.522 16.842

14.182

36.080

.. 5.37" 31.02 ..

23.926

-l > ~

~ t....l

\.11 \.11

56

Diámetro interior del cilindro = 3 1/4" 82,5mm.

Diámetro del Vastago = 1 3/8" 34,9mm.

Area del Pistón = 8,296 Pu1g 2 53,5l=m 2 . Area Anular 6,811 Pu1g 2 43,9cm 2 = . Area del Vastago 1,485 Pu1g 2 9,6cm 2 = . Fuerza de Salida = 16592 Lbrs - 7490 Kgrs.

Presión de Trabajo = 2000 psi 140 Kgrs/cm 2 - .

2.4. Diseño de las Barras Porta Placas. La máquina soporta

en cuatro barras las placas porta-molde y la placa posterior

del cierre.

La función principal de estas barras además de sopor­

tar las placas, es la de servir de guias para el buen aco-

p1e del molde cuando la placa porta-molde móvil se acciona

por intermedio del cierre.

Para las barras guias porta placas se usa un acero Si

de1pa tipo Sae 8620 al Nique1 Molibdeno, buena dureza supe~

ficial ( 21RC), con una resistencia a la tracción de 75Kgrs/ 2 mm , en redondos de 5Z,mm,(2,25") de diámetro x 2000mm. de

~ 2 longitud. Sy = 50 Kgrs/mm .

~ La sección critica de estas barras se presenta en los

extremos donde debe soportar proporcionalmente cada barra -

la-fuerza de cierre, mientras se efectua la operación de i,!!.

yección. En cada extremo las barras van roscadas por medio

de tuercas de sujección para soportar las placas fijas y la

fuerza de cierre.

ALlSIS C Mn Si Cr Ni Mo J IMICO .1.8/.23 .70/.90 .. 20/.35 .40/.60 .40/.70 .15/.25 I

rADO Diámetro Tm Tf. Min A% z% HB

JEL Kgs. P.S.!. Kgs. P.S.!. ~ -- -

.TERIAL mm. mm2 1000 mm2 1000 Min Min Max

:ocido 25 - - - - - - 230

nentado 12 100/130 142/184 75 106 9 30 -nplado 25 80/105 113/149 55 48 11 40 -

Y

venido 50 75/90 106/127 50 71 12 40 -~

Recocido Cementación Temple de Temple de

Irma lización Subcrítico tenacidad o dureza o Revenido Forja . I Temple 11 Temple

890°C 650°C 870°C 860°C 8100C 160°C 11000 C

920°C 700°C 900°C 880°C 840°C 200°C 900°C

,RA::T~RISTICAS DEjEl\~PLr.:c:; .;

Ofrece muy buena dureza superficial y buenas propiedades del corazón. Tiene aceptable pro­fundidad de temple, ausencia de zonas no duras (soft spots) en la parte cementada y baja dis­torsión.

Usos: Ejes ranurados, pasadores de pistón, bujes, piñones para cajas y transmisión de auto­motores etc_ Es aconsejable un recocido de estabilización antes de efectuar la cementación. Se aconseja el segundo temple de dureza desde 810/840oC.

25

58

-Tuercas de sUjección

Pbca fija posterior del cierre

Placa portamolde movll

(FIG-25)

Placa portamolde fija

La rosca empleada por las barras es de 2.25 11 correspond.ien~e

al diámetro nominal de las barras_ Plano 2-09.

Datos de la Rosca.

Diámetro de la Rosca (nominal) = 2,25 11•

Diámetro exterior = 57 mm.

Hil os por pulgada = 4.

Paso = 6,35 mm.

Diámetro Básico = 59,375 mm.

Sección Util = 25,791 cm 2

Serie = Gruesa (Referencia N2 5)

Cada barra soporta la cuarta parte de la fuerza de cierre

así: Fb= Fe = 48000 = 12000Kgrs 4 4

La fuerza de 12000 Kgrs, es verdaderamente la carga -

que soporta cada una de las barras por medio del conjunto -

rosca-tuerca de sujección, que es transmitida directamente

desde las placas. Partiendo de la base que no es necesario

producir una pretensión entre placas y las tuercas, la ten-

sión total de la parte roscada de la barra es;

59

a = Fb 12000 Kgrs =4,65 Kgrs/mm 2 = Area Util 25,791mm 2

La carga varia desde cero hasta un valor máximo de 4,65Kgrs/ 2 mm .

amax + ar.Jin 4,65 + O 2,325 Kg/mm 2 am= = = . 2 2

aa= amax amin 4,65 O 2,325 Kg/mm 2 = = . 2 2

am, aa esfuerzos medio y reversible uniaxiales.

