UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR Decanato de Estudios

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
Decanato de Estudios Profesionales
Coordinación de Ingeniería Mecánica
DISEÑO DE UNA MÁQUINA BOBINADORA DE HILOS DE FIBRA DE VIDRIO PARA
LA INCORPORACIÓN DE CAPACIDAD CNC
Por:
Br. Donato Agostinelli Capaldo
Sartenejas, Septiembre 2008
ii
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
Decanato de Estudios Profesionales
Coordinación de Ingeniería Mecánica
DISEÑO DE UNA MÁQUINA BOBINADORA DE HILOS DE FIBRA DE VIDRIO PARA
LA INCORPORACIÓN DE CAPACIDAD CNC
Por:
Br. Donato Agostinelli Capaldo
Realizado con la Asesoría de:
Tutor Académico: Prof. Rafael Ruiz
Tutor Industrial: Ing. Peter Jackson
INFORME DE PASANTÍA LARGA
Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar
cómo requisito parcial para obtener el título de
Ingeniero Mecánico
Sartenejas, Septiembre 2008
iii
DEDICATORIA
A mis padres,
Por ser las personas más influyentes e importantes en mí vida,
Por mostrarme siempre el mejor camino y empujarme a alcanzar mis metas,
Por el afecto y apoyo incondicional que me han brindado a lo largo de mi vida.
A mi hermano,
Por ser un gran apoyo y compañero,
Por querer siempre lo mejor para mí.
A mi familia,
Por creer siempre en mi y esperar lo mejor.
A mis amigos y amigas,
Por siempre estar ahí para mí,
Por sus aportes indispensables en mi carrera y en lo personal.
iv
AGRADECIMIENTOS
A la familia Jackson-Morales por abrirme las puertas de su hogar y permitirme ser parte
de su familia durante 6 meses, sin los cuales no hubiese sido posible mi estadía en Australia.
A Tilena Morales y Tilena Szepesi por creer en mis aptitudes y ser el enlace que hizo
posible toda esta experiencia.
A mi tutor académico Rafael Ruiz por su ayuda y apoyo durante el proyecto de pasantía,
así como por sus enseñanzas y reflexiones.
A mi tutor industrial Peter Jackson, por brindarme su apoyo y poner siempre a disposición
su tiempo y conocimientos durante la pasantía.
A Alex Brown, por darme la oportunidad de demostrar mis capacidades y abrirme las
puertas de la empresa.
A Robyn Bourke, Geoff Bourke, Vince Barrett y a todo el personal de CTAPL por
hacerme sentir desde un principio parte de la empresa y por sus valiosas contribuciones a lo largo
de la pasantía.
v
GLOSARIO
Control Numérico Computarizado (CNC)
Se considera a todo dispositivo capaz de dirigir el posicionamiento de un órgano mecánico
móvil mediante órdenes elaboradas de forma totalmente automática a partir de informaciones
numéricas en tiempo real.
Plásticos reforzados en fibra (PRF)
Son todos los materiales compuestos en el cual se tiene una matriz de algún polímero
reforzadas con fibras, usualmente de vidrio, carbono o aramidas.
Fibra de vidrio
Es un material formado por hilos extremadamente delgados de vidrio, utilizada
prioritariamente como agente de refuerzo en materiales compuestos.
Resina
Son líquidos viscosos generalmente de materiales polímeros, con propiedades que le
permiten endurecerse por medio de un agente catalizador y la emanación de calor
(termoendurecible).
Viniléster
Resina muy resistente a la corrosión, incluso ácidos. Soporta altas temperaturas, el exterior y
la fatiga. También tiene buenas propiedades de aislamiento tanto térmico como eléctrico.
Catalizador
Es una sustancia responsable de acelerar el proceso de endurecimiento de la resina, sin
alterar el balance final de las propiedades de la misma.
vi
Bobinado de filamento
Proceso utilizado para fabricar productos tubulares mediante la alimentación continua de
hilos de fibra tipo “roving” a un molde por contacto con una barrera de corrosión previamente
hecha sobre el mandril. Los hilos son aplicados formando un patrón, con una tensión controlada.
Los hilos pueden estar previamente impregnados de resina.
Moldeo por contacto
Proceso de laminado en el cual se aplican capas de fibra y resina sin aplicar presión.
Rovings
Colección de filamentos paralelos que pueden o no estar ensamblados por un enrollado.
MAT
Arreglo de trozos cortos de fibra de vidrio aleatorio, agrupados por una sustancia resinosa.
Woven roving
Una tela gruesa formada por varios “rovings” tejidos entre si.
Mylar
Película delgada de un poliéster resistente desarrollada por DACRON en los años 50.
Velo
Es una tela no tejida muy liviana, hecha por filamentos continuos de fibra de vidrio.
Angulo de bobinado
Es el ángulo en el cual se alimentan los hilos al mandril, medido desde el eje del mandril.
vii
TEX
El peso de los “roving” en términos de gramos por cada 1000[m].
TAPER LOCK®
Componente formado por dos piezas con un ajuste cónico utilizado para fijar dispositivos en
ejes.
viii
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
Decanato de Estudios Profesionales
Coordinación de Ingeniería Mecánica
DISEÑO DE UNA MÁQUINA BOBINADORA DE HILOS DE FIBRA DE VIDRIO PARA
LA INCORPORACIÓN DE CAPACIDAD CNC
INFORME DE PASANTÍA LARGA presentado por:
Br. Donato Agostinelli Capaldo
REALIZADO CON LA ASESORÍA DE: Rafael Ruiz y Peter Jackson.
RESUMEN
El siguiente informe presenta el proceso llevado a cabo para determinar los requerimientos
operacionales para modificar una máquina bobinadora de filamentos de fibra de vidrio de la
empresa CTA Pty. Ltd. El fin es capacitarla para operar satisfactoriamente con un paquete de
automatización desarrollado en conjunto con la empresa J&K AMC, para producir recipientes
presurizados y no-presurizados en PRF. Se llevo a cabo un estudio dentro de la empresa donde se
involucraron a los operadores, la gerencia y el departamento de desarrollo para determinar los
requerimientos operativos y los puntos que se deben mejorar. Luego, se realizo un proceso de
evaluación de los requerimientos de torque y potencia utilizando herramientas de dinámica de
cuerpos rígidos para determinar las características del tren de potencia utilizando la teoría del
comportamiento dinámico de los sistemas mecánicos. Se evaluaron distintos componentes que se
encuentran en el mercado para determinar los que mas se ajustan a las necesidades de la máquina
y operadores. Luego se dimensionaron conforme a los requerimientos de cada componente
mediante teorías de falla dentro del diseño mecánico y finalmente se realizaron los planos de
fabricación y ensamblajes con el programa tipo CAD “Solidworks Office Premium 2006”.
Aprobado con Mención: _______
Postulado para el Premio: ______
Sartenejas, Septiembre 2008
ix
ÍNDICE GENERAL
DEDICATORIA ……………………………………………………………………………..… iii
AGRADECIMIENTOS ............................................................................................................... iv
GLOSARIO ……………………………………………………………………………………... v
RESUMEN ………………………………………………………………………………... …. viii
ÍNDICE DE FIGURAS ............................................................................................................... xii
ÍNDICE DE TABLAS ................................................................................................................ xiv
INTRODUCCIÓN ......................................................................................................................... 1
CAPÍTULO 1.
PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA Y OBJETIVOS ........................ 3
1.1. Planteamiento del problema……………………………………….………………….. 3
1.2. Objetivos ………………………………………………………...……………………… 5
1.2.1. Objetivos Generales................................................................................................... 5
1.2.2. Objetivos Específicos................................................................................................. 5
CAPÍTULO 2.
PERFIL DE LA EMPRESA......................................................................... 6
2.1. Gama de Productos ............................................................................................................ 6
2.2. Métodos de Manufactura................................................................................................... 7
2.2.1. Moldeo por Contacto o Laminado a Mano:.............................................................. 7
2.2.2. Bobinado de Hilo ......................................................................................................... 8
2.2.3. “Hoop Chop” .............................................................................................................. 10
2.2.4. Bolsa de Vacío ........................................................................................................... 10
CAPÍTULO 3.
REQUERIMIENTOS DE OPERACIÓN.................................................. 11
3.1. Características .................................................................................................................. 11
3.2. Seguridad........................................................................................................................... 12
3.3. Gama de Productos .......................................................................................................... 13
3.4. Alimentación de Filamentos ............................................................................................ 15
CAPÍTULO 4.
CARACTERÍSTICAS DE CARGA .......................................................... 17
4.1. Velocidad Angular............................................................................................................ 17
4.2. Inercias de los Mandriles ................................................................................................. 19
4.3. Inercia de los Recipientes................................................................................................. 21
4.4. Torque y Potencia de Carga ............................................................................................ 23
x
4.4.1. Filamentos .................................................................................................................. 23
4.4.2. Recipientes................................................................................................................. 25
4.4.3. Mandriles................................................................................................................... 31
4.4.4. Requerimientos de Torque y Potencia Totales ....................................................... 32
4.4.5. Laminado a Mano...................................................................................................... 34
CAPÍTULO 5.
MOTOR........................................................................................................ 37
CAPÍTULO 6.
CONSIDERACIONES DE AUTOMATIZACIÓN.................................. 44
6.1. Sensores ............................................................................................................................. 45
6.2. Computadora Central ...................................................................................................... 45
6.3. Panel de Control ............................................................................................................... 46
6.4. Convertidores de Frecuencia........................................................................................... 47
CAPÍTULO 7.
DISEÑO DE MÁQUINA ........................................................................... 50
7.1. Extensión del Mandril del Lado de Soporte Libre ........................................................ 51
7.2. Soporte del Mandril del Lado Libre............................................................................... 51
7.3. Extensión del Mandril del Lado del Tren de Potencia.................................................. 53
7.4. Soporte del Mandril del Lado del Tren de Potencia ..................................................... 54
7.5. Cardán ............................................................................................................................... 56
7.6. Tren de Potencia ............................................................................................................... 56
7.6.1. Ejes .............................................................................................................................. 57
7.6.2. Chumaceras................................................................................................................ 58
7.6.3. Coronas....................................................................................................................... 59
7.6.4. Transición del eje al cardán...................................................................................... 59
7.6.5. Soporte del motor. ..................................................................................................... 60
7.7. Marco................................................................................................................................. 61
7.8. Riel de la Bandeja ............................................................................................................. 62
7.9. Conector Entre el Marco y el Riel de la Bandeja .......................................................... 63
7.10. Panel de Control y Eléctrico .......................................................................................... 64
7.11. Conexión entre el Tren de Potencia y el Mandril ........................................................ 65
7.11.1. Eje nervado .............................................................................................................. 65
7.11.2. Disco protector ......................................................................................................... 66
7.11.3. Cubo nervado........................................................................................................... 66
xi
CAPÍTULO 8.
CONCLUSIONES ...................................................................................... 69
CAPÍTULO 9.
RECOMENDACIONES ............................................................................ 71
CAPÍTULO 10.
REFERENCIAS ......................................................................................... 72
CAPÍTULO 11.
ANEXOS ..................................................................................................... 74
xii
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1. Estructura del laminado final [2]................................................................................... 10
Figura 2. Diagrama de la máquina de potencia. ............................................................................ 12
Figura 3. Historial de productos. ................................................................................................... 14
Figura 4. Velocidad angular para distintos diámetros y espesores de pared. ................................ 18
Figura 5. Corte transversal de la composición del mandril para diámetros de 1m hasta 3m. ....... 19
Figura 6. Inercia del mandril de 1[m] a 3[m] para distintas configuraciones. .............................. 20
Figura 7. Inercia de distintos recipientes no presurizados............................................................. 22
Figura 8. Inercia de distintos recipientes presurizados.................................................................. 22
Figura 9. Torques para las condiciones de jalado de filamentos. .................................................. 24
Figura 10. Potencia para el jalado de filamentos........................................................................... 25
Figura 11. Diagrama para una pasada en bobinado de recipientes a presión. ............................... 27
Figura 12. Torque para los distintos recipientes no-presurizados. ................................................ 28
Figura 13. Potencia requerida para distintos recipientes no-presurizados..................................... 29
Figura 14. Requerimientos de torque para los recipientes presurizados ....................................... 30
Figura 15. Requerimientos potencia para los recipientes presurizados......................................... 30
Figura 16. Requerimientos de torque para los mandriles. ............................................................. 31
Figura 17. Requerimientos de potencia para los mandriles........................................................... 32
Figura 18. Torques para arcos de distintos grados. ....................................................................... 36
Figura 19. Motores Rossi de 6 polos. (ROSSI GM) [8]................................................................ 38
