ANÁLISIS MECÁNICO DE LANZA POR CAD

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA (ICAI)
INGENIERO INDUSTRIAL
ANÁLISIS MECÁNICO DE LANZA POR CAD
Autor: Diego Capell Osorio
Director: José María Menéndez Sánchez
Madrid
Mayo 2013
ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA (ICAI)
INGENIERO INDUSTRIAL
ANÁLISIS MECÁNICO DE LANZA POR CAD
Autor: Diego Capell Osorio
Director: José María Menéndez Sánchez
Madrid
Mayo 2013
RESUMEN
INTRODUCCIÓN
Una lanza es la estructura de unión entre un vehículo tractor y un remolque. En este
proyecto se estudiara una lanza de un vehículo militar, que permite enganchar una
plataforma de gran capacidad, a un camión de transporte de suministros e infantería.
La estructura se encuentra sometida a grandes esfuerzos de fatiga, debido a las altas
cargas que deberá transmitir. Estas cargas se ven magnificadas ya que en este modelo de
lanza el enganche del vehículo tractor y el del remolque se encuentran a diferentes
alturas. Esto genera un momento flector que debe ser absorbido por la estructura ya que
las uniones con el vehículo y el remolque no permiten la transmisión de estos esfuerzos.
La lanza original para este tipo de vehículos y remolques rompía por fatiga. Por ello, ese
diseño fue reforzado y ensayado físicamente, y tras varios rediseños, se logró una lanza
que superaba la exigente prueba física de fatiga. Dicha prueba consta de 2 millones de
ciclos de tracción de 75kN únicamente, ya que el remolque dispone de frenos
hidráulicos. Estos frenos hidráulicos son conectados al vehículo mediante unos
latiguillos, haciendo innecesario el análisis a compresión de la lanza. Es obligatorio
superar esta prueba para lograr la homologación de la lanza.
Cuando se diseña un componente que se enfrentará a ciclos de fatiga tan exigentes, es
muy sencillo caer en un innecesario sobredimensionamiento que encarece el diseño y lo
hace menos eficiente, pudiéndose llegar a perder el concurso público a causa de ello.
Por tanto, el objetivo de este proyecto es analizar el grado de sobredimensionamiento
del diseño entregado y proponer un nuevo diseño que mejore el comportamiento y
reduzca sus costes de fabricación.
METODOLOGÍA
A partir de los planos en Autocad (2D) de la lanza que logró la homologación y las
condiciones del ensayo de fatiga, se generó un modelo en tres dimensiones con el
programa de diseño CATIA. En este modelo se ensamblaron todos los componentes que
conforman la lanza y sus relaciones entre ellos, se les asignó un material (acero) y las
cargas a las que se encontraba sometida la estructura. A continuación, el modelo se
introdujo en el módulo de elementos finitos de CATIA, donde se llevó a cabo el
mallado de la pieza, y se calcularon sus deformaciones, tensiones principales y
tensiones de Von Mises ante un único ciclo del ensayo de fatiga de 75kN. Con los
valores de las tensiones se pudo observar el comportamiento de la lanza, la distribución
de sus tensiones y localizar sus puntos críticos de concentración de las mismas. Con el
valor de las tensiones en los puntos críticos se emplean curvas S-N para evaluar su
comportamiento ante dos millones de ciclos. Este procedimiento permite hacer un
análisis tanto estático, como de la vida a fatiga de la lanza.
RESULTADOS
Los resultados del análisis por elementos finitos de la lanza original revelaron que la
mayoría de la estructura trabajaba a una tensión de 42,1 kPa, salvo algunas zonas donde
esta se elevaba a valores de 146 MPa, y en zonas muy reducidas (dos tetraedros de la
malla), se llegaba a superar el límite elástico de 250 MPa
Tras este análisis, se observó que la lanza analizada no estaba trabajando de forma
óptima y se decidió realizar un rediseño del modelo donde se eliminaron partes
innecesarias, como la estructura de perfil rectangular, y se modificaron otras, como las
planchas de refuerzo superior e inferior.
Una vez terminado el rediseño, se repitió todo el proceso explicado anteriormente,
incluyendo el análisis de elementos finitos y las curvas de fatiga.
Pese a que en algunos puntos el valor de las tensiones se incrementaba, se pudo verificar
una mejora en la distribución de las mismas, que ahora se reparten más
homogéneamente a lo largo de la lanza.