Cálculo de Se.

Se' = 0,5 Su

Se' = 0,5 x 75 Kg/mm 2 .

Se' = 37,5 Kgrs/mm 2 .

Se = Ka x Kb Kf x Se' .De estos factores el único -

que varia de la unidad es:

Kc = 1 = 1 = 0,43. Kf 2,3

Se 0,43 x 37,5 Kgrs/mm 2 =

Se 16,10 Kg/mm 2 =

r = 2,062 = 0,034 d 59,375 Kt = 2,5 (Referencia N2 1).

D 63,499 1,069 = = d 59,375

Kf = 1 + q (Kt - 1) = 1+ 0,85 (1,5) =2,3

Usando el diagrama de Sodelberg se tiene:

So

Se .

Sa aa 1,0 sm = = am

Por semejanza de

Sa Sy se =

Sa = Se -

-Sy

Sm =

Se Sm Sy

60

(FIG -26)

Entonces Sa

triángulos:

1 Sm - sy

( 2 ) .

Reemplazando (1) en (2)

Sa = Se - Se Sa Sy

Sa = Se = 1 + Se ~

Factor de Seguridad

16,10

1 + 16,10 50

Sa = 12,10 = 5,20 aa 2,325

Oá Um = 1.0

= Sm. ( 1) .

= 12,10 Kgrs/mm 2

Chequeo delaAltúra de las Tuercas de Fijación~

Para el caso se supone la altura de las tuercas de fijación

igual al diámetro de las barras (63,5mm.)

La rosca de las barras tienden a cizallarce por el diámetro

del medio.

61

La tensión de corte medio para las tuercas es:

7,;=

d =

h =

F =

d =

h =

7,; =

2F Trdh F = fuerza aplicada.

diámetro nominal.

longitud o altura de la tuerca. (Referencia

48000 Kg = 12000 Kg. 4

2,5 11 = 63.5mm.

d = 63.5mm.

2 x 12000 Kg 189,45 Kg/cm 2 = Tr(6,35cmL )

N2 1) .

Las tuercas de fijación se construyen en acero Sidel-

pa normalizado 1541, de alta resistencia a la tracción en -

un rango de 65-80 Kg/mm 2 y a la fluencia de 45 Kg/mm 2 .

Plano: 2-01

La resistencia a la cizalladura del acero Sidelpa 1541 es:

Ssy = 0,5 x Sy

Ssy = 0,5 x 4500 Kg/cm

Ssy 2250 Kg/cm 2 = .

Factor de Seguridad =

2 .

Ssy

7,; = 2250 -11.87

189,45

2.5. Diseño de las Placas Portamoldes y de Cierre. Las pla­

cas portamoldes y de cierre son como su nombre 10 indica

las encargadas de fijar los moldes y de transmitir uniforme

mente la fuerza de cierre. La placas portamoldes son dos:

A2) Placa fija portamolde.

82 ) Placa móvil portamolde, que desliza sobre las barras

38

62

1541 ANALlSIS C Mn Si

QUIMICO .36/.44 1.35/1.65 .15/.3Q

C,,",PA.C-: E q¡STI CAS \'!Ec,.\I'11 :l".5

ESTADO Diámetro Tm. Tf Min. A% Z% HB DEL ~ P.S.I. ~ ~

MATERIAL mm. mm2 1000 mm 2 1000 Min Min. Max.

Recocido 250

Normalizado 16/40 70-85 99-120 45 64 18 40

40/100 65-80 92-113 45 64 16 40

Templado (16 85-100 120-142 60 85 20 50

Y 16/40 80-95 113-135 55 78 20 50

Revenido 40/100 70-85 99-120 45 64 16 ,50

l·-

Recocido

Normalización Subcrítico Temple Revenido Forja

840°C 670°C 830°C 560°C 11000 C

Agua

860°C 690°C 870°C 630°C 850°C

Aceite , ,

.~.