Figura 20. Curvas de comportamiento para motores AC. [8] ....................................................... 39
Figura 21. Momentos accionántes para distintos recipientes. ....................................................... 40
Figura 22. Tiempos de levantamiento. .......................................................................................... 42
Figura 23. Tiempos de frenado...................................................................................................... 43
Figura 24. Diagrama del sistema de control. ................................................................................. 44
Figura 25. Sensor montado en la bobinadora de tubos.................................................................. 45
Figura 26. Panel de control............................................................................................................ 46
Figura 27. Diagrama de control para un ciclo abierto típico. [9] .................................................. 48
Figura 28. Tabla comparativa de las distintas aplicaciones para máquinas. [10].......................... 49
xiii
Figura 29. Soporte del mandril del lado libre................................................................................ 51
Figura 30. Análisis de esfuerzo en la base de rodillo. ................................................................... 52
Figura 31. Unión biselada del mandril y la extensión. .................................................................. 53
Figura 32. Soporte actual del mandril. .......................................................................................... 54
Figura 33. Detalle de propuesta de restricción axial. .................................................................... 55
Figura 34. Propuesta de soporte del mandril del lado de potencia. ............................................... 55
Figura 35. Pieza de transición........................................................................................................ 60
Figura 36. Soporte del motor......................................................................................................... 61
Figura 37. Soporte de la bandeja. .................................................................................................. 63
Figura 38. Ensamblaje propuesto por medio de las vigas conectoras. .......................................... 64
Figura 39. Ensamblaje de la conexión al mandril. ........................................................................ 67
Figura 40. Ensamblaje de soportes del cardán. ............................................................................. 67
Figura 41. Ensamblaje de máquina................................................................................................ 68
xiv
ÍNDICE DE TABLAS
Tabla 1. Productos fabricados. ..................................................................................................... 13
Tabla 2. Dimensiones definitivas de productos............................................................................. 15
Tabla 3. Esfuerzos de jalado de filamentos para distintas condiciones......................................... 16
Tabla 4. Torque y potencia total para recipientes no-presurizados. .............................................. 33
Tabla 5. Requerimientos finales para los recipientes. ................................................................... 34
1
INTRODUCCIÓN
CORROSION TECHNOLOGY AUSTRALIA Pty. Ltd., (CTAPL), es una empresa
privada australiana, cuya sede se encuentra en Dandenong, Victoria. La compañía esta
especializada en ofrecer soluciones de productos donde se necesitan contar con un alto grado de
resistencia a la corrosión mediante el uso de materiales compuestos.
Actualmente cuenta con una gama de maquinaria capaz de desempeñar distintas funciones
que, junto a un personal altamente capacitado y con gran experiencia en el campo de los
materiales compuestos, realizan la gran variedad de productos que han salido de sus
instalaciones.
En un mercado creciente para las soluciones en materiales compuestos y en las aplicaciones
donde se necesitan elementos capaces de resistir la abrasión de la intemperie, resistencia a
sustancias corrosivas en general, combinaciones inertes, etc., las demandas sobre la empresa son
cada vez mayores y por esta razón se ha visto en la necesidad de aumentar la capacidad de
producción, la eficiencia de los procesos y el rango de soluciones a ofrecer.
En miras a esto, se quiere automatizar las máquinas bobinadoras de hilo para quitar la carga
de personal que requiere hacerlo manualmente, ya que bajo las condiciones actuales se necesitan
de hasta 6 trabajadores para operar la máquina más grande, constituyendo en uso innecesario de
mano de obra calificado para desempeñar otras funciones.
Las bobinadoras de hilo consisten en 2 componentes principales, el mandril o molde, que
gira jalando los hilos y la bandeja, que es la responsable de ir posicionando los hilos en donde sea
pertinente. Dichos componentes funcionan en conjunto de manera armónica, siendo la bandeja
esclava al mandril, ajustando su posición según el patrón que se desee formar en los recipientes.
Para lograr esta tarea, CTAPL esta trabajando en conjunto con otra empresa, J&K
AUTOMATED MOTION CONTROL (J&K AMC), en el desarrollo de un sistema de CNC,
2
en donde se utiliza un sensor vinculado en un punto del tren de potencia del mandril, registrando
la posición de éste. La lectura va a una computadora central en donde un chip, con la secuencia
de operación preinstalada en él y junto con la información de otro sensor colocado en el tren de
potencia de la bandeja, hace que la bandeja vaya buscando la posición que le corresponde según
el patrón preestablecido.
Sin embargo, antes de hacer las modificaciones de cualquiera de las máquinas para
incorporarles la capacidad CNC, se debe identificar de manera precisa cuales son los parámetros
operacionales de la máquina con respecto a productos a fabricar, dimensiones, materiales,
características de seguridad, mantenimiento, adaptabilidad a los requerimientos de la empresa, los
trabajadores y filosofías de manufactura.
Para realizar esta tarea, se desarrolló una metodología de investigación dentro de la empresa,
en donde se utilizaron archivos viejos de cotizaciones realizadas, productos siendo fabricados al
momento y feedback del personal de la empresa para crear un historial de recipientes, tanques,
ductos, tuberías, etc., que la empresa ha tenido que fabricar o que han sido licitados para fabricar,
sin embargo, por una razón u otra, no se concretó.
Luego se procedió a evaluar los parámetros operacionales y de seguridad que se esperan
obtener de la máquina, identificando problemas presentes y del pasado a los que se han
enfrentado los trabajadores. También se tomó en cuenta los hábitos y maneras de trabajar de los
obreros para adecuar la máquina a sus costumbres, haciéndola lo más sencilla y segura posible,
siguiendo las sugerencias y recomendaciones de ellos mismos y sus superiores.
Al tener estos parámetros claros, se evalúo la máquina actual para ver el estado en el que se
encuentra, ver que componentes se pueden conservar y determinar los cambios que deben ser
implementados para garantizar los parámetros operacionales que se esperan de la misma para su
posterior puesta en marcha y prueba con su sistema de CNC incorporado.
Para ayudar en la distribución espacial de los componentes a utilizar, prueba de
configuraciones, medidas de propiedades físicas y cálculos a resistencia de materiales, así como
también para la creación de planos de manufactura de piezas y ensamblajes, se utilizó el
programa tipo CAD (por sus siglas en ingles), “Solidworks Office Premium 2006®” [1].
3
CAPÍTULO 1. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA Y OBJETIVOS
1.1.
Planteamiento del problema
La compañía ha tenido que mejorar sus procesos de manufactura debido al alto costo de la
mano de obra dentro del país, $14.31 por hora (Australian Fair Pay Commission), el crecimiento
de la demanda de productos compuestos dentro de la industria y la diligencia de la gerencia de
mejorar la producción dentro de la planta.
Gracias al incremento en la demanda de productos en PRF, la empresa se ha visto con la
tarea de ir desarrollando soluciones para la producción de los cilindros en fibra de vidrio,
teniendo que modificar las máquinas actuales para poder manufacturar nuevos productos. Entre
estos, se quiere crear patrones de bobinado distintos al de 90°, siendo éste un factor determinante
dentro del proceso, el cual mejora las propiedades mecánicas de los recipientes, como se
explicará mas adelante.
La creación de estos patrones requiere de una coordinación muy precisa entre el mandril y la
bandeja de alimentación de los filamentos, requiriendo un sistema de control, el cual antes se
hacia por medio de cadenas y engranajes, haciendo laboriosa y lenta la tarea de cambiar de un
patrón a otro.
Unido al alto costo de las máquinas actuales que existen en el mercado, que no permiten la
flexibilidad requerida por parte de la empresa y debido a los altos montos de capital que se
deberían invertir para incorporar una de las máquinas que ya existen en el mercado, donde los
precios rondan los cientos de miles y millones de dólares ($2millones CIMTEC Lamellar), la
empresa esta usando su experiencia en la rama y, en conjunto con J&K AMC, están
desarrollando un sistema de CNC para el bobinado de hilo, el cual ha sido probado
satisfactoriamente en la bobinadora de tubos y en un modelo a escala, el cual será incorporado en
las otras máquinas.
4
La compañía cuenta actualmente con 3 máquinas capaces de desarrollar varios tipos de
productos, dependiendo de sus dimensiones y geometría.
• Bobinadora de cilindros desde 3m hasta 6m en diámetro y hasta 6m de largo con
movimiento manual de la bandeja de alimentación.
• Bobinadora de cilindros desde 1m hasta 3m en diámetro y de hasta 6m de largo con
movimiento manual de la bandeja de alimentación.
• Bobinadora de tubos desde 25mm hasta 900mm en diámetro y de hasta 12m de
largo, con capacidad CNC instalada. (Para tuberías de menor diámetro, las
longitudes se limitan debido a efectos de flexión por su propio peso).
Las bobinadoras de 1m a 3m y 3m a 6m tienen operando, desde hace mas de 25 años cuando
fueron adquiridas de una empresa norteamericana, desempeñando funciones exclusivas de
bobinado de aro y laminado a mano por sus limitaciones de potencia, resistencia y configuración.
Debido a las condiciones en la que se encuentra la Bobinadora de 1m a 3m actualmente, no
es posible integrar directamente el paquete CNC. Presenta varios problemas de operación,
haciendo indispensable la evaluación de ésta para determinar las modificaciones que se le debe
realizar para poder operar satisfactoriamente con el controlador CNC instalado.
La máquina cuenta con un motor de 3kW y 3 pares de polos; un convertidor de par y
variador de velocidad hidráulico que vinieron instalados desde su compra, haciéndolos obsoletos
e incluso inseguros, ya que el variador hidráulico no es capaz de aguantar los torques generados
por los nuevos requerimientos y el motor no es capaz de entregar las prestaciones necesarias.
El equipo tiene dos ejes de salida de 75mm de “Bright Steel” apoyados sobre dos
chumaceras. Cada uno cuenta con un mandril de sujeción en cada punta, los cuales deslizan
cuando los recipientes son muy grandes, haciéndolos inadecuados para manejar los productos que
actualmente se están fabricando e inviables al momento de generar las prestaciones que se
requieren para futuras exigencias.
5
Por esta razón se debe realizar un estudio sobre la identificación de los problemas y
prestaciones de la máquina, de forma tal que pueda ser transferido a la máquina bobinadora de
tubos y reproducible en el futuro para la adecuación de la bobinadora al desempeño esperado.
1.2.
Objetivos
1.2.1. Objetivos Generales
El objetivo general de este proyecto es llevar a cabo un estudio enfocado en una
bobinadora de hilos de fibra de vidrio, con idea de identificar los parámetros necesarios que
permitan incorporar un paquete CNC con miras a alcanzar el desempeño esperado por la
empresa.
1.2.2. Objetivos Específicos
• Definir los productos que serán fabricados por la Bobinadora de 1m a 3m, por
medio de un estudio de producción en el pasado y en el presente, junto a las
proyecciones de la empresa.
• Evaluar la máquina existente para determinar las modificaciones que se necesitan
realizar en el tren de potencia para soportar las exigencias operacionales.
• Entender el funcionamiento del sistema CNC para brindar soluciones factibles y
que se adecuen a las aspiraciones operacionales de la empresa.
• Desarrollo de soluciones y definición de la que mejor se adapte a los
requerimientos.
6
CAPÍTULO 2. PERFIL DE LA EMPRESA
La compañía CTAPL cuenta con una experticia en el área de diseño, manufactura,
instalación y mantenimiento de productos realizados en compuestos de plásticos reforzados con
barrera anti-corrosiva para equipos dentro de la industria de procesos químicos, contando con una
gerencia que lleva más de 40 años en la industria de los materiales compuestos y un amplio
historial de productos y servicios, que evidencian la versatilidad y responsabilidad de la empresa.
En conjunto con otras compañías, CTAPL y su personal han trabajo en múltiples proyectos a
gran escala, donde se ha necesitado de productos hechos en Plásticos Reforzados con Fibra de
Vidrio (PRF ó FRP por sus siglas en ingles), como su instalación y mantenimiento dentro y fuera
de Australia. También provee equipos a los mayores grupos dentro de la industria de químicos,
pulpa y papel, fertilizadores de fosfato, minerales y metalúrgica, distribución, procesamiento y
desecho de agua, alimentos y a empresas manufactureras secundarias y proyectos.
2.1. Gama de Productos
• Diseño: Soluciones dentro de cualquier etapa del proceso de diseño, total o parcial,
de productos hechos en PRF con capacidad de manufactura e instalación.
• Revestimientos: Distintos tipos de materiales para cubrir pisos, tanques, etc.
• Equipos de Procesamiento Químico:
-
Tanques de almacenamiento y de sedimentos.
-
Ductos y sujeciones.
-
Tuberías y sujeciones.
-
Cubiertas para ventiladores e impelers.
-
Soluciones generales o específicas en PRF.
• Estructuras Transparentes a Ondas: Cúpulas, estructuras no-magnéticas y
reflectores de antenas de disco.
7
• Servicio y Mantenimiento: Instalaciones de campo y mantenimiento en general.
2.2. Métodos de Manufactura
Se les llama Plástico Reforzado en Fibra (PRF) a aquellos materiales en donde se utiliza una
resina plástica y se refuerzan sus propiedades mecánicas utilizando fibras finas de fibra de vidrio,
carbono o aramidas. El material compuesto es generalmente denominado por la fibra que lo
compone, por ejemplo, la fibra de vidrio. El plástico utilizado es una resina termo endurecida por
medio de una reacción exotérmica al ser mezclado con un catalizador, siendo los mas utilizados
los poliésteres o vinilésteres, aunque otros plásticos como el epoxi (GRE), también son
utilizados. La forma más común de encontrar las fibras es en forma de trozos cortos denominado
“MAT”, aunque son cada vez más comunes los patrones tejidos “woven roving” y los filamentos
continuos.
Como todos los materiales compuestos, cada componente individual actúa con sus
propiedades para contrarrestar las debilidades del otro, y así conseguir un material más resistente,
flexible, etc., que cada uno por separado. Es por esto, que mientras las resinas plásticas poseen
propiedades fuertes en cargas a compresión pero relativamente débiles a tensión, las fibras son
muy resistentes a tensión, pero presentan ninguna resistencia a la compresión.
Al combinar ambos materiales, se consigue un material con propiedades considerablemente
más altas en ambos sentidos. Ambos materiales pueden ser usados de forma uniforme, o la fibra
puede ser colocada de manera en que los esfuerzos a tensión coincidan con la distribución de las
fibras, obteniendo de esta manera aumentar la resistencia del producto durante su
funcionamiento, ahorrando material.
CORROSION TECHNOLGY AUSTRALIA utiliza los siguientes métodos de manufactura:
2.2.1.
Moldeo por Contacto o Laminado a Mano:
1. El proceso se empieza por limpiar la superficie del molde que se va a usar con un agente
abrasivo para eliminar agentes contaminantes que puedan alterar de alguna forma el
proceso de termo endurecimiento de la resina o que deje inclusiones de materia foránea
8
indeseada dentro del material que afecten las propiedades de la pieza. El molde se
considera como el “negativo” de la pieza final, siendo para el caso de los tanques y
tuberías de 25mm a 900mm de diámetro, un cilindro de metal denominado “mandril”.
2. Luego de que la superficie esta totalmente seca, se le aplica un agente desmoldante a la
misma, siendo usualmente una cera especial que previene que la resina curada se adhiera
al molde, lo cual haría que el proceso de separar la pieza de fibra del molde, mas
laborioso y corriendo el riesgo de dañar la pieza final. A veces, en el caso de tuberías y
tanques, una capa de “Mylar”, una lámina delgada de plástico inerte ante la resina, es
enrollada al el mandril.
3. Luego una capa de “Gel-Coat” es aplicada a la superficie del molde. Esto consiste en una
resina pigmentada que le da un acabado liso y presentable a la pieza, aunque para los
tanques, tuberías, ductos y recipientes a presión, no es un paso necesario.
4. Luego, una capa de resina termo endurecida es aplicada a la superficie, seguida por una
capa de fibra. Según los requerimientos de protección a la corrosión, se aplica una mayor
cantidad de resina en relación a la fibra. Una vez que esta capa se seca, creando la capa
anti-corrosión, se repite el proceso cuantas veces sea necesario para lograr la resistencia
requerida. También se puede hacer intercambiando los tipos de fibra utilizados.
5. La última etapa consiste en dejar curar la resina, proceso que puede durar hasta 4 días, sin
embargo, se puede acelerar el proceso exotérmico por medio de la utilización de hornos o
luz UV, aunque aquí no es el caso.
6. El producto terminado es finalmente desmoldado.
2.2.2.
Bobinado de Hilo
Es el proceso para crear piezas cilíndricas o recipientes en forma de botella y
tuberías, en donde se tiene un mandril cilíndrico giratorio al cual se le alimenta filamentos
de fibra continuos pre-impregnados en resina. Los requerimientos para garantizar un buen
desempeño y productos son los siguientes:
1. Se coloca el mandril en posición, y para recipientes de 1m a 6m de diámetro, se envuelve
una lámina de 3mm de espesor hecha con “MAT” al mandril y se fija a este.
9
2. Una capa de hasta 6mm de cartón es enrollada encima de la lámina de “MAT” previa a lo
largo de toda la sección.
.
3. Una capa delgada de “Mylar” con menos de 1mm de espesor es enrollada sobre el cartón
para prevenir que la resina se adhiera a este, actuando como el agente desmoldante.
4. Una capa de resina es aplicada sobre el “Mylar” y una capa de “Velo”, un muy delgado
tipo de “Woven Roving”, es aplicado a mano, seguido por 2 capas de “MAT” y se deja
secar para crear la capa anti-corrosiva. Como se explico anteriormente, un alto contenido
de resina es utilizado en esta capa, por ser la resina la que contribuye prioritariamente a
crear la barrera.
5. Luego se comienza con lo que se denomina la Capa Estructural. En este estado, el “MAT”
y el “Woven Roving” es cambiado por los filamentos continuos de fibra de vidrio. Estos
son alimentados desde un estante hacia la bandeja alimentadora. Los hilos se pasan por un
baño de resina, luego son exprimidos por un rodillo que se encarga de extraer el exceso de
resina, pasa por un ojal que se encarga de ir posicionando los filamentos con mayor
precisión y finalmente son ajustados al mandril. (Al variar la presión ejercida por el
rodillo, es posible graduar la relación de resina/fibra a utilizar).
6. El mandril comienza a girar, al igual que la bandeja de forma uniforme y consistente uno
con el otro para crear el patrón de fibra que se requiere. El patrón varía según las
necesidades; por ejemplo, para tanques no presurizados, se utiliza un ángulo de casi 90°,
con respecto al eje de rotación del mandril, avanzando la bandeja el ancho de la banda de
fibra por cada vuelta del mandril. Este proceso se denomina “Hoop Winding” o Bobinado
de Aro. Para tanques o tuberías presurizadas, dependiendo de la presión de operación y
geometría de los recipientes, el ángulo de bobinado puede llegar a ser de hasta 15°. Los
patrones con ángulos mas cerrados son capaces de soportar mayores rangos de
presurización con menos material, ya que los esfuerzos axiales, radiales y tangenciales
son soportados por las fibras directamente, mientras que para ángulos mayores, los
esfuerzos axiales son soportados principalmente por la resina, cuyas propiedades
mecánicas son considerablemente menores.
7. Para darle distintas propiedades mecánicas a los recipientes, se pueden intercalar capas de
bobinado con capas de laminado a mano con “MAT” o “Woven”. También se agregan
10
compuestos como arena para disminuir los costos en recipientes que van a ser instalados
bajo tierra.
8. Finalmente, se deja la fibra curando con el mandril girando a velocidad constante para
evitar que la resina líquida escurra y así garantizar una superficie externa uniforme.
La composición final de laminado de todos los productos se puede apreciar en la figura 1.
Figura 1. Estructura del laminado final [2].
2.2.3.
“Hoop Chop”
Es una variante del bobinado mediante el cual se utiliza una pistola cortadora “chopper gun”
convencional es utilizada para esparcir pequeños trozos de fibra tipo “Chop”, entre capas de
bobinado. La resina es esparcida al mismo tiempo junto con la fibra. En este caso, la cantidad de
resina es justo la necesaria para garantizar que las fibras se adhieran al mandril, ya que la
impregnación completa se realiza una vez que se vuelve a bobinar sobre esta capa.
2.2.4.
Bolsa de Vacío
Es el proceso mediante el cual se introduce el molde dentro de una bolsa de vacío, con la
fibra y la resina entre estos dos. Se crea un vacío retirando el aire dentro de la capsula y se le
introduce calor hasta que la resina este curada por completo.
La barrera química en cualquiera de los productos, son hechas según los lineamientos de
British Standards [3], Section 2, Article 7, o Australian Standards [2], Section 2, Article 2.4.2.
11
CAPÍTULO 3. REQUERIMIENTOS DE OPERACIÓN
3.1. Características
La Bobinadora de 1m a 3m consiste principalmente, en dos sistemas interrelacionados; el
que mueve el mandril y el que mueve la bandeja. Estos dos sistemas funcionan en sincronización
por medio de configuraciones por trenes de cadenas, que al variar el tamaño de los piñones y
coronas, se logra crear el patrón de bobinado que se quiere, tomando horas de trabajo a la hora de
cambiar de un patrón a otro. Para otros casos más sencillos, como bobinado de aro, simplemente
ponen a girar el mandril a velocidad constante, y los operadores mueven la bandeja a mano
colocando los filamentos de forma empírica, requiriendo de mucha mano de obra y haciendo que
el proceso sea lento e ineficiente.
Tomando en consideración los aportes del personal de la empresa, la observación de los
procesos llevados a cabo durante la manufactura y otras máquinas que realizan funciones
similares, se determinó que la bobinadora tenga las siguientes características:
-
Soportes robustos capaz de aguantar los parámetros de operación.
-
Mecanismo de acople del tren de potencia al mandril giratorio autocentrante, de rápido acople y retráctil para permitir que el mandril sea
levantado y bajado sobre los soportes sin interferencia.
-
Estructura del tren de potencia, mandril y rieles de la bandeja individuales
que permitan su manipulación, mayor capacidad de almacenaje cuando no
se necesiten y la posibilidad de utilizar los rieles y la bandeja en las otras
máquinas.
-
Sistema capaz de alinear el mandril y el riel de la bandeja en la misma
posición para permitir un sistema de coordenadas fijo para el paquete
CNC.
12
-
Un mecanismo frenante/blocante capaz de detener completamente el
mandril en cualquier momento que se necesite de forma rápida y prevenga
que el mandril gire de forma aleatoria e inesperada cuando esta siendo
utilizado por el personal.
-
Dos ejes de salida para distintos mandriles y equipos.
-
Capacidad de arranque/frenado constante.
-
Capacidad de girar de forma intermitente, aun cuando se esta laminando a
mano.
-
Girar en reversa.
-
Capacidad de funcionar sin el paquete de CNC cuando así lo requieran.
Con estos aspectos en consideración, se creó un diagrama representado en la figura 2,
mostrando los requerimientos de la máquina en cuanto a componentes se refiere.
•
Solidario. Atornillado a la
placa de la base.
EJE 2
•
Reducción. Acople Standard.
Reducción 1.
•
Transmisión. Por cadena.
Reducción 2.
•
Transmisión. Por cadena.
Reducción 3.
4
EJE 1
3
2
EJE
MOTOR
•
•
•
Corona 2-3.
Rodamientos 3.
Pieza Transición 3.
• Corona 1-2.
• Piñón 2-3.
• Rodamientos 2.
•
Piñón 1-2
1
TENSOR
Figura 2. Diagrama de la máquina de potencia.
3.2. Seguridad
Debido a la magnitud de los productos fabricados, pudiendo llegar hasta 6000Kg, es
importante tomar en consideración parámetros y características de seguridad que deben ser
implementados en todas las etapas del proceso de fabricación, desde la preparación de la máquina
y el molde, hasta la extracción del mandril con el producto final. Para ello, se toman los
siguientes aspectos en consideración.
13
-
Encapsular partes rotativas.
-
Mecanismo de frenado rápido, debidamente identificado y de fácil acceso.
-
Distancias prudentes del personal cuando objetos grandes y pesados están
siendo manipulados.
-
Controles de invalidación que no permitan que la máquina arranque si los
rotativos no están debidamente encapsulados. (Obviando el propio
mandril).
3.3. Gama de Productos
La primera consideración tomada para determinar el rango operacional de la máquina, fue
establecer la gama de productos a fabricar, para lo cual se necesitó recopilar información de
distintas formas y naturaleza, como son los siguientes:
-
Productos fabricados comúnmente.
-
Productos bajo pedido.
-
Historial de productos que hayan sido fabricados en el pasado por CTAPL.
-
Historial de productos para los cuales CTAPL haya entrado en un proceso
de licitación por parte de empresas interesadas, aunque no se haya ganado
la licitación.
-
Identificación de necesidades futuras.
Los productos que fueron fabricados durante la investigación y en los meses siguientes del
desarrollo de este proyecto fueron los siguientes:
Tabla 1. Productos fabricados.
Ø [m]
L [m]
E [mm]
Cant.
Tanque N-P
6
6
27
6
Tanque N-P
0.9
6
8
5
Ductos
2
72
12
1
Tub. Pres.
0.2
7
30
6
14
Para poder recopilar la información de producción de forma precisa, fue necesario revisar los
archivos de proyectos ejecutados por la empresa en el pasado, identificar los requerimientos y
evaluar los tipos de productos que fueron realizados con mayor frecuencia y en un mayor
volumen. La base de datos de la compañía es tan extensa, que únicamente se tomaron muestras
aleatorias de 14 proyectos licitados en los últimos 5 años, de una base de datos de 276
licitaciones, representando un muestra del 5% del global dentro de las consideraciones antes
descritas, dando como resultado 52 tipos de recipientes cilíndrico distintos, variando desde 5m
hasta 0,1m en diámetro y desde 30m hasta 1m de largo.
Products Manufactured
Productos
Manufacturados
80
70
60
%
50
Serie1
Serie2
40
30
20
10
0
Tanks
Tanques
Columns
Columnas
Pipe
Tubos
Press. Ves.Pres.
Tanques
Product Type
Tipos de productos
Figura 3. Historial de productos.
Aunque los recipientes no presurizados constituyen un 72% de los productos en demanda,
como se puede apreciar en la figura 3, la empresa requiere la capacidad de realizar recipientes
presurizados en el futuro cercano, requiriendo espesores de pared de hasta 60mm [3]. Es por esto,
que gracias al estudio realizado y a la información suministrada por el Director General de la
empresa y del Gerente de Desarrollo de Productos, se determino que para la Bobinadora de 1m a
3m se tendrán las siguientes configuraciones:
15
Tabla 2. Dimensiones definitivas de productos.
Ø[m]
L [m]
Min.
Max
No- Presurizado
0.1
3
Presurizado
0.1
2
e [mm]
Min.
Max.
0
7
Min.
Max.
5
25
20
60
3.4. Alimentación de Filamentos
Un factor importante a considerar fue el número de filamentos que iban a ser alimentados al
mandril. Por los momentos, lo máximo utilizado son 32 filamentos. Sin embargo, para reducir los
tiempos de bobinado se quiere aumentar este número a 64, doblando el ancho de banda que se
tendría, requiriendo la mitad de las pasadas para lograr una capa.
Sin embargo, al aumentar la cantidad de filamentos se está incrementando la fuerza necesaria
para jalarlos desde su punto de origen hasta la superficie del mandril. Para medir esta fuerza, se
ideo un mecanismo que simula las condiciones de alimentación a un mandril, pasando los
filamentos por una polea y ajustando el ángulo de ataque al mandril para un recipiente de 3m de
diámetro, siendo este el caso donde se necesitaría mayor torque.
El experimento consistió en armar una plataforma con un eje y una polea para simular el
ángulo de entrada de los hilos de fibra de vidrio al cilindro, luego de pasar por el baño de resina
en la bandeja. Se pasaron los filamentos por la polea y se les colocó una base en la punta para
colocar pesos. Luego, se ajustó la presión ejercida por el rodillo que remueve el exceso de resina
en la fibra sobre los filamentos al máximo. Se fueron colocando distintos pesos, hasta que la
fuerza ejercida por éstos fue suficiente para romper la fricción estática inicial, registrando 3
mediciones. Este proceso fue llevado a cabo con 8, 16 y 32 filamentos sin resina y con resina, ya
que por el efecto lubricante de la misma, se esperaban esfuerzos menores
También se realizó el experimento con 32 filamentos bañados en resina, variando la presión
ejercida por el rodillo sobre los filamentos para determinar la condición de mayor demanda de
torque. Los resultados se presentan en la siguiente tabla:
16
Tabla 3. Esfuerzos de jalado de filamentos para distintas condiciones.
Seco
Prom. [KgF]
[N]
Pres. Rodillo
Prom. [KgF]
[N]
8 Fil.
11.5
113
Sin Presión
16.5
162
16 Fil.
18.0
177
Presión Operación
18.6
182
32 Fil.
42.0
412
Presión Máxima
30.0
294
64 Fil.
83.0
814
Presión Máxima (64)
59.0
588
Nota: No se pudo probar con 64 filamentos debido a que la bandeja existente permite un
máximo de 32 hilos, sin embargo, se extrapolaron los resultados calculados para obtener una
aproximación de los requerimientos para este estado, con un ajuste lineal.
17
CAPÍTULO 4. CARACTERÍSTICAS DE CARGA
Para determinar los requerimientos de torque y potencia de la carga, se tomaron en cuenta los
distintos fenómenos que se llevan a cabo durante la fabricación, identificando estos como los
requerimientos por la inercia del mandril, por la fuerza necesaria de jalado de filamentos y la
inercia del producto.
Considerando que al momento de arrancar sólo se está venciendo la fuerza para jalar los
filamentos y para poner a girar el mandril, los requerimientos de la carga serán menores; sin
embargo, se necesita que el operador sea capaz de parar y reasumir el trabajo en cualquier etapa
del proceso de bobinado, advirtiendo problemas operacionales que pueden ocurrir, como el
rompimiento de los filamentos. Razón por la cual se quiere que la máquina sea capaz de arrancar
y operar idealmente a carga máxima, es decir, cuando el producto está terminado.
Un ejemplo de esta condición se presenta al bobinar un recipiente a presión con un patrón de
60°, en el cual la velocidad de bobinado es menor que si se realizara un bobinado de arco, pero al
final del proceso, se termina el acabado con un bobinado de arco, teniendo un aumento
considerable en la velocidad angular de bobinado.
Para poder determinar los esfuerzos, fue necesario determinar el rango de velocidades de
bobinado y calcular las inercias para los distintos productos y mandriles.
4.1. Velocidad Angular
Para calcular la velocidad angular para los distintos productos, se tomó en cuenta que para
las condiciones de la bandeja y el baño de resina actual, es indispensable mantener una velocidad
lineal de alimentación de los hilos de 1m/s para que haya una adecuada impregnación de resina
en las fibras.
18
Tomando en cuenta las características de los productos que se definió anteriormente (ver
Tabla 2), se procedió a calcular la velocidad angular por medio de la siguiente ecuación:
ω=
Donde:
v
(4.1)
D