CONCLUSIONES
En el análisis estático del diseño original se observó que las tensiones se transmitían
principalmente por la estructura interna de perfil rectangular en vez de por las
armaduras de refuerzo. Por tanto en el rediseño se optó por la eliminación de la
estructura interna y la modificación de las armaduras de refuerzo.
Estas reducciones de masa no han generado un empeoramiento significativo del
comportamiento de la lanza. Se pudo verificar un incremento del valor de las tensiones
en determinados puntos, que sin embargo se compensa con una mejora en la
distribución general de las mismas en la estructura.
Sin embargo, desde el punto de vista económico, estas simplificaciones se tradujeron en
una reducción de la masa utilizada de 54 kg, pasando de 188,4 kg a 134,3 kg, lo que
supone un ahorro en el coste de fabricación de 528€.
Puesto que el comportamiento en el análisis de elementos finitos de la lanza es
adecuado, podemos concluir que lograría superar el ensayo de fatiga para ser
homologada, y por tanto el rediseño es válido.
SUMMARY
INTRODUCTION
A hitch is the structure which links a towing vehicle to a trailer. In this project we will analyze a
hitch designed for a military vehicle, one which can link a platform of great size to a
supply/transport vehicle.
The structure itself is subjected to great levels of fatigue, due to the heavy loads it must
transmit. In this particular model of hitch, this stress is increased because the towing vehicle and
trailer are at different heights. This generates a torque which must be absorbed by the structure,
as the contact points of the vehicle and trailer do not allow the transmission of this stress.
The original hitch for this type of vehicle and trailer tended to break due to fatigue. For this
reason, the design was reinforced and physically tested and, after several redesigns, a hitch was
developed which passed the demanding fatigue test. This test consists of 2 million cycles of
traction, of 75kN per cycle. The trailer has hydraulic brakes which are connected to the vehicle
by tubing, making a compression analysis of the hitch unnecessary. The test must be passed for
the hitch to be certified.
In designing a component subjected to such demanding fatigue cycles, it is very easy to oversize
the design unnecessarily, resulting in higher cost and lower efficiency, and possible loss of
public tenders in consequence. The aim of this project, therefore, is to analyze the degree of
oversizing and propose a new design with better performance and lower manufacturing costs.
METHODOLOGY
From Autocad (2D) plans of the hitch, which passed certification and the conditions of the
fatigue test, a three-dimensional model was created with the design program CATIA. In this
model, all the parts of the hitch were assembled, the relationships between them were defined, a
material (steel) was designated, and the stress to which the structure would be subjected was
determined. Next, the model was placed in the finite element module of CATIA, where the
meshing of the piece was done, and its deformations, principle stress and Von Mises tensions
were calculated with a single fatigue test cycle of 75 kN. By using the values of these tensions,
the performance of the hitch and the distribution of its tensions could be observed and the
critical concentration points of these tensions located. Along with the value of the tensions at
critical points, S-N curves were used to evaluate performance at 2 million cycles. This
procedure enables both static and fatigue life analysis.
RESULTS
The results of the finite element analysis of the original design revealed that most of the
structure was operating at a stress level of 42.1 kPa, except for a few areas where this rose to
values of over 146 MPa, while in some very small areas (two tetrahydrons of the mesh) it
exceeded the elastic limit of 250 MPa.
After this analysis, it was observed that the hitch analyzed was not working optimally and so it
was decided to redesign the model eliminating some unnecessary parts, such as the rectangular
beam structure, and modifying others, like the upper and lower reinforcement plates.
Once this redesign was completed, the entire process described above was repeated, including
analysis by finite elements and fatigue curves.
Although at some points stress levels were increased, an improvement in the distribution of
these levels was demonstrated, as they were now spread more evenly throughout the hitch.
CONCLUSION
In the static analysis of the original design it was observed that stress levels were transmitted
mainly by the internal rectangular beam structure rather than the reinforcement plating. For this
reason, in the redesign it was decided to eliminate the internal structure and modify the
reinforcement plates.
These reductions in mass have not generated a significant worsening of performance. An
increase in stress at specific points was noted, but this was compensated for by an improvement
in the overall distribution of this stress throughout the structure.