Para partes que deban tener un límite de fluencia alto y fuerte resistencia al desgaste. Particular­mente apto para forjar, por ejemplo. herramientas agrícolas y de mano.

Se usa para fabricar tornillería de alta resistencia y es uno de los aéeros más apropiados para la fabricación de grapas para automotores.

365

63

guias por medio del sistema de rodilleras del sistema de

cierre.

2.5.1. Diseño de la Placa Portamolde Fija. Para el diseño -

de la placa portamolde fija se hacen las siguientes suposi­

ciones. Plano: 2-06.

A2) La fuerza de cierre se considera actuando sobre el area

que ocupa el molde y transmitida por este a la placa direc­

tamente.

82 ) La placa se considera como una viga doblemente empotra­

da en sus extremos y con una carga uniformemente distribui­

da por el area que ocupa el molde.

425

51 51

51

AREA PARA EL MOLDE

MEDIDAS EN MILlMETROS (FIG-27)

64

AREA PARAELMCWI

425

(FIG-28)

El momento máximo de una viga empotrada en sus extremos con

una carga uniforme:

M = Ql 12

= 48000 Kg x 27,2cm 12

M = 108800 Kg-cm.

El esfuerzo máximo será:

r;max = = 6 x 108800 Kg-cm 20,2 cm x (5cm2)

r;max = 1290 Kg/cm 2.

Para la fabricación de la placa se usa un acero Sidel

pa Sae 1045 normalizado con un Sy= 3400 Kg/cm 2 y un St=7300

Kg/cm 2 , en pl acas de 3" x 13" x 18-. Sy 3400 Coeficiente de Seguridad = ---- = =2,60

r;max 1290

65

Cálculo de la Rigidez de la Placa.

EIYmax = QL 3

384 j

E = Módulo de elasticidad del

1 = Momento de inercia =

y = Flecha máxima.

Q = Carga = 48000 Kg.

L = Longitud =

QL3

bh 3

12

Ymax = 384 E~

27,2cm.

= QL3

384 xExbh 3

T2

48000 Kg x (27,2)cm 3

acero

=

6 = 2,1 x 10 .

Ymax = 32 x 2,1 x 10 6 Kg/cm 2x 20,2cm x 5cm 3

Ymax = 5,69 x 10 3cm = 0,057 mm.

2.5.2. Diseño de la Placa Portamolde Móvil. Esta placa tie-

ne como funci6n transmitir la fuerza de cierre directamente

al molde para evitar que este se abra durante la operaci6n

de inyección del material termoplástico, moviendose sobre -

las barras guias.

Para su diseño esta viga soporta una carga uniforme

por el lado por donde sujeta el molde, que es transmitida -

directamente por el sistema de cierre, que va apoyado a ella

en el otro lado en dos areas.

Considerando la placa como una viga empotrada con una

carga uniforme (ejercida por el molde),no se considera nece

sario diseñar para el espesor de la placa, basandose en la

66

placa portamo1de fija que se considero empotrada con una

carga uniforme. Plano: 2-05.

$- -$ 4- 375

1 FIG-29)

-é-~ 425 -~

2.5.3. Diseño de la Placa fija Posterior del Cierre. La fun

ción de esta placa es soportar el cierre cuando el hidráu1i

co 10 abre para transmitir el movimiento a la placa portamol

de móvil, y al efectuar la inyección recibe la acción direc

ta de la fuerza de cierre en una area uniforme transmitien­

dose a las barras guias por medio de las tuercas que las su

jetan.

Para el diseño de esta placa se considera como una vi

ga empotrada en sus extremos y con una carga uniformemente

distribuida. Plano: 2-07.

El momento máximo para esta_viga es:

f1 = QL 12

48000 x 25,5cm

12

El esfuerzo máximo es:

= 102000 Kg/cm

z;max = =

67

6 x 102000 Kg/cm

14,5cm x 5cm 2 h = Espesor de la placa = 5 cm.

z;max = 1688 Kg/cm 2

Usando el acero Sidelpa Sae 1045 con Sy = 3400Kg/cm2.