 + e
2

ω = Velocidad angular [rad/s]
v = Velocidad lineal de alimentación [m/s]
D = Diámetro [m]
e = Espesor de pared [m]
Los resultados obtenidos se muestran a continuación en la figura 4:
RPM vs. Diameter
RPM vs. Diámetro
140.00
RPM vs. Diameter
120.00
100.00
RPM
80.00
RPM
60.00
40.00
20.00
0.00
0.00
500.00
1000.00
1500.00
2000.00
2500.00
3000.00
3500.00
4000.00
4500.00
Diameter [mm]
Diámetro [mm]
Figura 4. Velocidad angular para distintos diámetros y espesores de pared.
El rango varía desde 122,1RPM para un cilindro de 100mm de diámetro y 5mm de espesor,
hasta 6,3RPM para los de 3m y 25mm de espesor.
19
Debido a que el sistema de automatización no varía la velocidad angular conforme va
alimentando al mandril y por ende, aumentando el espesor de la capa y el diámetro, se
recomienda que todo el proceso, desde el principio del bobinado hasta la última pasada, se realice
tomando en cuenta el espesor final. También se tomó en cuenta, que para mandriles con
diámetros menores a 200mm, el límite de velocidad angular viene dado por una fuerza centrípeta
máxima de aproximadamente 2G (dato provisto por el Gerente de Desarrollo), haciendo que la
velocidades lineal de alimentación sea menor a 1m/s.
4.2. Inercias de los Mandriles
Para determinar las inercias de los mandriles, se crearon varios modelos en SolidWorks,
como se muestra en la figura 5, tomando en cuenta la geometría, piezas anexadas, materiales con
los que están hechos y configuraciones, arrojando aproximaciones de peso e inercia para hacer
recipientes de 1m, 2m y 3m. Los resultados fueron graficados para observar la tendencia con la
que cambia la inercia y así obtener una aproximación de los mandriles intermedios. Para esto se
utilizó un ajuste polinomial de Grado 2, por ser esta la relación entre la inercia y el diámetro en
cilindros.
Aro Soporte
de aluminio.
Eje de acero de
Ø75mm
Brazo de extensión
de acero.
Cilindro de acero
de Ø300mm y e
de 5mm.
Figura 5. Corte transversal de la composición del mandril para diámetros de 1m hasta 3m.
20
Inercia de los Mandriles
MANDRILS INERTIAS
450.00
400.00
y = -23.586x2 + 272.56x - 194.82
R2 = 1
350.00
Inercia [Kg.m²]
Inertia [Kg.m^2]
300.00
250.00
200.00
Inertia vs. Diam
Polinómica (Inertia vs. Diam)
150.00
100.00
50.00
0.00
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
3.0000
3.5000
Diam. [m]
Diámetro
[m]
Figura 6. Inercia del mandril de 1[m] a 3[m] para distintas configuraciones.
En la figura 6 se puede observar una variación importante entre la inercia y el diámetro,
gracias a la colocación de masa cada vez más alejada del eje de rotación central, y también por la
masa extra que se añade en el borde exterior al colocar aros más grandes, desde 54Kg.m² para
bobinar recipientes de 1m hasta 411Kg.m² para los de 3m.
Para los mandriles de 100mm hasta 950mm, se utilizó el cálculo de inercia para cilindros de
pared gruesa girando por un eje central a lo largo de su longitud. [4]
(4.2)
Donde:
ρ = Densidad del acero. 7800 [Kg/m³]. [5]
h = Longitud del cilindro [m]
r2 = Radio externo [m]
r1 = Radio interno [m]
21
Para este caso, las inercias son menores, variando desde 0,3Kg.m² hasta 40,8Kg.m² para
mandriles de 100mm hasta 950mm de diámetro.
4.3. Inercia de los Recipientes
Para determinar de manera aproximada las inercias de los productos, se decidió tomar en
cuenta el rango delimitado anteriormente, definiendo una longitud de 7m para todos los
recipientes, variando los diámetros y espesores, tanto para recipientes no-presurizados y
presurizados.
Nuevamente se utilizó la Ecuación 2 de inercias para cilindros de pared gruesa sobre su eje
longitudinal. Esta vez, debido a que el cilindro esta conformado por fibra de vidrio y resina, se
considero una composición de 30% resina y 70% de fibra, con una gravedad específica de 1,10 y
2,39 respectivamente en los casos más comunes. (Datos proveídos por la empresa. Pueden variar
dependiendo del tipo de fibra y resina). La densidad utilizada para los cálculos, en consecuencia
de lo anterior, es de 2000Kg/m³, aunque por lo general, la densidad específica total varía entre 1,6
y 1,9 aproximadamente.
Los resultados de los cálculos se presentan en las figuras 7 y 8, diferenciando entre los
recipientes no-presurizados y presurizados.
22
Inercia
Radio
Inertiavs.
vs. Radius
45000.0000
Inertia vs. Diameter
40000.0000
25mm
35000.0000
20mm
Inercia [Kg.m²]
30000.0000
25000.0000
15mm
Inertia [Kg.m^2]
20000.0000
10mm
15000.0000
10000.0000
5mm
5000.0000
0.0000
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 7. Inercia de distintos recipientes no presurizados.
Inertia vs. Radius
Inercia vs. Radio
7000.0000
Inertia vs. Radius
6000.0000
60 [mm]
5000.0000
Inercia [Kg.m²]
50 [mm]
4000.0000
40 [mm]
Inertia [Kg.m^2]
3000.0000
30 [mm]
2000.0000
20 [mm]
1000.0000
0.0000
0.0000
0.2000
0.4000
0.6000
0.8000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 8. Inercia de distintos recipientes presurizados.
1.0000
1.2000
23
Es posible observar que la propiedad con mayor influencia en el fenómeno es el espesor de la
pared, ya que es la que determina el peso final de los recipientes. Como es de esperarse, la mayor
inercia fue para los recipientes a presión por tener un espesor de pared de hasta 60mm, mas del
doble que para los otros.
Con las características geométricas y propiedades físicas de las cargas definidas y
cuantificadas, podemos proceder a calcular las exigencias dinámicas a las cuales se va a someter
la máquina, para poder determinar las propiedades del motor que se requerirá para que la
bobinadora lleve a cabo los procesos necesarios de la manera que se quiere.
4.4. Torque y Potencia de Carga
Antes de realizar cálculo alguno, debido a la naturaleza del proceso, se conoce de antemano
que la carga tendrá un comportamiento de requerimiento de potencia constante.
4.4.1. Filamentos
Con los valores obtenidos para las fuerza de jalado de los filamentos (ver Tabla 3), se
consideró que el máximo torque se requiere cuando la distancia al eje de rotación es máxima, es
por esto que para cada caso se utilizó el máximo espesor de pared.
Sabiendo que, según [6]:
D