In any case, these simplifications have resulted in a mass reduction of 54 kg, from 188.4 kg to
134.3 kg, which, from the economic point of view, has meant a savings in manufacturing costs
of 528 €.
Given that the performance of the hitch in the finite element analysis was adequate, we can
conclude that it would indeed pass the fatigue test for certification, and therefore the new design
is valid.
1
DOCUMENTO Nº1, MEMORIA
1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA………………………………….Pag.3
1.2 CÁLCULOS………………………………………………..….Pag.39
1.3 ESTUDIO ECONÓMICO……………………………………Pag.43
1.4 ANEXOS………………………………………………….……Pag.49
2
3
1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA
4
5
1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA
ÍNDICE GENERAL
1.1
MEMORIA DESCRIPTIVA ..................................................................................................................9
1.1.1
1.1.1.1
DESCRIPCIÓN GENERAL DEL PROYECTO ...............................................................................9
METODOLOGÍA DE ANÁLISIS DE FATIGA .........................................................................10
1.1.2
OBJETIVOS Y MOTIVACIÓN ......................................................................................................11
1.1.3
HIPÓTESIS ......................................................................................................................................12
1.1.3.1
RESTRICCIONES CATIA ..........................................................................................................12
1.1.3.2
SOLDADURA EN CATIA ..........................................................................................................13
1.1.3.3
HIPÓTESIS REALES ..................................................................................................................14
1.1.4
RESULTADOS LANZA ORIGINAL .............................................................................................14
1.1.4.1
MALLADO ..................................................................................................................................14
1.1.4.2
TENSIONES DE VON MISES....................................................................................................16
1.1.4.3
DEFORMACIONES ....................................................................................................................17
1.1.4.4
TENSIONES PRINCIPALES ......................................................................................................18
1.1.5
1.1.5.1
CONCLUSIONES LANZA ORIGINAL .........................................................................................20
ANÁLISIS ESTÁTICO ...............................................................................................................20
1.1.5.1.1
EXPLICACIÓN DE TENSIONES ......................................................................................21
1.1.5.1.2
CONCLUSIONES................................................................................................................24
1.1.5.2
ANÁLISIS DE FATIGA ..............................................................................................................24
1.1.5.2.1
CONCLUSIONES DE FATIGA ..........................................................................................27
1.1.6
REDISEÑO ......................................................................................................................................27
1.1.7
RESULTADOS LANZA REDISEÑADA .......................................................................................30
1.1.7.1 DEFORMACIONES .......................................................................................................................30
1.1.7.2 TENSIONES DE VON MISES........................................................................................................31
1.1.7.3 TENSIONES PRINCIPALES ..........................................................................................................32
1.1.8
1.1.8.1
CONCLUSIONES LANZA REDISEÑADA...................................................................................33
ANÁLISIS ESTÁTICO ...............................................................................................................33
1.1.8.1.1
EXPLICACIÓN DE TENSIONES ......................................................................................33
1.1.8.1.2
CONCLUSIONES................................................................................................................35
6
1.1.8.2
ANÁLISIS DE FATIGA ..............................................................................................................35
1.1.8.2.1
CONCLUSIONES DE FATIGA ..........................................................................................38
7
1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA
TABLA DE FIGURAS
Figura 1. 1 Lanza instalada.................................................................................................................................9
Figura 1. 2 Concentración de tensiones............................................................................................................11
Figura 1. 3 Restricciones unión real .................................................................................................................12
Figura 1. 4 Restricciones unión simulación .....................................................................................................12
Figura 1. 5 Unión cabeza de lanza ...................................................................................................................13
Figura 1. 6 Explosionado de la lanza ...............................................................................................................13
Figura 1. 7 Explicación de “Absolute sag” ......................................................................................................15
Figura 1. 8 Lanza mallada ................................................................................................................................15
Figura 1. 9 Detalle de malla .............................................................................................................................15