Coeficiente de Seguridad = ~ = 3400 = 2 z;max 1688

t 425mm

-e--- 1

255m i

365mm AREA DONDE ACTUA

85mm 145mm LA REACCION DEL CI~

L RRE

I05mm

26.7mm

(FIG-301

68

425mm t

_t~ ____ --,

t 255mm

t

365mm AREA DONtE AC~ 65 145mm LA REACCION (EL CIE_ .l----~~~-___,

RRE

I05mrn

26.7mn

tFIG-30)

69

Forma de Sujeción del Molde.

Debido a que el molde se sujeta a la placa portamolde

móvil y a la placa portamolde fija para la operación de in-I

yección del material, se necesita sujetarlo a estas placas

de alguna forma.

Para llevar a cabo esta función se utiliza en este di

~eño el sistema normalizado de la ASME de las ranutas en T

(Referencia N2 14).

S e s e 1 e c c ion a u n a r a n u r a par a pe r n o s en T de 12,7 cm (1/211).

t 23.00 t I

\ t 15.48

1 (FIG-31l

Debido a este sistema de sujección las placas deben -

aumentarse en su espesor en 25,4mm, para facilitar la cons-

trucción de las ranuras.

70

3. SISTEMA HI~RAULICO

3.1. Generalidades. Los movimientos efectuados por esta má­

quina se obtienen hidráulicamente, mediante el aceite succio

nado por una bomba desde el depósito movida por un motor e­

léctrico, que le transmite una potencia suministrada en pr~

sión, la cual tiene por objeto mover los cilindros hidráuli

cos que a su vez están encargados de transmitir los movimi­

entos a los diferentes sistemas de cierre e inyección contra

lados por válvulas de diferentes funciones.

3.2. Funcionamiento. Si el aceite impulsado por la bomba -

(14) llega a la placa de distribución cuando no hay ninguna

de las palancas de las válvulas (5 y 10) accionadas, lo que

ocurre cuando la máquina no realiza ningún movimiento, vol­

vera al depósito (16) por el interior de los reguladores de

presión (11 y 12), (válvulas de seguridad).

En el movimiento de cierre se acciona la palanca de -

la-válv~la (5) lado (A), con lo que el aceite pasa de la pl!

ca por la válvula de seguridad (3) hacia la parte posterior

del cilindro de cierre y apertura. La presión del aceite la

indica el manómetro (2) cuando se oprima el pulsador del mo

71

nómetro.

Si es acciona~a la palanca de la válvula direccional

(5) lado (B), se efectua el movimiento de apertura, por lo

que el aceite circula hacia la parte anterior del cilindro

(1), pasando por la válvula de seguridad (4).

En el movimiento de inyección, se acciona la palanca

de la válvula direccional (10) lado (B), con lo que el acel

te pasa de la placa por la válvula de seguridad (9), hacia

la parte posterior del cilindro de inyección (6).

La presión de aceite la indica el manómetro (7) cuan­

do se oprime el pulsador de manómetro.

Si es accionada la palanca de la válvula direccional

(10) lado (A), se efectúa el movimiento de retroceso de in-

yección por 10 cuál el aceite circula hacia la parte ante­

rior del cilindro (6) pasando por la válvula de seguridad

(8).

72

3.3. Mecanismos Diversos Utilizados en el Sistema Hidráulico

I I

-~I----

L ___ ..1

I II-----+-

I Válvula de Descarga: Válvula que

envia fluido al depósito cuando

se mantiene una presión predete!

minada en su linea de pilotaje.

Válvula de Seguridad:Válvula ac-

cionada por presión que desvia -

el caudal procedente de la bomba

al tanque, limitando la presión

del sistema a un valor máximo

predeterminada.

Válvula Direccional: Válvula que

envia caudal o impide el paso del

mismo en direcciones determinadas

previamente.

Motor Eléctrico:Dispositivo que

transforma la energia hidráulica

en energia mecánica de rotación.

Cilindro de Doble Efecto:Cilindro

en el que la fuerza del fluido -

73

---(0)---

:1

puede ser aplicada en ambas di-

recciones.

I

Deposito: Recipiente para alma-

cenar el liquido en una central

hidráulica.

Filtro ó Colador: Dispositivo -

cuya función principal es rete­

ner los contaminantes disolubles

en el fluido.

lineas Cruzadas Tubo, Tuberia ó

manguera flexi-

linea Principal ble que actúa

como conductor

de un fluido Hi

dráulico.