T = F . + e 
2

Donde:
T = Torque [N.m]
F = Fuerza [N]
D = Diámetro [m]
e = Espesor de pared [m]
En la figura 9 se muestran los cálculos derivados de la ecuación 6.3.
(4.3)
24
Torque
Radio
Torquevs.
vs. Radius
1400.0000
8 Filamentos
Sin Pres.
16 Filamentos
Pres. de Trabajo
Máx. Pres.
32 Filamentos
64 Filamentos Máx.
64 Filamentos
1200.0000
Torque [N.m]
1000.0000
800.0000
Torq. [Nm]
600.0000
400.0000
200.0000
0.0000
0.0000
0.2000
0.4000
0.6000
0.8000
1.0000
1.2000
1.4000
1.6000
1.8000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 9. Torques para las condiciones de jalado de filamentos.
Se puede apreciar la tendencia de incremento en los requerimientos de torque conforme
aumenta el diámetro y las condiciones de jalado, con pendientes en aumento según la fuerza de
jalado. Como era de esperarse, la condición de máximo torque corresponde a 64 filamentos sin
resina, con un máximo de 1256,2N.m para los recipientes de 3m de diámetro y 25mm de espesor.
Para obtener la potencia necesaria, se utilizó la ecuación que relaciona el torque con la
potencia, según [6]:
P=
T .ω
1000
Donde:
P = Potencia [kW]
T = Torque [N.m]
ω = Velocidad angular [rad/s]
A continuación en la figura 10 se presentan los resultados:
(4.4)
25
Power vs.vs.
Radius
Potencia
Radio
0.9000
0.8000
0.7000
0.6000
Potencia [kW]
Sin Pres.
16 Filamentos
0.5000
Pres. de Trabajo
Power [kW]
Máx Pres.
0.4000
32 Filamentos
64 Filamentos Máx.
0.3000
64 Filamentos
8 Filamentos
0.2000
0.1000
0.0000
0.0000
0.2000
0.4000
0.6000
0.8000
1.0000
1.2000
1.4000
1.6000
1.8000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 10. Potencia para el jalado de filamentos.
Es apreciable como la potencia requerida no varía cuando los diámetros de los recipientes se
modifican. Esto se debe a la relación directa que existe entre el diámetro con el torque y la
velocidad angular, directamente proporcional con la primera e inversamente proporcional con la
segunda, manteniendo la potencia invariable.
Con respecto a la fuerza que se requiere, si se nota una diferencia considerable, desde
0,11kW para 8 filamentos sin presión del rodillo, hasta 0,82kW para 64 filamentos sin resina, lo
que equivale a un requerimiento del 86,6% menos de potencia para el primer caso.
4.4.2. Recipientes
En el cálculo de los recipientes, otro procedimiento tuvo que ser utilizado para determinar el
torque y potencia necesaria de arranque y bajo condiciones de operación. En este caso, se
utilizaron los valores obtenidos de las inercias de la sección 4.2.
26
Tomando en cuenta la teoría de la dinámica de cuerpos rígidos bajo un movimiento
rotacional uniplanar alrededor del eje central longitudinal de los recipientes, según [7], se tiene
que:
T = I .α
(4.5)
Donde:
T = Torque [N.m]
I = Inercia [Kg.m²]
α = Aceleración angular [rad/s²]
Sin contar con valores de aceleración angular para los distintos recipientes, se buscó la
manera de unificar el proceso entre los distintos requerimientos para los diferentes productos.
Tampoco se tiene exactamente definido cuales son los tiempos que se necesitan para ir del estado
estacionario al punto de operación.
Primero hay que destacar dos cosas:
-
El tiempo de arranque no es un factor importante cuando se esta trabajando en
un bobinado de aro a casi 90°, ya que todo el proceso se realiza a velocidad
constante.
-
Cuando se está realizando un bobinado de recipientes presurizados, si se realiza
a velocidad constante, se pierde mucho tiempo en los bordes, ya que,
dependiendo del ángulo de bobinado, la velocidad angular de giro es
significativamente menor que a 90°, de hecho, la velocidad angular para
recipientes a presión (ωp) se relaciona de la siguiente forma,
ω p = ω.sen(ϕ )
(4.6)
Donde:
φ= Angulo de bobinado con respecto al eje de rotación. [°]
El ángulo de bobinado lo determinan las condiciones geométricas de los bordes, los cuales
pueden ser semi-esféricos, elípticos, toroide-esféricos, etc.; en el cual los filamentos deben seguir
27
una trayectoria isotensoidal para garantizar la máxima resistencia, es decir, que se garantice que a
lo largo de todo el filamento se tenga un esfuerzo constante.
Tomando esto en cuenta, se necesita que haya un periodo cíclico en donde hay una aceleración
angular constante desde ωp hasta ω entre el espacio donde termina el cilindro y comienza la tapa
hasta el fin de la tapa en aproximadamente un cuarto de vuelta. Luego una curva similar pero
invertida donde se va de ω a ωp en otro cuarto de vuelta para continuar a velocidad angular
constante hasta el siguiente borde, representada en la figura 11.
w vs. t
Velocidad Angular
vs. Tiempo
25
24
23
22
21
20
Velocidad
Angular
ω19
18
17
16
w 15
Serie1
14
13
12
11
ωp10
9
8
7
6
5
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
1 Pass
100
t
t
Tiempo
Figura 11. Diagrama para una pasada en bobinado de recipientes a presión.
Sin un estudio a fondo de las características de estos ciclos para cada recipiente y para cada
ángulo de bobinado, por no ser unos de los objetivos de este proyecto, se buscó una expresión
que unificara de alguna forma todos los recipientes, dando unos tiempos de levantamiento
razonablemente rápidos y es por esto que se utilizó la expresión de energía cinética, según [7], en
rotación pura, tomando la aceleración angular (α) como
1 2
.ω para cada recipiente.
2
Finalmente se tiene que,
1
T = .I .ω 2
2
(4.7)
28
Donde:
T = Torque [N.m]
I = Inercia [Kg.m²]
ω = Aceleración angular [rad/s]
Se construyeron dos tablas para cada tipo de recipiente, no-presurizados y presurizados,
presentando los resultados obtenidos para el torque requerido en la figura 12:
Torquevs.
vs. Radius
Torque
Radio
2500.0000
Torque vs. Radius
25mm
2000.0000
Torque [N.m]
20mm
1500.0000
15mm
Torque [N.m]
1000.0000
10mm
500.0000
05mm
0.0000
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 12. Torque para los distintos recipientes no-presurizados.
Al igual que con las inercias, se puede observar que los más altos requerimientos de torque
son para los recipientes con mayor espesor de pared y para el recipiente con el diámetro mayor.
El rango de torques obtenido varía desde 109,4N.m para un diámetro de 1m y 5mm de espesor,
hasta 1635,9N.m para los de 3m diámetro y 25mm de espesor, representando una variación del
93,3% en la demanda de torque.
Utilizando la ecuación 4.4, se obtuvo los requerimientos de potencia, como se muestran en la
figura 13.
29
Potencia
vs.
Radio
Power vs.
Radius
1.2000
Power vs. Radius
25mm
1.0000
20mm
Potencia [kW]
0.8000
15mm
Power [kW] 0.6000
0.4000
10mm
0.2000
05mm
0.0000
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 13. Potencia requerida para distintos recipientes no-presurizados.
Se puede observar que al igual que con los filamentos, se tienen curvas casi paralelas al eje
horizontal para los distintos recipientes con igual espesor, haciéndose cada vez menos perceptible
la variación conforme se disminuye el espesor de pared. Al igual que para el torque, se obtuvo los
mayores requerimientos para los recipientes de mayor espesor, siendo el máximo de 1,1kW para
el de 3m y 25mm y el mínimo de 0,22kW para todos los recipientes de 5mm, con los siguientes
resultados expresados en las figuras 14 y 15:
30
Torque vs. Radius
Torque vs. Radio
3000.0000
Torque vs. Radius
60 [mm]
2500.0000
50 [mm]
2000.0000
40 [mm]
Torque [N.m]
1500.0000
30 [mm]
Torque [N.m]
1000.0000
20 [mm]
500.0000
0.0000
0.0000
0.2000
0.4000
0.6000
0.8000
1.0000
1.2000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 14. Requerimientos de torque para los recipientes presurizados
Power vs. Radius
Potencia vs. Radio
3.0000
Power vs. Radius
2.5000
60mm
Potencia [kW]
50mm
2.0000
40mm
Power [kW] 1.5000
30mm
1.0000
20mm
0.5000
0.0000
0.0000
0.1000
0.2000
0.3000
0.4000
0.5000
0.6000
0.7000
0.8000
0.9000
Radius [m]
Radio [m]
Figura 15. Requerimientos potencia para los recipientes presurizados
1.0000
1.1000
31
Los requerimientos de torque aumentan con el espesor de pared nuevamente, con potencias
desde 2,4kW hasta 0,15kW, representando una baja en el torque del 94%, y siendo hasta 2,18
veces mayor que para los recipientes no-presurizados. El torque necesario también es mayor, con
un máximo de 2569N.m para el de 2m y 60mm, siendo 1,57 veces mayor que el máximo
requerido en los recipientes no-presurizados.
4.4.3. Mandriles
En el cálculo de los mandriles, se utilizó un proceso análogo que para los recipientes,
utilizando las mismas consideraciones para la aceleración angular y utilizando los valores de las
inercias obtenidos en la sección 4.2.
Torque vs. Diameter
Torque vs. Diámetro
160.0000
140.0000
120.0000
Torque [N.m]
100.0000
Torque [N.m] 80.0000
60.0000
Torque vs. Diameter
40.0000
20.0000
0.0000
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
3.0000
3.5000
4.0000
4.5000
Diameter [m]
Diámetro [m]
Figura 16. Requerimientos de torque para los mandriles.
Se puede observar de la figura 16, que contrario a lo que ha ocurrido en los fenómenos
anteriores, aquí el máximo torque requerido se tiene para el mandril de 1,4m en diámetro, con un
valor de torque de 143,4N.m, representando únicamente un 8,6% con el máximo requerido para
jalar los filamentos y un 5,6% con el máximo de los recipientes. Por esta razón, es que las
desviaciones que pudiera haber de los valores reales, no son significativos en comparación con
los recipientes y los filamentos.
32
Potencia
vs. Diámetro
Power vs. Diameter
0.2500
Potencia [kW]
0.2000
0.1500
Power [kW]
0.1000
Power vs. Diameter
0.0500
0.0000
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
3.0000
3.5000
4.0000
4.5000
Diameter [m]
Diámetro [m]
Figura 17. Requerimientos de potencia para los mandriles
La tendencia en la figura 17 es similar a la anterior, contando con un máximo de potencia
para el mandril de 1,2m con un requerimiento de potencia de 0,2kW y un mínimo de 0,05kW
para el mandril de 3m.
4.4.4. Requerimientos de Torque y Potencia Totales
Considerando los valores máximos requeridos para cada fenómeno y bajo cada condición, se
tabularon los resultados.
33
Tabla 4. Torque y potencia total para recipientes no-presurizados.
Ø
Recip.
[m]
Mand.
Filam.
Max. Pot.
[kW]
Min. Pot.
[kW]
Max.
Min.
Torque
Torque
[N.m]
1.00
1.02
0.19
0.82
2.08
1.28
1093.98
670.42
1.10
1.03
0.20
0.82
2.10
1.29
1207.30
739.87
1.20
1.04
0.20
0.82
2.10
1.28
1313.46
802.15
1.30
1.04
0.19
0.82
2.10
1.27
1414.96
859.75
1.40
1.04
0.18
0.82
2.09
1.26
1513.37
914.25
1.50
1.05
0.17
0.82
2.08
1.25
1609.72
966.68
1.60
1.05
0.16
0.82
2.07
1.23
1704.68
1017.71
1.70
1.05
0.15
0.82
2.06
1.22
1798.71
1067.82
1.80
1.06
0.14
0.82
2.05
1.21
1892.14
1117.30
1.90
1.06
0.13
0.82
2.04
1.20
1985.16
1166.39
2.00
1.06
0.12
0.82
2.03
1.19
2077.95
1215.22
2.10
1.06
0.11
0.82
2.02
1.18
2170.59
1263.92
2.20
1.06
0.10
0.82
2.01
1.17
2263.17
1312.55
2.30
1.06
0.09
0.82
2.00
1.16
2355.75
1361.17
2.40
1.07
0.09
0.82
2.00
1.15
2448.36
1409.82
2.50
1.07
0.08
0.82
1.99
1.14
2541.02
1458.53
2.60
1.07
0.08
0.82
1.99
1.14
2633.76
1507.31
2.70
1.07
0.07
0.82
1.98
1.13
2726.58
1556.17
2.80
1.07
0.07
0.82
1.98
1.13
2819.50
1605.12
2.90
1.07
0.06
0.82
1.97
1.12
2912.51
1654.17
3.00
1.07
0.06
0.82
1.97
1.12
3005.63
1703.32
Es posible decir que los rangos operacionales estarán entre 1,12kW y 2,10kW, con torques
desde 670,4N.m hasta 3005,6N.m para velocidades angulares desde 6,3RPM a 18,2RPM para los
recipientes no presurizados.
34
Para los recipientes presurizados, los rangos van desde 3,46kW hasta 1,49kW. El torque
varía entre 155,3N.m a 3702,7N.m, con velocidades angulares de 9,0RPM a 122,1 RPM.
Tabla 5. Requerimientos finales para los recipientes.
Rec. No-Pres.
Rec. Pres.
4.4.5.
Torque
Pot.
[N.m]
[kW]
Max.
3005.63
Min.
Vel.
Ø
e
Long.
[RPM]
[m]
[mm]
[m]
2.10
18.19
3
25.00
7.00
784.17
1.12
6.26
1
5.00
-
Max.
3702.73
3.46
122.05
2
60.00
7.00
Min.
91.53
1.17
9.01
0.1
5.00
-
Ang.
Laminado a Mano
Otro aspecto que debió ser considerado gracias al aporte de trabajadores de la empresa, es
que cuando se esta laminando a mano, los cilindros son fabricados colocando láminas de fibra de
vidrio y resina a lo largo del mandril, con un espesor de hasta 5mm y un ancho de 500mm, siendo
este el estándar de los rodillos de “MAT” utilizados.
Este procedimiento crea un diferencial en la distribución del espesor de pared y en las
propiedades geométricas de los recipientes que se están fabricando, alejando el centro de
gravedad de la pieza del eje central de rotación, creando un torque que debe vencer el tren de
potencia a bajas velocidades de giro, para garantizar que el operador tenga control del proceso.
Este punto fue de gran importancia para los trabajadores, pues en ocasiones anteriores, las
condiciones actuales no eran suficientes para girar la pieza, y tampoco para sujetarla sin girar,
siendo ellos los que tenían q asistir a la máquina directamente, poniéndolos en riesgo.
Ahora, sabiendo que, según [7]:
T = W .d
Donde:
T = Torque [N.m]
(4.8)
35
W = Peso [N]
d = Distancia normal al eje [m]
Es apreciable que el mayor torque requerido será cuando la combinación entre el peso del
recipiente y el desplazamiento del centro de gravedad con respecto al eje de rotación sea mayor,
es por esto que se probaron diferentes configuraciones, asumiendo que el recipiente es una semicircunferencia plana. El centro de gravedad para esta geometría es:
d=
2.R * sen(θ / 2)
θ
(4.9)
Donde:
R = Radio [m]
θ = Arco [rad]
La condición crítica es para los recipientes no-presurizados de 3m de diámetro y 7m de largo
en su última capa; es decir, desde 20mm a 25mm, ya que es el momento en el que se tiene la
mayor cantidad de masa alejada del centro de rotación.
Ahora, tomando en cuenta que conforme aumenta el ángulo de arco entre 0rad y πrad, el
centro de gravedad se va alejando, pero cuando pasa los 180°, éste se vuelve a ir acercando al eje
de rotación, sin embargo hay mas masa, es por esto que se realizó un gráfico, en la figura 18, con
las distintas combinaciones de peso y distancia, y se pudo hallar de forma inequívoca la mayor
demanda de torque para esta condición.
36
Torque vs. Degrees
Torque vs. Grados
3500.0000
Torque vs. Degrees
3000.0000
Torque [N.m]
2500.0000
2000.0000
Torque [N.m]
1500.0000
1000.0000
500.0000
0.0000
0.0000
1.0000
2.0000
3.0000
4.0000
5.0000
6.0000
7.0000
Degrees [Rad]
Grados [rad]
Figura 18. Torques para arcos de distintos grados.
El torque necesario de accionamiento, y también de frenado estático, ocurre a πrad, cuando
se tiene mitad de la circunferencia laminada, siendo este de 3187N.m, el cual es mayor que
cualquier recipiente no-presurizado, pero cae dentro de los rangos establecidos en la sección
anterior.
En el caso del laminado a mano, la máxima velocidad de giro esta limitada por la máxima
potencia requerida por los recipientes a presión y se determinó que ésta debe ser menor que
3,7RPM, aunque como dijimos anteriormente, se debe fijar a una velocidad en la cual los
operadores estén cómodos.
37
CAPÍTULO 5. MOTOR
Con la carga definida, se condujo una investigación de los motores de corriente alterna
ofrecidos en el mercado a través de los catálogos para escoger el que mas se adecue a las
necesidades de la máquina en términos de potencia, torque y velocidades angulares. También se
necesita un motor enfriado independientemente, debido a operaciones a bajas velocidades, con un
freno auto-blocante capaz de aguantar un torque en el eje de carga de 3200N.m.
Se estudiaron varios fabricantes, entre ellos SEW-Eurodrive, Baldor y ROSSI Motoriduttori,
haciendo énfasis en este último debido a la trayectoria que tiene la empresa con ellos y a que las
características de estos son muy similares, con motores de 4kW y 5,5kW siendo los estándares
que más se acercan a los requerimientos.
Considerando utilizar un motor de 4kW, permitiría una eficiencia en el tren de potencia de
0,87, cuando el de 5,5kW permite una eficiencia de 0,63, siendo este una mejor opción al
momento de permitir mayor flexibilidad cuando se necesite contabilizar las pérdidas por
eficiencias de la transmisión y la inercia de sus componentes.
Otra consideración importante en la determinación de la carga, fueron los requerimientos de
torque. Con esto en mente, se observó que los motores de 5,5kW ofrecen mayor torque que la
misma serie con menor potencia. También se observó que para motores de la misma potencia, se
obtiene mayor torque al aumentar el número de polos, se decidió utilizar un motor de 5,5kW, 6
polos y un torque de 55N.m a 950RPM. En la figura 19 se muestran las distintas opciones.
38
Figura 19. Motores Rossi de 6 polos. (ROSSI GM) [8].
Se creó una tabla en Excel para reducir la carga al eje motor, utilizando la ecuación
fundamental para sistemas mecánicos, tomando en cuenta el torque del motor y eficiencias, según
[6].
η 
M a = M m −  .M c
n
(5.1)
Donde:
Mm = Torque del motor. [N.m]
Mc = Torque de carga. [N.m]
Ma = Torque Acelerante. [N.m]
η = Eficiencia de la transmisión.
n = Relación de transmisión.
Como la carga y el torque del motor son parámetros invariables, se consideró una eficiencia
de la caja reductora del 95% (ROSSI GM), del 85% para las dos reducciones por cadenas,
utilizando una perdida total del 80%.
Otros factores que se tomaron en cuenta, es que una de las características de los motores de
corriente alterna es que puede mantener 100% el torque al utilizar un invertidor de corriente
39
desde 0,01Hz hasta 50Hz, pero de ahí en adelante, experimenta una caída proporcional en el
torque, según [9], es decir:
 50 
T f = Tn . 
 fo 
(5.2)
Donde:
Tf = Torque a frecuencias mayor que la nominal [N.m]
Tn = Torque nominal [N.m]
fo = Frecuencia de operación mayor a la nominal [Hz]
Vale la pena acotar, que aunque la figura 20 delimita el rango operativo hasta 160Hz, ROSSI
recomienda limitarse a utilizar 100Hz.
Figura 20. Curvas de comportamiento para motores AC. [8]
Utilizando la ecuación 10, se procedió entonces a buscar que para todo el rango operacional
se tenga un momento accionante mayor que cero. Para lograr esto, se fue modificando la relación
de transmisión hasta alcanzar los valores requeridos.
40
Debido a que el torque entregado por el motor es de 55N.m y el máximo requerido es de
3703N.m, se comenzó a probar con una relación de 70 : 1, siendo este el coeficiente de ambos.
Luego de probar varias relaciones, se determinó que la mínima reducción deseable en el
segundo eje debe de ser de 96 : 1 y de 32 : 1 para el primer eje, con una eficiencia total de la
transmisión de 0.8, resultando en una potencia máxima requerida de 4,37kW y los momentos de
accionamiento mostrados en la figura 21.
Torque
Accionánte vs. Diámetro
Momento Acc. vs. Diam
45.0000
Rec. No-Presurizados
Rec. Presurizados Eje2
Rec. Presurizados Eje1
40.0000
Torque Accionánte
[N.m]
35.0000
30.0000
25.0000
Momeno [N.m]
20.0000
15.0000
10.0000
5.0000
0.0000
0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
2.50
3.00
3.50
Diam [m]
Diámetro [m]
Figura 21. Momentos accionántes para distintos recipientes.
Esta relación permite un rango de velocidades de 0RPM hasta 19,8RPM, con una velocidad
nominal de 9,9RPM a 50Hz en el segundo eje de salida y un rango desde 0RPM hasta 59,4RPM,
con una velocidad nominal de 29,7RPM, tomando en cuenta un deslizamiento del 5%.
Con esta información se procedió al catálogo del fabricante nuevamente para buscar una
configuración de caja reductora que permita una relación de transmisión entre 16 : 1 y 32 : 1,
para que el primer tren de cadenas tuviera una relación máxima de 2 : 1.
41
Evaluando entre tres opciones disponibles, 19,3 : 1; 24,1 : 1 y 32,2 : 1, se escogió la de 19,3 :
1 por tener un factor de servicio de 2,65; el mayor de los tres, lo cual representa una caja más
robusta, capaz de soportar mejor condiciones de trabajo cíclicos y continuo de manera más
adecuada.
Con estos datos, se procedió a determinar los tiempos de levantamiento y de frenado,
tomando en cuenta las especificaciones brindadas por ROSSI y tomando en cuenta un freno tipo
HFV, brindando un momento frenante igual al momento nominal del motor.
tl =
tf =
(J + J 0 ).n