Figura 1. 10 Tensiones de Von Mises en lanza original...................................................................................16
Figura 1. 11 Composición de tensiones............................................................................................................17
Figura 1. 12 Deformaciones en lanza original..................................................................................................17
Figura 1. 13 Tensiones principales en lanza original .......................................................................................18
Figura 1. 14 Tensiones máximas en lanza original 1 .......................................................................................19
Figura 1. 15 Tensiones máximas en lanza original 2 .......................................................................................19
Figura 1. 16 Desviación de las tensiones en uniones angulares .......................................................................21
Figura 1. 17 Deformación de sección en uniones angulares ............................................................................22
Figura 1. 18 Tensiones de Von Mises en unión angular sin refuerzo ..............................................................23
Figura 1. 19 Tensiones de Von Mises en unión angular con refuerzo .............................................................23
Figura 1. 20 Curvas de fatiga S-N de uniones soldadas ...................................................................................25
Figura 1. 21 Puntos a analizar a fatiga de lanza original ..................................................................................26
Figura 1. 22 Nuevo diseño de lanza propuesto.................................................................................................28
Figura 1. 23 Detalle de cabeza de lanza del nuevo diseño ...............................................................................29
Figura 1. 24 Deformaciones del nuevo diseño de lanza ...................................................................................30
Figura 1. 25 Tensiones de Von Mises en el nuevo diseño ...............................................................................31
Figura 1. 26 Tensiones principales en el nuevo diseño ....................................................................................32
Figura 1. 27 Uniones infinitamente rígidas entre las mallas ............................................................................33
Figura 1. 28 Pieza enteriza en T .......................................................................................................................34
Figura 1. 29 Pieza en T con uniones infinitamente rígidas ..............................................................................34
Figura 1. 30 Zonas a estudiar la fatiga en el nuevo diseño...............................................................................36
Figura 1. 31 Curva de fatiga S-N .....................................................................................................................37
8
9
1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA
1.1.1 DESCRIPCIÓN GENERAL DEL PROYECTO
Una lanza es la estructura de unión entre un vehículo tractor y un remolque ( véase figura 1.1). En
el caso de este proyecto, se trata de una lanza de un vehículo militar, concretamente entre un
camión de transporte de suministros e infantería y una plataforma de gran capacidad. Debido a las
altas cargas que la estructura deberá transmitir, se puede considerar como un componente de gran
responsabilidad que se encuentra sometido a esfuerzos de fatiga. El principal problema al que se
enfrenta este modelo de lanza es que el enganche en el vehículo tractor y el remolque se encuentran
a diferentes alturas. Esto genera un momento flector en la estructura que debe ser absorbido por la
misma ya que sus uniones al vehículo y el remolque no permiten la transmisión de estos esfuerzos.
Figura 1. 1 Lanza instalada
Originalmente, un ejército disponía de un modelo de lanza para este tipo de vehículos y remolques
que rompía por fatiga. Ese diseño fue reforzado y ensayado físicamente. Fueron necesarios varios
rediseños para lograr una lanza que superara la exigente prueba física de fatiga. Dicha prueba
constaba de 2 millones de ciclos de tracción de 75kN, la compresión no se realizaba en el ensayo ya
que el remolque dispone de frenos hidráulicos que son conectados al vehículo mediante unos
latiguillos. La superación de esta prueba era necesaria para lograr la homologación de la lanza.
El proyecto comenzó con los planos en Autocad (2D) de la lanza que logró la homologación y las
condiciones del ensayo de fatiga. Estos planos tuvieron que ser realizados en tres dimensiones en el
programa de diseño CATIA. A continuación todos los componentes fueron ensamblados entre ellos
especificando sus condiciones de contacto y sus posiciones relativas. Una vez el conjunto está
definido, se debe introducir en el módulo de elementos finitos del programa, dentro de este módulo
10
se especifican las restricciones, el material, las cargas y las propiedades de la malla. También se
debe definir el tipo de unión entre los componentes, que en el caso de este diseño serán uniones
lineales infinitamente rígidas. Una vez todas las condiciones están especificadas, e programa de
elementos finitos calcula las tensiones de Von Mises, desplazamientos y tensiones principales de
todos los puntos de la malla. Con los valores de las tensiones y las condiciones de la zona en la que
se encuentran dichas tensiones, se entra en curvas de fatiga S-N para evaluar su comportamiento
frente a los 2 millones de ciclos.
Como se observó que el diseño analizado no estaba trabajando de forma óptima, se decidió realizar
un rediseño del modelo. En este se eliminaron partes de la lanza como la estructura de perfil
rectangular y se modificaron otras, como las planchas de refuerzo superior e inferior. Una vez
terminado el rediseño, se tuvo que repetir todo el proceso explicado anteriormente en el programa
de elementos finitos y con las curvas de fatiga.