Manónetro: Escala de presión que

no tiene en cuenta la presión at

mósferica y el punto cero es

1 Kp/cm 2 absoluto.

74

3.4. Cálculo del Tipo de Bomba

Para el caso del cilindro de Inyección calcularemos en I

base de su diametro, a su presión y a su area; el caudal, la

velocidad del fluido y el motor requerido para su accionami-

ento.

Del Catálogo de productos industriales de la Vickers (pag 46)

se seleccionó una bomba de doble acción (sistema de alta y -

baja) correspondiente para el sistema.

Bomba V 2010 - 1F - 13S-5S (1800RPM) Diametro cilindro =6 11

( 19GPM Y 7,3 GPM)

(73,15 in 3/seg y 28,07 in 3/seg

Los caudales requeridos serán:

Q1 = (alta velocidad, baja presión)

Q1 = 101,22 in 3/seg V - Q] 1 A

Presión = 2000

Area = 28,27

Area = 4,38

_ 101,22 in3~seg - 28,27 pulg

V1= 3,57 pulg/seg.

Q2- (baja velocidad)-altapresión).

V = Q2 2 A

28,07in 3/seg - 28,27 pulg l

V2= 0.992 Pulg/seg.

psi

pulg 2

cm 2

Para encontrar el area de las tuberias se tiene en cuenta

las diferentes velocidades tanto para las tuberias se succi-

ón como para las tuberias de presión.

7 - 20 ft/se presión = 2,1336 m/seg - 6,096 m/seg.

2 - 4 ft/seg succión = 0,6 m/seg - 1,21 m/seg.

75

Se asume para las tuberias de presión una velocidad de 15

ft/seg = 4 m/seg.

Del manual de Oleohidráulica Industrial de la Vickers(pag28)

se calcula el area en cm 2.

Suoerficie = (cm 2)

4,146 cm 2 =

Caudal ( ltrs/min )

6 x Velocidad (m/seg)

99,540 Ltrs/min 6 x 4 (m/seg)

1T d2 entonces 4 x

4 1T

d2 = 5,281 = 2,29 cm = 0.90 pulg.

= 4,146 cm 2

4,146 = d2

Para las tuberias de succión se asume una velocidad de 0,8

m/seg.

Area (cm2) = 99,540 lts/pulg = d2 6xO.8 m/seg

1T d 2 20,738 =

4

d2 = 26,404

entonces 4 x 20,738 = d2 1T

d = 5,13 cm = 2,00 Pulg.

Cálculo del Tipo de Motor a Utilizar.

Se cálcula teniendo en cuenta una presión mínima de 400 psi

y para una presión máxima de 200 psi.

HP 1 = Ql x PI x 0,0007 = 26,3 x 400 x 0.0007 = 7,4 HP.

HP2 = Ql x P2 x 0,0007 = 7,3 x 2000 x 0.0007 = 10.2 HP.

Se debe utilizar un motor de 10HP.

Motores

Datos técnicos, tablas de selección 76

Motores trifásicos con rotor de jaula, tipo 1lA

Potencia nominal

a220VenA

I HP 'kW

, a260VenA la«OVenY

I

I , IHP kW

1.800 rpm (4 polos)

0.17 0.12 I 0.2 0.15 63 0.25 0.18 I 0.3 0.22 63 0.33 0.24 i 0.39 0.29 71 0.5 0.37 , 0,6 0,« 71 0,75 0,55 0,9 0,66 80

1.0 0.73 1,2 0.88 80 1.5 1.1 1,11 1.32 90S 2.0 1,47 2.4 1,75 90l 3.0 2.2

I 3,6 2.65 100 l

4.0 2.9 4.8 3.5 100 l

5,5 4.0 6.6 4,85 112 M 7.5 5,5 , 9 6,6 1325

10 7,3 I 12 8,8 1325 15 11.0 I 18 13,2 160 M 20 14.5

.1

24 17.5 160 M

25 18,5 30 22 180M 30 22 36 26.5 180 l 40 30 48 35.3 200 L 50 37 60 « 2255 60 45 72 53 225M

75 55 90 66.2 250 M 100 75 1120 I 88.3 280 5 125 90 1150 110.4 280 M

1

1.200 rpm (6 polos)

0.331 0.24 0,39 0.