n
9,55. M s −  .M c 
η 


(J + J 0 ).n


n
9,55. M f +   M c 
η 


 n2 
J =  .J c
η 
Donde:
t = Tiempo [s]
J = Inercia de la carga referida al motor [Kq.m²]
Jc = Inercia de la carga [Kq.m²]
η = Eficiencia
n = Relación de transmisión
Mf = Momento frenante [daN.m]
Ms = Momento de arranque [daN.m]
Mc = Momento de la carga [daN.m]
(5.3). [8]
(5.4). [8]
(5.5). [6]
42
Ts vs. Diameter
Tiempos
vs. Diámetro
8.00
7.00
6.00
t [s]
ts [s]
5.00
Ts Eje 2 No Pres.
Ts Eje 2 Pres.
Ts Eje 1 Pres.
4.00
3.00
2.00
1.00
0.00
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
3.0000
3.5000
Diameter [m]
Diámetro [m]
Figura 22. Tiempos de levantamiento.
Se puede apreciar de la figura 22 que los tiempos de levantamiento, al momento de iniciar la
bobinadora con los recipientes completados, se observan tiempos muy similares para los distintos
casos. Se nota que no se comporta en manera creciente para cada configuración, debido a las
pérdidas que ocurren por operar por encima de los 50Hz. El rango va desde los 0,5s hasta casi 7s
en los recipientes de 2m y 60mm. Vale la pena destacar que estos tiempos fueron calculados
considerando la operación con un invertidor de corriente, capaz de mantener el torque nominal
del motor desde el principio. Si se considera el torque de arranque, el cual es 2,4 veces mayor, los
tiempos se disminuyen considerablemente, variando el rango desde 0,3s hasta 1,6s, siendo 4,4
veces más rápido el tiempo de levantamiento en este caso.
Para los tiempos de frenado presentados en la figura 23, al utilizar un freno de corriente
directa, modelo HFV, se tuvieron los siguientes resultados:
43
Tf vs. Diameter
Tiempos de Frenado
vs. Diámetro
1.60
1.40
1.20
tf [s]
t [s]
1.00
Tf Eje 2 No Pres.
Tf Eje 2 Pres.
Tf Eje 1 Pres.
0.80
0.60
0.40
0.20
0.00
0.0000
0.5000
1.0000
1.5000
2.0000
2.5000
3.0000
3.5000
Diameter [m]
Diámetro [m]
Figura 23. Tiempos de frenado.
Nuevamente se obtienen comportamientos similares, con tiempos de frenado oscilando entre
0,3s y 1,5s aproximadamente, siendo tiempos razonables al momento de que se presente alguna
falla en el proceso y tenga que ser detenido el proceso sin afectar de manera significativa el
patrón de bobinado. También se puede modificar el ciclo de bobinado mostrado en la figura 11,
con tiempos de frenado más cortos que de arranque y obtener mejores tiempos de producción.
44
CAPÍTULO 6. CONSIDERACIONES DE AUTOMATIZACIÓN
Para entender la manera en que trabaja el paquete de automatización, se mantuvo en contacto
con J&K AMC, quienes brindaron, a muy grosso modo, como funciona el software, que
componentes se utilizan y que se necesita para implementarlos.
Básicamente, se divide la máquina en dos partes:
-
Tren de potencia del mandril.
-
Tren de potencia de la bandeja.
Se conforma un sistema de monitoreo de ambas por medio de dos sensores, un convertidor
de frecuencia, un panel de control y la computadora central, configurados como se muestra en la
figura 24:
Motor 1
AC
Invertidor
de
Corriente
Sensor 1
Comando
Central
Panel de
Control
Transmisión
de Potencia
al Mandril
Salida al Mandril
Transmisión de
Potencia a la
Bandeja
Sensor 2
Motor 2
DC
Figura 24. Diagrama del sistema de control.
Salida a la Bandeja
45
6.1. Sensores
Los sensores, representado en la figura 25, consisten en un imán con un campo diamétrico
encapsulado en una pieza de plástico que gira solidaria a un eje en algún punto del tren de
potencia, y una pieza plástica fija al marco de la máquina. Cuenta con dos medidores de campo
magnético desfasados por 90° los cuales registran la posición del imán en todo momento,
mandando una señal analógica al panel de control en donde es transformada en digital y pasada a
la computadora central. Allí, gracias a las curvas de intensidad de campo magnético de cada
imán, se sabe en que posición se está, referida a un cero arbitrario. En el caso de la bandeja,
coincide con la posición más cercana a la máquina de potencia.
Figura 25. Sensor montado en la bobinadora de tubos.
6.2. Computadora Central
Es donde se tienen los paquetes de software donde se crean las condiciones del patrón que se
quiere bobinar por medio de las características del recipiente, según su diámetro interno, espesor
de pared, condiciones de borde, número de filamentos y ancho de la banda de filamentos.
Con estos datos introducidos en unas tablas desarrolladas por CTAPL, se muestran varias
soluciones posibles para cerrar el patrón satisfactoriamente, tomando en cuenta número de
pasadas para crear una capa, el número de capas para crear el espesor deseado y el ángulo de
bobinado. También se pueden crear varios patrones dentro de un mismo paquete, con un
bobinado en ángulo al principio y un bobinado de aro para la última capa por ejemplo.
46
Luego, otra tabla toma las condiciones del patrón de bobinado y transforma las
aproximaciones hechas en milímetros por las tablas en códigos hexadecimales que serán bajados
al chip del panel de control.
Aquí también se solapan las curvas de los imanes, creando el código que hará que la bandeja
busque la posición programada en donde debería estar según la lectura del sensor del mandril.
6.3. Panel de Control
Es una caja en donde convergen las entradas analógicas de los sensores, la salida de
comandos para los motores y un chip programable, responsable de traducir las señales de
analógica a digital y viceversa, mostrada en la figura 26.
Figura 26. Panel de control.
Para los momentos, no se ha probado un patrón, en la bobinadora de tubos, que sea con la
velocidad del mandril variable, sin tener ningún tipo de control sobre el invertidor de corriente
que gobierna al motor del mandril, como se muestra en la figura 8.1, debido a las limitaciones del
invertidor con el que se cuenta en los momentos.
Con el modelo a escala en el que se han conducido pruebas variando la velocidad del
mandril, se ha utilizado un motor de corriente directa, el cual es gobernado directamente por el
panel de control como se hace para la bandeja.
Tomando en cuenta que el motor de corriente alterna trifásico a utilizar debe ser operado con
un invertidor de corriente para lograr el funcionamiento que se requiere, se realizó un estudio de
47
los invertidotes ofrecidos en el mercado, haciendo énfasis en el ABB ACS-350, ya que fue el
recomendado para el motor ROSSI por ser aliados comerciales en Australia.
6.4. Convertidores de Frecuencia
Tomando en cuenta que se quiere que el mandril pueda operar a velocidades distintas a la
nominal para distintos recipientes y que pueda realizar ciclos de pasadas en donde varíe la
velocidad de bobinado para condiciones de borde diversas, se necesita un convertidor capaz de:
-
Entregar 100% de torque hasta 0Hz.
-
Entregar 100% capacidad de torque de frenado.
-
Programable para realizar funciones de arranque suave (“soft start”).
-
Programable para funciones de girar gradualmente (“toggle”).
-
Rapidez de respuesta.
-
Conectividad con el panel de control o la computadora central.
-
Regulación del torque de salida.
-
Capacidad de control con el motor.
En primer lugar, hay que entender como estos componentes están diseñados para mantener
un patrón constante en la relación V/Hz para los motores en condiciones ideales. Sin embargo,
en un convertidor normal, el comportamiento del motor variará según los requerimientos de la
carga; es decir, si el convertidor se encuentra mandando 54Hz y el motor se comporta como si
fuera a 49Hz o si de hecho, ni siquiera se esta moviendo, un convertidor sencillo no tiene forma
de saberlo. Por esta razón, se comenzó a buscar dentro del campo de los “Vector Drives”.
Este tipo de convertidores se pueden configurar según parámetros de torque o velocidad,
para obtener mejores resultados en el desempeño de la máquina, como también se puede escoger
entre un control de ciclo cerrado (“Closed Loop”) o de ciclo abierto (“Sensorless Flux Vector
Control”), como se muestra en la figura 27. [9]
En los del tipo de ciclo cerrado, se necesita contar con una medición externa al convertidor,
usualmente, un decodificador montado en el eje del motor que monitorea la posición de este y la
envía al microprocesador del convertidor. Entonces, si se le ordenó al motor moverse x rad y sólo
48
se movió (x-2) rad, el microprocesador hace los ajustes necesarios para corregir el error al
momento. También se puede utilizar para controlar los parámetros de torque. Con este tipo de
control se logran alcanzar las velocidades deseadas con una desviación del 0,01%. [9]
En el caso de los del tipo abierto, el Vector Drive lo que hace es una corrida de prueba a
carga y velocidad cero, registrando la corriente de magnetización presente dentro del motor,
creando un modelo del mismo para corregir errores del desempeño basado en estimaciones y no
en el comportamiento real del motor. Por esta razón, se logran alcanzar las velocidades deseadas
con un 1% de desviación, como se muestra en la figura 28. Sin embargo, no se recomienda para
cuando se tienen operaciones con constantes cambios en la velocidad y torque. [9]
Figura 27. Diagrama de control para un ciclo abierto típico. [9]
49
Figura 28. Tabla comparativa de las distintas aplicaciones para máquinas. [10]
Al momento de tomar una decisión, se consideró que debido al sensor ya presente en el
mandril, este podría usarse para generar un control del tipo cerrado con el convertidor, aunque
podría no ser necesario, ya que se requiere una mayor rapidez de respuesta por parte de la
bandeja, siendo ella capaz de absorber las desviaciones presentadas por el mandril debido al
“Vector Drive”.
Considerando estos parámetros, se encontró que efectivamente el ABB ACS-350 representa
una opción viable, pues presenta las características requeridas, siendo el modelo ACS350-03U12A5-4+J404, con una alimentación trifásica de 480V para un motor de 5,5kW y un adaptador
OP - CA 02 para permitir la conexión a la computadora central.
50
CAPÍTULO 7.
DISEÑO DE MÁQUINA
Una vez que los parámetros de operación fueron delimitados, se procedió a realizar el diseño
conceptual de los componentes tomando en cuenta las teorías de falla correspondientes.
Se dividió la máquina en segmentos según su función:
1. Extensión del mandril del lado de soporte libre.
2. Soporte del mandril del lado libre.
3. Extensión del mandril del lado del tren de potencia.
4. Soporte del mandril del lado del tren de potencia.
5. Cardán.
6. Tren de potencia.
7. Marco.
8. Riel de la bandeja.
9. Conexión entre el marco y el riel de la bandeja.
10. Panel de control y eléctrico.
11. Conexión entre el tren de potencia y el mandril.
12. Bandeja.
13. Baño de resina.
14. Brazo alimentador de filamentos.
De estos catorce puntos, se hizo énfasis en los primeros once, pues del doce al catorce,
representan años de desarrollo por parte de la empresa para buscar la forma de hacer llegar las
fibras de la manera mas eficiente, del estante donde se encuentran los rollos de filamentos, hasta
el ojo que posiciona los mismos en el mandril.
51
7.1. Extensión del Mandril del Lado de Soporte Libre
El mandril original presentaba una longitud total que permitía bobinar cilindros de hasta 6m,
pero gracias a requerimientos para un trabajo que necesitaba cilindros de 7m se le colocó una
camisa de 120mm de diámetro y 1m de largo. Se encamisó con un ajuste a presión y se fijó con
dos tornillos pasantes. Debido a que este lado no lleva esfuerzos adicionales al del peso del
mandril no se modificó.
7.2. Soporte del Mandril del Lado Libre
El soporte existente mostrado en la figura 29, puede ser utilizado con unas pequeñas
modificaciones de la base para ajustar la altura final deseada y la colocación del punto de anclaje
con el riel de la bandeja.
Figura 28. Soporte del mandril del lado libre.
La base con los rodillos no presenta ningún tipo de protección a los lados que pudiese
prevenir que se salga de su posición, es por esto que se diseñó una nueva base para los rodillos,
construido con láminas de metal cortadas con láser y luego soldadas, siendo una manera fácil y
de bajo costo de manufactura.
52
Luego, con el diseño aprobado, se le realizó un análisis de falla estática según el criterio de
Von Mises, por ser éste el criterio tomado por el programa, utilizando “COSMOSWorks” de
“Solidworks” para obtener los espesores de las láminas.
σ Von _ Mises _ Max
≥1
σ Limite
(7.1)
Se tomó el peso máximo estipulado entre el mandril y el tanque de mayor tamaño de 6200kg,
un factor de fricción de los rodillos de nylon de 0,30 [11], para considerar un máximo de esfuerzo
axial que se pudiese generar.
Tomando en cuenta que son dos puntos de apoyo a la misma distancia del centro de
gravedad, y cada punto de apoyo tiene dos rodillos, la fuerza radial en cada rodillo resultante
utilizada es de 15200N y 4600N de fuerza axial.
Figura 29. Análisis de esfuerzo en la base de rodillo.
Se obtuvo un factor de seguridad mínimo de 2,3 > 1 como se observa en la figura 30, siendo
una solución viable con láminas de 10mm de espesor en los puntos de apoyo y 5mm a los lados y
en la base. Los rodillos son de Nylon con un límite de 1,8Ton cada uno, modelo NY418 [12].
53
7.3. Extensión del Mandril del Lado del Tren de Potencia
Esta sección se tuvo que desarrollar en conjunto con la sección 9.4 y 9.11 de la máquina por
las características que deben presentar, en cuanto a servir de soporte para el mandril radialmente,
pero también restringir el movimiento axial del mismo.
Sin embargo, se tomó en consideración lo existente en la sección 9.1 y se opto por una
camisa de 120mm de diámetro exterior y 700mm de largo fijada al mandril por medio de una
soldadura biselada al final del mandril, como se muestra en la figura 31.
Figura 30. Unión biselada del mandril y la extensión.
El esfuerzo generado por la transmisión de torque del tren de potencia de 5420N.m fue
simulado como un esfuerzo a corte paralelo sobre el cordón y considerando que se encuentra
concentrado a 50mm del eje del mandril, para una fuerza tangencial total de 108,4kN. Por medio
del modelo de resistencia a materiales, según [13].
H Corte =
Donde:
Hcorte = Ancho del cordon [m].
Nf = Factor de seguridad = 2. [13]
F = Fuerza [N].
2.F .Nf
L * 0.707.Sysold
(7.2)
L = 2.π .r
(7.3).
54
L = Longitud de cordón medio [m].
Sy = Resistencia a la tensión del electrodo [Pa]. (350MPa para un E60xx). [13]
r = Radio medio [m].
El resultado fue un ancho de cordón de 6mm de espesor, haciendo que el bisel a ser formado
en la pieza de extensión tenga un cambio de sección en el diámetro de 120mm a 108mm, dando
un radio medio de 114mm, mayor al tomado, dando un nuevo factor de seguridad de 2,8, dando
un mejor criterio por la falta de un estudio de falla a fatiga.
7.4. Soporte del Mandril del Lado del Tren de Potencia
El molde mandril de los tanques va apoyado directamente sobre el acople de tipo mandril de
3 dientes, mostrado en la figura 32, el cual no es suficiente para sujetar de manera efectiva los
tanques de mayor tamaño actuales y también presenta deslizamiento en algunas ocasiones. Por
esta razón, se quiso separar el soporte radial del acople que transmite el torque, haciendo
necesario modificar la base actual, pues se quiere que el marco principal y el apoyo libre formen
una misma estructura.
Figura 31. Soporte actual del mandril.
Adicionalmente, se requiere de una pieza que centre el mandril, restrinja su movimiento
axial y fije el molde en una misma posición con cierta libertad de moverse axialmente para
facilitar el montaje.
55
Se combinó el diseño del soporte de los rodillos de la sección 7.2 para el soporte radial, con
un sistema ideado que consiste en cuatro rolineras del tipo “CAM Followers” que forman una
zanja que permite que un disco (sección 7.11) deslice entre estos quedando restringido, pero
siendo capaz de girar cuando el disco entre en contacto con las rolineras. El detalle de ensamblaje
se muestra en la figura 33.
Rolineras
Disco
Figura 32. Detalle de propuesta de restricción axial.
Se consideró colocar refuerzos que no permitan que las rolineras reciban impactos directos
cuando se esta colocando el mandril y que no permita que el disco caiga en algún otro lugar que
no sea el indicado.
Figura 33. Propuesta de soporte del mandril del lado de potencia.
56
La base de la figura 34 va atornillada al marco principal con unos tornillos M12 de grado
4.8, permitiendo que se pueda colocar y remover en el caso que no se comporte de la manera
esperada y deba ser modificada o al momento que deba ser cambiada por el constante uso.
Para las rolineras, se realizó la misma consideración que en la sección 7.2, tomando en
cuenta que los 6200kg están contribuyendo a generar la fuerza axial, con una fuerza total de
18,3kN y de 9,2kN por cada rolinera, considerando que trabajan en pares. Las rolineras son
cuatro SKF [14] KR47 PPA, con un esfuerzo nominal de 14,7kN y a fatiga de 2,9kN. Utilizando
la herramienta de cálculo de SKF, asumiendo un promedio de giro de las rolineras de 22[RPM] a
un esfuerzo promedio de 4,6kN, resultó en una vida de 7220hrs; el equivalente a 12 años de
trabajo a un promedio de 5 horas diarias.
7.5. Cardán
Para conectar el segundo eje de salida con el mandril, se consideró en primera instancia un
acople de junta universal que permitiera desalineación de los ejes del tipo radial, axial y angular,
pero debido al alto torque requerido de 5420N.m, no se consiguió. Por esta razón, se buscó un
acople de tipo cardán, el cual presenta dichas características.
Se acudió a “BJ Bearings”, un proveedor de la empresa, por la falta de información
disponible, para conseguir un cardan capaz de soportar el torque máximo a un promedio de 2
horas diarias y con un deslizamiento de 100mm, definiendo un cardan GWB 687.25, con un
torque máximo de 6500N.m y un torque de fatiga de 1900N.m. Una longitud minima de 438mm
y 100mm de deslizamiento.
7.6. Tren de Potencia
Se consideró un tren de engranajes desde el motor hacia el primer eje de salida con una
relación de transmisión de 1,69 : 1 y de aquí al segundo eje de 3 : 1 con torques de 1807N.m y
5420N.m respectivamente y se buscó en los catálogos RENOLD CHAINS [15] para ver los
criterios de diseño, aunque se consiguió una herramienta de diseño electrónica.
57
Se ingresaron las relaciones de transmisión y una configuración de 14 a 24 dientes con una
cadena B-24 Simplex y una fuerza en la cadena de 14,5kN , y de 14 a 42 con una cadena B-24
Duplex y una fuerza en la cadena de 29,1kN respectivamente.
7.6.1. Ejes
Se creó una tabla de Excel utilizando los criterios de teoría de falla para ejes por el método
ASME [5], el cual toma en cuenta falla por fatiga, teniendo que:

 32.Nf

d =
 π

1





(Kf .Ma )2 + 3 (Kfs.Ta )2
4
(Kfm.Mm )2 + 3 (Kfsm.Tm )2
+
Sf
Kf = 1 + q.( Kt − 1)
q=
1
a
1+
r
Donde:
d = Diámetro [m].
Nf = Factor de seguridad.
Ma = Momento flectante alternante [N.m].
Mm = Momento flectante medio [N.m].
Ta = Momento torsor alternante [N.m].
Tm= Momento torsor medio [N.m].
Sf = Esfuerzo máximo a flexión [Pa].
Sut = Esfuerzo último a fluencia [Pa].
Kf = Factor de concentración de esfuerzo dinámico.
Ks = K a corte.
Km = K medio.
Kt = Factor de concentración de esfuerzo geométrico.
q = Factor de muesca.
4
Sut
 3
 


 

(7.4)
(7.5)
(7.6)
58
a = Constante de Neuber [mm].
r = Radio de muesca [mm].
Se calculó el momento flectante alternante máximo para cada caso por medio de las
funciones de singularidad, fijando una distancia entre los apoyos y la colocación de las coronas
en los ejes, siendo estos de 1223N.m y 2190N.m respectivamente. Los momentos torsores medio
se fijaron en 2115N.m y 5920N.m, siendo el promedio de los momentos máximos y mínimos [5],
tomando en cuenta un torque de arranque del motor de 2 veces el nominal.
Considerando factores geométricos de muesca adversos, pues la muesca está determinada
por los bordes de las rolineras en donde estarán montados los ejes, se obtuvieron valores
aproximados de Kt y la constante de Neuber de las graficas respectivas [5].
Se utilizó un acero AISI 1045 por su mayor resistencia a fluencia y se obtuvieron los
diámetros mínimos en 60mm y 85mm respectivamente, con un factor de seguridad de 2.
7.6.2. Chumaceras
Con los ejes definidos, se procedió a buscar las chumaceras en los catálogos de NACHI [16],
con las reacciones máximas sobre estos obtenidos anteriormente de 21kN y 43kN, se escogieron
los modelos UCX13 de 65mm y UCX18 de 90mm. Luego se calculó la vida de cada uno, según
las recomendaciones del fabricante [16]:
p
6
 C  10
Lh =   .
 P  60.n
Donde:
Lh = Horas de operación [hr].
C = Carga máxima sobre la chumacera [N].
P = Esfuerzo máximo [N].
n = Velocidad de operación [RPM].
p = Factor de rolinera (3 para estos modelos).
(7.7)
59
Se obtuvieron 10300 y 21100 horas respectivamente, representando 8 y 17 años de
operación.
7.6.3. Coronas
Los dientes de la corona se definieron con los catálogos de TaperLock® para la sujeción de
componentes en ejes. Se pudo obtener configuraciones para las coronas de 14Z B24-1, 24Z B241 y 42Z 24-2, siendo los códigos TL-3020, con un esfuerzo máximo de 970N.m, TL-3535 con
2150N.m y TL-4040 con 4400N.m, siendo estos valores sin utilizar lengüetas, las cuales serán
introducidas.
Para la corona de 14Z B24-2, se calcularon las dimensiones de la lengüeta a falla por
aplastamiento, según [13], por ser siempre menor que la de corte, a un diámetro de 75mm.
Lbearing =
4.T .Nf
d .H .Sy
(7.8)
Donde:
Lbearing = Longitud de lengüeta [m].
T = Torque en el eje 1[N.m].
d = Diámetro [m].
H = Alto de lengüeta [m]. [18]
Sy = Límite a fluencia [Pa] (AISI 1020).
El resultado fue una longitud de 83mm, lo cual es mayor a la longitud de la corona, haciendo
necesario poner dos lengüetas a 90° de 45mm.
7.6.4. Transición del eje al cardán.
Se tuvo que diseñar una pieza para conectar el eje al cardán, tomando en cuenta las
características de la unión presente en el cardán. Este presenta un reborde de acero de 150mm de
diámetro, con 8 orificios para tornillos M12 a un diámetro de 120mm. Esta pieza estará sujeta al
eje por medio de una lengüeta para transmitir el torque y un anillo de retención para sujetarlo en
su sitio. Se utilizó nuevamente la Ecuación 22, y se obtuvo una lengüeta de 106mm de largo,
60
poniendo dos a 90° de 55mm. Se escogió un anillo de retención de CIRTEQ [19], modelo
DIN471 D1400 A85. Luego se realizó un cálculo con “COSMOSWorks” para obtener una
verificación del diseño, utilizando un acero AISI 1045 nuevamente, dando un factor de seguridad
de 1,5, como se observa de la figura 35.
Figura 34. Pieza de transición.
Los tornillos se calcularon utilizando los criterios de falla para esfuerzos excéntricos [20],
dando tornillos de grado 5,8 como mínimo, con un factor de seguridad de 2,3.
7.6.5. Soporte del motor.
Se necesitó diseñar un mecanismo capaz de soportar los esfuerzos del motor y servir como
tensor para poder mantener la cadena tensa en todo momento. Para esto se realizó un marco,
mostrado en la figura 36, con vigas en U y L de 5mm de espesor soldadas entre si y unas ranuras
que sirven de riel sujetadas por tornillos. Se determinó que los tornillos de tensión deben ser
capaces de soportar 40,2kN de esfuerzo cortante y 57,2kN axial, seleccionando unos tornillos
M20 de grado 5,8 con un factor de seguridad de 2,4.
61
Figura 35. Soporte del motor.
Se diseñaron unas láminas de acero con dos orificios a la distancia de las ranuras con tuercas
soldadas a ellas, para facilitar el montaje y apriete de los tornillos, al no requerir de dos llaves
para realizar el trabajo.
7.7. Marco
El marco actual fue un tema de discusión, pues debe ser modificado desde un principio, pues
no tiene la altura necesaria para bobinar cilindros grandes y, por esta razón esta apoyado sobre
unas vigas sueltas, lo cual no es recomendado. Luego, se debía diseñar los soportes de los
mandriles y fijarla a esta base.
Se determinó que no valía la pena desmantelar la máquina actual por no fabricar un nuevo
marco, ya que, si bien como está no es suficiente para realizar los trabajos nuevos que se quiere,
ha venido operando de esta manera desde hace mucho tiempo y se quiso dejar para contar con
una máquina de apoyo la cual puede servir para dejar secando los mandriles sin acaparar la otra.
También se tomó en cuenta que de esta manera, no se cuenta con un periodo donde se para la
producción por no contar con una bobinadora mientras se modifica la actual.
Con estos puntos en consideración, se procedió a desarrollar un marco con las siguientes
características:
62
-
Poner ambos ejes a la misma altura para simplificar el riel de la bandeja al
no tener que variar su altura para conseguir los parámetros de bobinado
requeridos.
-
Espacio para colocar todos los componentes y tener fácil acceso a ellos.
-
Servir de protección para piezas giratorias.
-
Contar con un espacio para colocar los componentes de automatización.
Con esto en cuenta, se realizó un marco con vigas cuadradas de 100x100x3mm, capaz de
soportar 3200kg en el apoyo, siendo suficiente para soportar el resto de los componentes y
esfuerzos. Adicionalmente, se le colocó dos puntos de anclaje por medio de dos vigas
rectangulares de 150x75x2mm para poder ser levantado por el camión de pala de la compañía,
considerando una apertura máxima de 1m de las paletas y situado del lado de mayor peso.
7.8. Riel de la Bandeja
Por los momentos, no hay intenciones inmediatas de realizar un nuevo riel, pues se sigue
alternando el que se tiene entre las máquinas, sin embargo se realizó una propuesta tomando en
cuenta dos vigas JIS I-150x75x17mm, colocadas una al lado de la otra y de 8m de largo, teniendo
una deflexión máxima cuando la bandeja, estimada en 60kg y tomando en cuenta el peso de la
viga concentrada en el centro, de 11mm.
Se realizó una propuesta de la base donde va sujetada la bandeja representada en la figura 37,
tomando en cuenta el sistema de ruedas utilizado en el actual, el cual restringe desplazamientos
verticales y laterales. El cambio presentado cambia la manera en el q va sujetada la base, pues en
vez de estar apoyada sobre los rieles, se quiere que cuelgue de estos para permitir mayor
movilidad del personal por debajo de los rieles.
63
Figura 36. Soporte de la bandeja.
La parte de arriba es separada de la estructura inferior para permitir el montaje en los rieles.
7.9. Conector Entre el Marco y el Riel de la Bandeja
Se ideó un sistema sencillo del tipo macho-hembra con vigas de sección cuadrada que
permiten unir y, hasta cierto grado, obligar a que los componentes del marco principal, del
soporte del lado libre y del riel de la bandeja queden alineados y formen una sola estructura,
permitiendo que el riel sea movible perpendicularmente con respecto al mandril para poder
ajustar la distancia entre el ojo alimentador de filamentos y la superficie del cilindro,
dependiendo del diámetro del mismo.
Se tomó una viga rectangular de 90x2mm de 1,6m de largo con agujeros de 22mm separados
a 100mm, los cuales alojaran pines auto-ajustables de bola de 5/6" por 4" de largo.
64
Figura 37. Ensamblaje propuesto por medio de las vigas conectoras.
Las vigas conectoras se meten por debajo de los marcos de soporte como se observa en la
figura 38, quedando fuera del paso de cualquier persona que pudiese tropezar con ella por no
esperar que partes sobresalgan del rectángulo creado por los 3 componentes.
7.10. Panel de Control y Eléctrico
El sistema de automatización fue explicado en la sección 8, sin embargo se quiere contar con
un botón de apagado de emergencia ubicado en un lugar accesible y propiamente identificado.
Para esto se propuso un botón de seguridad tipo “Hongo”, capaz de operar con hasta 25A y
480V, ubicado por la parte de afuera del marco del lado que da hacia el riel a la altura de los
hombros. Debido a la altura del marco, se propone poner un indicador por encima del marco en el
lugar donde estará ubicado, de manera que se ubique rápidamente al momento de necesitar
usarlo. Adicionalmente, se quiere contar con un panel de 3 botones para girar el mandril de
manera controlada y gradual, con funciones de Avance, Parar y Reversa.
Este punto no se desarrollo, pues todo lo que tiene que ver con instalaciones eléctricas debe
ser realizado por técnicos certificados dentro del país, que garanticen un sistema adecuado para
los componentes a prueba de fallas.
65
7.11. Conexión entre el Tren de Potencia y el Mandril
La primera etapa de la conexión entre la salida del eje 2 y el mandril se explicó en la sección
9.5 por medio del cardan. Luego del cardan, se utilizó un sistema de dos piezas que se unen por
medio de un perfil nervado macho en la pieza que se conecta al cardán y la hembra que consiste
en un disco protector que recibirá los impactos de acople y desacople, como también sirve de
restricción como se expuso en la sección 9.4. La segunda parte de la hembra del nervado, forma
parte de la extensión del mandril, como se explico en la sección 9.3.
7.11.1. Eje nervado
Con el cálculo del diámetro del eje mínimo de la sección 9.6, se utilizó la teoría del esfuerzo
máximo por corte y aplastamiento [13]. Se tomaron los datos para acoplamientos de ejes
nervados con flancos rectos de la serie ligera, según DIN-5462, siendo la más cercana a nuestros
requerimientos, las de medidas nominales 10x92x98mm.
4.T .Nf
z.d m . f c .b.Sy
(7.9)
2.T .Nf
z.d m . f c .(h − g − k ).Sy
(7.10)
Lshear =
LBearing =
h=
d 2 − d1
2
Donde:
LBearing = Longitud de nervado por aplastamiento [m].
Lshear = Longitud de nervado a corte [m].
T = Torque [N.m].
Z = Numero de dientes.
dm = Diámetro medio [m] (Promedio entre d1 y d2).
fc = Factor de flancos (0,75 para flancos rectos).
d2 = Diámetro externo del nervado [m].
d1= Diámetro interno del nervado [m].
(7.11)
66
h = Altura del diente [m].
g, k = Chaflán del diente externo e interno [m].
Sy = Limite de fluencia para acero AISI 1020 [Pa].
Con los datos geométricos conseguidos en la tabla DIN-5462, se determinó que la longitud
mínima requerida mayor es para falla por aplastamiento, siendo la longitud minima de 48mm,