1.1.1.1METODOLOGÍA DE ANÁLISIS DE FATIGA
Un análisis de fatiga consta de una serie de pasos que serán mencionados a continuación:
Determinación de la carga alternativa: El primer paso debe ser la determinación de la carga
alternativa a la que será sometida el componente. En este proyecto emplearemos la que se utilizó en
los ensayos físicos de 75kN a tracción que simula los arranques del vehículo tractor. Cuando se
realizó la homologación de la lanza, esta tensión fue determinada de la siguiente manera:
T (tractor) = 26 tn
R(tráiler)= 24 tn
Dc=g·
[kN]=122.43 [kN]
F=0,6·Dc= 73,46 [kN]
En los ensayos físicos de fatiga las cargas son controladas y aplicadas con frecuencia y módulo
constante, pero en la realidad los esfuerzos no son aplicados de esa manera. Las cargas al ser
irregulares y variables pueden hacer grietas que no eran capaces de superar un obstáculo (borde de
grano), lo superen y continúen propagándose si la carga es suficientemente elevada.
Identificación de puntos críticos: Los puntos críticos son las zonas propensas a la concentración
de tensiones que tienen un papel crítico ante el comportamiento de fatiga. Se debe prestar especial
atención a las discontinuidades de la estructura, juntas soldadas o atornilladas, reparaciones, etc.
Estimación de las cargas: Una vez determinados los puntos de concentración de tensiones sería
conveniente, si es posible, calcular simplificadamente las tensiones a las que se encuentran los
11
puntos críticos. Este paso permitiría saber si es posible tener un problema de fatiga, ante la duda se
deberá hacer un estudio más detallado. En este proyecto este paso ha sido obviado ya que se
realizará un estudio por elementos finitos.
Análisis local de tensiones: El factor de concentración de
tensiones es necesario para conocer la tensión a la que se
encuentra el punto crítico ya que las discontinuidades hacen que
las tensiones no se distribuyan homogéneamente (véase figura
1.2).
Para la determinación de dichas tensiones se ha empleado un
análisis por elementos finitos del modelo realizado de la lanza.
Con dicho análisis se han identificado los puntos de
concentración de tensiones y los valores de dichas tensiones.
Figura 1. 2 Concentración de tensiones
Elección de la curva S-N: Una vez determinadas las tensiones en los puntos críticos, se debe
seleccionar una curva de fatiga S-N que se adapte correctamente a la unión o punto de
concentración de tensiones (material, dirección de las tensiones, R, etc.). Con la curva S-N y las
tensiones del punto crítico se puede determinar el comportamiento a fatiga del componente.
1.1.2 OBJETIVOS Y MOTIVACIÓN
Cuando una pieza es rediseñada mediante pruebas físicas y sobre todo cuando la pieza debe
enfrentarse a ciclos de fatiga, es muy sencillo caer en un innecesario sobre dimensionamiento. Estos
sobredimensionamientos pueden parecer una fuente de tranquilidad, pero en realidad se trata de
unos considerables focos de ineficiencia que hace que la fabricación sea más costosa. Este aumento
de costes hace que el diseño sea menos competitivo y puede conllevar la pérdida del concurso.
Mediante los ensayos estáticos (un ciclo de fatiga) y el análisis de fatiga se pretende observar cómo
trabaja el diseño y si se encuentra sobredimensionado y cuantificarlo. En el supuesto de que la lanza
analizada se encontrara sobredimensionada o estuviera trabajando de forma inadecuada, se
plantearía la opción de un rediseño. Es este rediseño se buscaría una transmisión más homogénea de
los esfuerzos, una masa más reducida y una fabricación más rápida.
Como un objetivo secundario se podría incluir la evaluación de programas tipo CAE (Computer
Aided Engineering) como es el CATIA para la realización de proyectos de estas características. Ya
que al contener módulos de diseño, análisis, croquizado… en una misma herramienta podrían
reducir los tiempos de diseño y documentación. Al igual que para identificar zonas de
concentración de tensiones que pueden suponer un problema sobre todo ante los ciclos de fatiga.