291

71 0.5 I 0.37 ·0.6 0,« 80 0,751 0,55 0.9 0,66 80 '.l o.n

1.2 0.88 90 5 1.5 1.1 1.8 1,32 90L

2,0 1.47 2,4 1.75 100 L 3,0 2.2 '3.6 2,65 112 M A.O 2.9 - A.8 3,5 1325 5.5 1 4.0 6,6 4.8~ 132 M 7,5 5,5 9 6.6 132 M

10 7.5 12 e.e 160 M 15 11.0 18 13.2 160 L

20 15 24 11,5 180 l 25 I ~.5 30 22 200 l 30 36 26.5 200 l

40 30 48 35,3 225 M 50 37 60 <CA 250M 60 45 72 53 2805 75 55 90 66.2 280M

Kl1

16 16 16 16 16

16 16

1

'6 16 16

1'6 16 16 16 16

16 16 16 16 16

16 16 16

16 16 16 16 16 -

16 ~ 16

.., 16 16

)

16

16 16

16 16 16

16 16 16 16

I

I Valores de servicio a la polencia nominal

1 Velo- 'Intensidad ¡ Ren- Factor I Par 1 cldad ,nominal di- de no-I nominal' • mien- polen- minal de la 220 Vi a 440 V 10 claO) 0) rolaclón' a 260 V en y ,,0)

enA

A A toS ~ kgfm

1,.570 0.

831 0. 48 157 0.72 0.091

1.580 1.15 0.66 58 0.74 0.136 1.610 1.50 0.86 159 0.74 0.173 1.630 2 1,15 164 0,76 0,264 1.660 2,60 1.50 73 0,78 0,388

1.680 3,40 1.96 76 0,78 0,511 1.680 4.85 2.80 74 0,81 0,767 1.680 6.40 3,70 75 0.111 1,02 1.690 8.80 5,08 80 0,82 1.52 1.700 11.80 6 82 0,82 2.03

1.690 15,6 9 82 0,82 2.75 1.720 20,3 11.7 85 0,84 3,75 1.720 27 15;6· 86 0,85 5,00 1.730 38.11 22,4 88 0.85 7,40 1.740 52.50 30,3 89 0,85 10.0

1.760 66 39 89.5 0.82 11,8 1.760 78 46 90,S 0,83

1'4

•0

1.770 1102 61 91.5 0,83 19.0 1.770

112A 73 92,2 0,85 23.4

1.770 U8 88 92.11 0,85 28.6

1.775 183 107 93 0,87 34.6 1.780 1240 rAl 93,8 0,86 47 1.780

1302 178 94 0,86 36.7

1 1.030 1.50 0.116 59 0.76 0.27 1.060 2.011 1.20 67 0.72 0,41 1 D80 2,86 1,65 62 0,72 0,60 1.090 4,0 2,31 68 0,72 0.79 1.090 5,55 3,2 73 0,72 1,18

1.110 6,92 4,0 76 0,74 1.55 1.110 10,2 5,9 77 0,74 2,32 1.140 13 7.50 80 0,76 3,02 1.120 16,80 9,70 83 0,76 4,22 1.130 22.4 12.90 85 0.76 5.70

1.150 31.4 18.1 84 0.75 7,47 1.150 41,6 24 87 0,80 11,21

1.160 53 32 88.5 0,82 15,12 1.170 6S 39 90 0,83 18.30 Ü)O 79 A7 " 0,83 22,03

'. 1,175 102 60 " 0,84 29,86 1.175 12A 7A 92 0,85 36.87 1.175 lA9 88 92 0,86 ¡ 44,73 1.175 ,las 110 93 0,116 54,72

1

Par de UTIII­queO)

Inlen- Par aldad mi-de ximo arran- 0) que 0) ,

para conexi6n di recta como factor

del de la del par Inten- par no- sidad no-minal no- minal

minal

- - -- - -2.74 3.3 -2,74 3.5 -3,6 4.5 -3,6 4.5 -3.31 4.5 2.4 3,60 5.0 2.6 3,6 5.5 2.7 4.32 6.0 5.2