comparada con 13mm a corte.
Adicionalmente, esta pieza debe permitir su manipulación por parte de los operadores,
siendo necesario ponerle un agarre de tipo volante para que pueda ser introducido dentro del cubo
nervado.
Nota: La hoja de cálculo se encuentra en los anexos.
7.11.2. Disco protector
Esta pieza es la responsable de aguantar los impactos al momento de introducir el eje
nervado a la extensión del mandril. Se hizo desmontable para que pueda ser reemplazada en
algún momento por el desgaste de su función, sin tener que cambiar toda la pieza. Va atornillada
a la extensión por medio de diez tornillos M6 serie gruesa de grado 8.8 para su sujeción, aunque
no son estos los responsables de transmitir el torque, aunque si deben aguantar los impactos al
momento de colocar el mandril en su posición, como se expresó en la sección 9.4.
7.11.3. Cubo nervado
Se diseño la pieza para que tuviera 50mm de agarre nervado y con diez orificios maquinados
con la rosca para los tornillos M6 directamente sobre ella.
Adicionalmente, se tuvo que idear un sistema para mantener el eje nervado dentro del cubo,
pues el movimiento axial no esta restringido por ningún elemento entre el cardán y el eje
nervado, tomando como solución un pin auto-ajustable de bola de 3/8" por 5" de largo, capaz de
ser introducido y fijado en posición desde arriba, pues el soporte del mandril restringe el acceso
al interior del mismo cuando el mandril esta colocado.
67
En la figura 39 se presenta el ensamblaje de las distintas piezas.
Figura 38. Ensamblaje de la conexión al mandril.
Se tuvo que considerar el momento cuando estuviera el mandril acoplado y se estuviera
operando con el primer eje, trayendo el problema de que el cardan permite hasta 30° de
desalineación, lo cual haría que la pieza con el eje nervado caiga. Por esta razón, se estableció un
sistema con un buje de teflón, o similar, que sujete la parte lisa de la pieza con una pequeña
tolerancia que permita lo que en un principio se quiso, absorber las desalineaciones.
También se necesitó añadir un soporte con un patín de teflón en donde se apoye el cardán
cuando el mandril no esta acoplado, y así todo el peso de estos componentes no recaiga sobre la
pieza de teflón, cuyo ensamblaje se muestra en la figura 40.
Figura 39. Ensamblaje de soportes del cardán.
68
En la figura 41 se muestra el ensamblaje de la propuesta de la máquina de potencia con todos
los componentes descritos en la sección 9.
Figura 40. Ensamblaje de máquina.
Nota: El ensamblaje final de la máquina, la lista de componentes, el listado de precios y las
hojas de cálculo de distintos componentes se encuentra en los anexos.
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CAPÍTULO 8. CONCLUSIONES
Se logró realizar el estudio necesario para definir los parámetros operacionales de la
bobinadora de 1m a 3m, el cual permitirá que la máquina tenga el desempeño deseado por la
empresa, una vez tenga incorporado el paquete CNC de J&K AMC.
El torque teórico de salida corresponde a 5420N.m, con una eficiencia total del tren de
potencia de aproximadamente 0,8, obteniendo tiempos de levantamiento de hasta 7s, lo que
representa la aceleración desde 0 RPM hasta la velocidad de operación en la última capa, con
toda la fibra y resina sobre el mandril.
Se definió el rango de productos a ser fabricados, teniendo en cuenta que se fabricarán
cilindros para recipientes no-presurizados de 1m hasta 3m de diámetro en el segundo eje de
salida. También se realizaran cilindros para tanques presurizados de 100mm hasta
2m de
diámetro, con un espesor de pared máximo de 60mm, siendo este el límite establecido para los
tiempos de arranque y por el peso final considerado que tendrá que ser soportado.
Se determinó que no era factible utilizar ninguno de los componentes que tiene actualmente,
pues algunos se encuentran obsoletos, como el caso del convertidor de par hidráulico, y otros
simplemente no serían capaces de soportar los torques que se necesitan para acelerar y
desacelerar los cilindros que estén siendo bobinados, como es el caso de las cadenas y los ejes.
Se estableció que únicamente el marco sería de utilidad, pero el bajo costo extra de realizar
un nuevo marco, junto con la posibilidad de contar con una máquina de apoyo para dejar secando
cilindros ya bobinados o como apoyo en caso de que la principal falle, se decidió dejarla sin
modificar, sin embargo, se recomienda dejarla operativa a velocidades angulares mínimas.
Se realizó un estudio del paquete de CNC y se determinó que el “Variable Drive” ABB
ACS-350 es una opción viable que permite entregar 100% de torque a 0Hz al igual que un 100%
70
de torque de frenado, permitiendo programar curvas de torque o de velocidad y con conectividad
a la computadora central, incluso vía Internet.
Se propuso la colocación de una serie de componentes que se encuentran disponibles en el
mercado para lograr desarrollar el tren de potencia que será el responsable de mover el mandril.
Todos estos fueron identificados y clasificados por su número de producto y fabricante, teniendo
en cuenta que aguanten los esfuerzos generados en la fabricación de productos.
Se diseñaron piezas necesarias para cumplir funciones que no estaban disponibles en el
mercado por cuestiones de espacio, adaptabilidad o por suponer una mejor solución, tomando en
cuenta los cálculos a resistencia de materiales pertinentes para cada caso, así como también un
análisis de elementos finitos con el programa COSMOWorks.
El presupuesto necesario para realizar todas las modificaciones propuestas es de
aproximadamente A$31,000, basado en cotizaciones de BJ BEARINGS, TRJ ENGINEERING y
estimaciones de Internet, representando una fracción de los precios de máquinas actuales en el
mercado.
71
CAPÍTULO 9. RECOMENDACIONES
Es aconsejable llevar a cabo un estudio más extenso acerca de las curvas de torque de los
ciclos que se podrán generar, tomando en cuenta el límite establecido en este proyecto en cuanto
a torques de arranque y de frenado. Siendo los tiempos de frenado considerablemente menores
que los de levantamiento, 1,5s en comparación con 7s, se podrían generar ciclos con curvas de
aceleración distintas a las de frenado para acortar los tiempos de producción.
Debido a la naturaleza y magnitud de la máquina, se recomienda dejar un período de prueba
para observar los comportamientos de la máquina en operación, ya que, aunque se trato de cubrir
la mayor cantidad de factores que entran en acción al momento de poner el equipo en marcha,
hay otros que no se tomaron en cuenta, como un análisis de vibraciones en la base del motor. De
esta forma, se podrá también identificar problemas que puedan surgir en alguno de los
componentes, sobre todo, en los diseños propios exclusivos de la máquina.
Se deben desarrollar los sistemas de seguridad que inhabiliten el funcionamiento de la
máquina si las piezas giratorias no están debidamente protegidas, al igual que el sistema que no
permita encender el equipo si una de las dos salidas del tren de potencia no se encuentra cubierta.
Se recomienda realizar un manual de operación y mantenimiento una vez que se tengan
todos los componentes de la máquina definidos y esté en operación, garantizando el óptimo
funcionamiento del sistema a lo largo del tiempo.
72
CAPÍTULO 10.
-
REFERENCIAS
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Design. Thomson Delmar Learning: New York.
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Standards Association of Australia: North Sydney, NSW.
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construction of vessels and tanks in reinforced plastics. British Standards Institution:
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-
[5] Norton, Robert L. (2006) Machine Design An integrated Approach. 3eraEdición.
Pearson Prentice Hall: New Jersey.
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[6] León, Juan L. (2004) Dinámica de Máquinas Introducción a la Teoría de
Máquinas. Universidad Simón Bolívar: Caracas.
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[7] Hibbeler, R. C. (1996) Ingeniería Mecánica: Dinámica, 7ma. Ed., Prentice-Hall
Hispanoamericana: México.
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[10] ROCKWELL AUTOMATION: Allen-Bradley & Rockwell Software Brands.
1201 South Second Street. Milwaukee, WI 53204-2496, USA. [+1 414 382 2000].
(www.rocwellautomation.com). 21/05/2008
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[11] http://www.dotmar.com.au/solutions/friction.htm. 22/05/2008.
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[12] RICHMOND WHEEL & CASTOR co: 2004 Wheel and Castor Catalogue.
RW&C co. 590 Clayton Rd. Clayton South, VIC 3169, Australia. [+61 (0) 3 9551
2233]. (www.richmondcastors.com.au). 15/05/2008
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[13] Clavijo, A., Torrealba, R. (2005) Elementos de Máquinas Parte 1 Guía Teórica.
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[14] SKF: SKF Online Catalogue. SKF. SE – 415 50. Göteborg, Sweden. [+46 31 337
10 00]. (www.skf.com). 15/05/2008
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[15] RENOLD: Roller Chain Catalogue. RENOLD. Burton upon Trent. UK. [+44 (0)
1283 512940]. (www.renold.com). 17/05/2008
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[16] NACHI: Ball & Roller Bearings Catalogue. NACHI-FUJIKOSHI CORP.
Shiodome Sumitomo Building, Minato-ku, Tokyo 105 – 0021, Japan. [+81 (0) 3 5568
5111]. (www.nachi.com). 17/05/2008
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[17] FPT: TAPERLOCK® Drive Design and Maintenance Manual 2006. FENNER
POWER TRANSMISSION GROUP. Amber Way, Halesowen, West Midlands. UK.
[+44 (0) 12 1508 6341]. (www.ftpgroup.com). 21/05/2008
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[18] British Standard, London (1972) BS 4235 : 1972 Specification for design and
construction of vessels and tanks in reinforced plastics. British Standards Institution:
London, UK.
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[19] CIRTEQ: Retaining Rings Catalogue. CIRTEQ FRANCE. 46, Av. Des frères
Lumiere F-78190 Trappes. France. [+33 (0) 130 131 720]. (www.cirteq.com).
10/05/2008
-
[20] Clavijo, A., Torrealba, R. (2004) Elementos de Máquinas Parte 2 Guía Teórica.
Universidad Simón Bolívar: Caracas.
74
CAPÍTULO 11. ANEXOS
Anexos 1. Lista de precios de componentes.
75
Anexos 2. Lista de precios de componentes continuada.
76
Anexos 3. Cálculo de la cadena para la segunda reducción.
77
Anexos 4. Cálculo de la cadena para la tercera reducción.
78
Anexos 5. Datos de coronas 24B para el tren de potencia.
79
Anexos 6. Dimensiones de lengüetas métricas.
80
Anexos 7. Datos de ingeniería para los Taper Locks.
81
Anexos 8. Dimensiones de Taper Locks métricos.
82
Anexos 9. Especificaciones técnicas del invertidor ABB ACS-350.
83
Anexos 10. Dimensiones estándar para tanques no-presurizados.
84
Anexos 11. Definiciones y descripciones de materiales y procesos.
85
Anexos 12. Continuación de descripciones.
86
Anexos 13. Ensamblaje de la máquina de potencia.
87
Anexos 14. Ensamblaje del tren de potencia.
88
Anexos 15. Ensamblaje del acople al mandril.
89
Anexos 16. Hoja de cálculo de tornillos.
Anexos 17. Hoja de cálculo de soldaduras.
90
Anexos 18. Hoja de cálculo de rolineras.
91
Anexos 19. Hoja de cálculo para lengüetas.