12
1.1.3 HIPÓTESIS
1.1.3.1 RESTRICCIONES CATIA
Para simular las condiciones del banco de ensayo de fatiga, se tienen que imponer una serie de
restricciones al modelo. Para poder determinar dichas restricciones se debe explicar la forma en la
que está conectada la lanza entre el remolque y el vehículo tractor. Las imágenes mostradas de la
lanza no corresponden al diseño analizado, pero las conexiones son idénticas. La unión de la lanza
al remolque se realiza mediante dos bulones insertados en unos casquillos antifricción (véase figura
1.3 y figura 1.4) que restringen todos los grados de libertad salvo el giro en el eje de los bulones.
Figura 1. 3 Restricciones unión real
Figura 1. 4 Restricciones unión simulación
La unión de la cabeza de la lanza al vehículo tractor se realiza mediante una argolla que queda
alojada en un mecanismo bastante similar a un remolque de bola (véase figura 1.5). Por tanto la
restricción necesaria en el modelo era para evitar que la cabeza de la lanza descendiera.
13
Figura 1. 5 Unión cabeza de lanza
1.1.3.2 SOLDADURA EN CATIA
La lanza original estaba compuesta de perfiles huecos de 80x60mm y 4 mm de espesor soldados
entre si y sobre la estructura base se le añadieron unas planchas de acero, a partir de ahora llamadas
armaduras, para reforzar y reducir los esfuerzos actuando como nervios o platabandas de vigas. En
el modelo, la estructura base con los casquillos y la cabeza forman una única pieza sobre la que se
añaden las armaduras ( véase figura 1.6).
Figura 1. 6 Explosionado de la lanza
14
Las uniones en la lanza original fueron realizadas con cordones de soldadura que en el modelo
fueron definidas como uniones lineales rígidas en el conjunto. En CATIA se definen las líneas de
unión entre los componentes y a continuación durante el mallado se realizan uniones rígidas desde
un tetraedro de una malla a otro de la pieza contigua. La estructura base de perfiles rectangulares y
casquillos no ha sido ensamblada mediante este tipo de uniones ya que los resultados hubiesen sido
irrealistas. Los cordones de soldadura en los perfiles tienen penetración suficiente como para unir
todo el espesor de 4mm de ambos perfiles, por lo que una unión lineal por el perímetro exterior de
los perfiles resultaría incorrecto. Como una unión rígida por toda la sección de contacto entre ambas
piezas es igual que una pieza continua, la estructura base está modelada como una única pieza.
1.1.3.3 HIPÓTESIS REALES
Como ya se ha mencionado con anterioridad, la lanza analizada en este proyecto ya ha sido
fabricada y ensayada. Por lo tanto sabemos que dicho diseño es capaz de superar la prueba de fatiga
de 2.000.000 ciclos de 75 kN. Esta información es de gran utilidad, ya que independientemente de
los resultados mostrados por el programa de elementos finitos, se sabrá que se supera el ensayo de
fatiga. Por tanto siempre y cuando los resultados del rediseño no sean mucho más desfavorables
que los del diseño original, parecería lógico suponer que también se lograría superar la prueba de
fatiga.
1.1.4 RESULTADOS LANZA ORIGINAL
El programa empleado para el diseño y análisis estático de la lanza fue el CATIA V5R17 de la
compañía Dassault Systèmes. Dassault Systèmes también posee el programa CAE SolidWorks,
convirtiéndola en la compañía líder del modelado y análisis 3D por ordenador.
Los principales resultados que ofrece el módulo de elementos finitos de CATIA son tensiones de
Von Mises, tensiones principales y deformaciones, además permite observar y modificar la malla
empleada en el cálculo. Estos resultados serán mostrados en los siguientes apartados.
1.1.4.1 MALLADO
Para obtener los resultados la pieza ha sido mallada tridimensionalmente con tetraedros. Los
principales datos que son introducidos al programa son denominados como size, absolute sag y el
tipo de interpolación. El parámetro size define el tamaño de los lados del tetraedro de la malla, en el
análisis fue de 8mm. Absolute sag hace referencia a la máxima distancia desde la malla hasta el
borde de la pieza (véase figura 1.7) ,cuanto menor sea, mejor se adaptará al contorno de la pieza en
zonas curvas. El valor del absolute sag se recomienda que sea un 10% del valor del tamaño del
mallado, por tanto el análisis fue realizado con un valor de 0,8mm.
15
Figura 1. 7 Explicación de “Absolute sag”
En la figura 1.8 se puede observar la lanza mallada en su totalidad. Al ser una malla tan fina, se ha
decidido mostrar un detalle del mallado en una zona de la lanza (figura 1.9), en la que cada
componente que la conforma es mallado de forma independiente.