4,03 6,11 3.0 3,6 7.0 2,8 3.6 7.4 3.0 3.6 7.4 3,0 3.6 7.6 3.1

2,6 6,0 2,3 2.6 6,0 2,3 2.6 6.D 2.2 2,6 6,0 2.2 2.6 6,0 2.2

2.6 6,0 2.1 2,6 6.0 2,1 2.6 6.0 2.1

3.17 3,0 -3.17 3,5 -3,17 3.5 -2,88 3.8 2,1 3.17 3,8 2,2

3.17 4.5 2.2 3,17 U 2.4 3.17 5.2 2.5 3,46 5.~ 2.7 3,74 6,2 3.2

3.74 6.4 3.2 3.74 6.5 3,0

2.6 5.7 2,2 2.6 5.7 2,2 2.6 5.7 2.2

2,6 5.7 2,2 2.6 5.7 2,2 2.5 5.7 2,2 2,5 5.7 2,1

Peso n.1O

aplOL kg

Tipo

- ¡'LA2015-4 - lLA2 016--4

6.10 lLA2025-4 6.6 lLA2026--4 9.0 lLA2035-4

9,8 lLA2036--4 19 lLA2Q44.......C 22,3 lLA2~ 32 lLA205~ 32.3 lLA20S4--4

« lLA2766--4 64 llA2 772-4 76 lLA2778-4

101.4 lLA2784-4 112 lLA2788-4

170 lLA418~ 190 HA4186-4 250 HA4207-4 300 lLA4220-4 325 lLA422~

455 lLA4 25~ 610 lLA4280-4 680 lLA4~

6.9 llA202~ 10.11 lLA203~ 10.8 lLAlO~ 19 lLA2~ 22.3 lLA2~

33.5 lLA2OS~ 40 !ILA27~ 36 i lLAl 772-1. 64.6 ¡'LA2777-1. 74,4 llA2 778-1.

99,4 I'LA27~ 128 llA2 788-1.

180 HA418&-' 240 l'lA.~ 255 lLA4207-1.

315 I'LA4223-' 435 lLA4253-'

530 ¡'LA428O-' 600 lLM 283-'

N.O de depósIto

832420 832430 832440 832460 832490

832401 832402 832403 832404 832405

832407 832409 832412 832418 832424

842425 842430 842 «O 842450 842460

842475 842410 842412

8326AO 832660 832690 832601 832602

832603 832604 83260S 832607 832609

832612 832618

842620 842625 842630

842610 842650 842660 842675

°1 los v.lor~s son válidos para 260'440 V, 60 Hz. P.r. 220 V se aiteran los valores como .igu~: p.res e intensid.d~s disminuyen en un 20 .,. el COI", ~um.nt. en un 5 '/" aprox .• y el rendimiento desciende en un S 'l., eprox. '

77

3.5. Funcionamiento de Molde de Desenrosque Automatico

para Tapa.

Una vez que la maquina ha terminado el ciclo de iny~

cción comienza el proceso de desmoldeo:

Al mismo tiempo que la apertura de la maquina opera el tor­

nillo central del molde desenroscando los machos de las ca­

vidades.

El tornillo (20 ) está montado sobre rodamientos de rodi -

llos cónicos y gira al abrir la máquina ya que la fuerza

( 26 ) está fija en el lado de Apertura de la máquina perml

tiendo por medio de un piñon central ( 18) montado sobre el

tornillo ( 20 ) mover otro piñon Satelite ( 24 ) fijo al ma

cho de la Cavidad ( 10 ) el cual va también montado en roda­

mientos ( 21 ) permitiendo así que el artículo (Tapa) vaya

quedando libre, pués esta actuando al mismo tiempo la placa

expulsora (8 ) por medio de resortes ( 4 ) que estan si­

tuados entre la placa portamachos (3 ) y la expulsora (8 )

Esta placa tiene en cada Cavidad un Buje ( 15 ) con ciertos

salientes que sirven de freno al artículo (Tapa) para que

este no gire con el macho; tiene también esta placa Limita­

dores ( 13) que son para que la placa no vaya a quedar suel

ta y los resortes fuera de su sitio.

ID mn.IIOGUIFIIA

Beer, Ferdeimand P. Mecánica Vectorial para Ingenieros, New York, Me. Gran Hill, 1977. ( ~eferencia N°12 ).

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-

-

1ft 11 ItI ru IJI 1---

I I 00 O

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111 1111

SISTEMA CIERRE DE RODILLERA Y SISTEMA DE AI11VTENTACIO:'J

ESCALA PLANO N° 1 ': IV 80

1: 5 DISENO Y Perchy y E Donneys DIBUJO , RAUL A FRAN C

REVIS O ING

LEYVER

AL ZA TE ~ ...

UNIVERSIDAD AUTONOMA DE OCCIDENTE.

I

18 2 Pistones de dositi~cion 1-04 21 1 Torpedo poly liner .. 1-04' 23 1 Palanca de dosificacion 1- 03 16 1 . ' Tolva <.' • 1. ... 03 22 1 . Boquilla 1- 02 20 1 Cilindro de cale 1accion 1-·02 17 1 Cilindro de dcsificacion 1":"01 19 1 Cilindro guia 1-01 Part Icant Designación PI~o NO

-~ .. <

.-~ .. SISTEMA DE ALIMENTACION

PLANO N° '.

1-00 111, - ,SO. -ESCALA

DI5E ÑO . v. P erchyy E. Donneys D/$UJO: ,

1,2;5 RAUL.A. FRANC(

RE VtSO: UN1VERSIDAD AUTO NOMA DE ING.

I FVVF'R Or.r.IOF NTE.

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l'

I 55 ~I

Broca 1/41

f/J 90

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Cilindro de dosificacion ACERO AL

17 1 ~ÁRBoNO TI 54

CH indro guia ACERO AL

19 1 CAIIBONO TI 5;

R:rt p¡nt. DESIGNACION MATERIAL

CILINDRO DE DOSI FIC ACION y CILINDRO G'UIA

Esé: PLANO N~ 1-0\ VII-SO

1: 1,25 DISENO: y. Perchy y E. Oonney~ DiBUJO:

REVISO: UNIVERSIDAD' AUTONOMA DE ING. r\ /" /" I 1"'\ e 1\.1 T r:

so

. , -' ~. '.

400 .

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. 2 "4-4 5-NC-2

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22 1 Boqlutla de inyec<;ion. ¡ ASSA.S40t " '

20 < 1 CHindro . de calefacdon ASSA8!401

fart ~t Des;igni1~fon Materi'¡J : '"

1445 '. "

BOOUlL-LA y CtUNDRO DE CAlEFACC10tif

ESCALA: PLANO N° 1-02 111-80. . ',"'

. ESCALA: 1: 1 INDICADA

. ,. [DIBUJO!

DISENO V. Perchy y E.Dohne'y·s ' nWL A FRAIt'

REVISO, '" UNIVERSIDAD AUTONOMA DE ING.

LEYVER OCCIDENTE.

r r-I 1

lO: O .,

--(D, m (Di "& \SI.

100

,-R 7.5r 100

,1 --R.15

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PISTONES DE DOSIFICACION Y "TORPEDO R:>LY L1NER

ESCALA: PLANO N° 1-04 VIt - 80

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DiSEÑO Y.Perchy y E. Do nney's

REVISO: UNIVERSIDAD AUTO NOMA DE IHG.

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SISTEMA DEL CIERRE DE RODILLERA

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SUJETADORES VERTICALES DEL C·I ERRE TUERCAS

ESC. PLANO N° 2-01

INDICADA OISE"RO:

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SOB-RE PLACA MOVIL

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REVISO: UN IVE RS I DAD AUTONOMA DE OCCIDENTE Inl!.

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SECCION A-A SECC ION 8-BI

PLACA FIJA A.C SIDELPA

11 I SOBRE SA E 1010-

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SOBRE PLACA FIJA

ESe. PLANO N° .2A 1 VII ~ 198 O'

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PLACA PORTA' MOLDE MOVIL , ---........ ,;. __ .

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PART. CANT. DESIGNACION

PLACA- PORTA

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1:3.33 O I S E·N O : YAIIIL mm . EDIAR

ACEIO SI DELPA S AE 104S

MATERIAL

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PEICHY DONNEV'S

REVISO UNIVERSIDAD AUTONO MA . DE OCCl DENTE , ... L.ALZA'" CA LI COLO ... IA

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PART. CANT. O E S I G N A C I O N MATERIAL

PLACA FIJA POSTERIOR O.EL 'CIERRE

ESC. PLANO N° 2-07 I . VII - 1980

1:3.3 DISEÑO YAIIIL PElteHY IDeAR DON~EY·S

REVISO UNIV~RSIOAO AUTONO MA DE OCCI O'E NTE Ina_

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