Figura 1. 8 Lanza mallada
Figura 1. 9 Detalle de malla
16
1.1.4.2 TENSIONES DE VON MISES
La tensión de Von Mises es una magnitud física que se calcula a partir de las tensiones principales a
las que se encuentra sometido un elemento diferencial de material. Por lo tanto, carecen de
dirección y sentido. Su cálculo se realiza mediante la siguiente expresión:
=√
Se suele emplear para materiales que están trabajando en su zona plástica. En el caso de este
proyecto, va a resultar muy útil a la hora de identificar los puntos de concentración de tensiones.
En la figura 1.10 se puede apreciar como la lanza se encuentra sometida en su mayoría a una
tensión de 42,1kPa. A pesar de estas bajas tensiones existen algunas zonas en las que los esfuerzos
aumentan significativamente, como pueden ser los nervios y ángulos de las armaduras laterales, los
perfiles tubulares en su unión con los casquillos o los cordones de soldadura que unen la cabeza de
la lanza a la estructura base. En dichas zonas, las tensiones aumentan hasta valores de 146MPa.
Figura 1. 10 Tensiones de Von Mises en lanza original
Pero el valor máximo de la tensión de Von Mises se encuentra en los ángulos interiores de la
estructura base. En dichos puntos las tensiones aumentan hasta valores de 560MPa y 868MPA en
los ángulos próximos a la cabeza y unos 550MPa en los ángulos próximos a los casquillos.
17
El motivo de esta concentración de tensiones en los ángulos interiores es por el efecto conjunto de
un momento flector y una tensión normal. Ya que si hubiera el momento flector, las tensiones en la
arista superior e inferior del ángulo serían iguales.Vease figura 1.11 .
Figura 1. 11 Composición de tensiones
1.1.4.3 DEFORMACIONES
El orden de magnitud de las deformaciones de la lanza son las décimas de milímetro, ya que en el
punto más crítico la deformación no se supera los 0,75 mm. En la figura 1.12 se pueden observar
las deformaciones agrupadas por colores. Las máximas deformaciones (zona roja) se encuentran en
la parte media de la lanza y tienen un sentido ascendente vertical. En cambio, la zona próxima a la
cabeza de la lanza, donde se aplica la carga, la deformación tiene un valor horizontal de 0,5 mm.
Figura 1. 12 Deformaciones en lanza original
18
1.1.4.4 TENSIONES PRINCIPALES
Las tensiones de Von Mises resultan de gran utilidad para visualizar y lograr una idea general de la
distribución de tensiones. Pero en las curvas de fatiga, las tensiones empleadas no son las
equivalentes de Von Mises, ya que estas carecen de dirección. En la figura 1.13 se puede apreciar
que las zonas con mayores solicitaciones son los nervios que forman las armaduras laterales, el
perfil rectangular de los casquillos y los ángulos de la estructura base y las armaduras.
Figura 1. 13 Tensiones principales en lanza original
La lanza prácticamente en su totalidad se encuentra trabajando a tracción, esto se debe a la
combinación de tensión axial y momento flector explicada en la figura 1.11. La tensión media a la
que se encuentra la lanza en las zonas que no tiene solicitaciones especialmente altas es de 12,2
MPa. Las tensiones en las zonas más cargadas mencionadas anteriormente (verde) tienen un valor
de unos 46 MPa. Estos valores no resultan para nada amenazadores, pero existen algunas pequeñas
áreas con altas concentraciones de tensiones donde estas pueden oscilar entre los 140MPa y los 550
MPa.
Desafortunadamente documento no permite la rápida visión de las tensiones que ofrecen los
programas de ordenador y puede resultar tedioso identificar el valor de las tensiones en las
imágenes y su dirección y sentido resultaría imposible en imágenes tan generales como en la figura
1.13. Con el fin de aclarar las tensiones mencionadas anteriormente se adjuntan las figura 1.14 y
figura 1.15 con ejes absolutos y en las que los puntos más conflictivos se encuentran numerados.
19
Z
Y
X
Figura 1. 14 Tensiones máximas en lanza original 1
Las tensiones en cada punto se indicarán con ejes relativos U, V y W. Al ser relativos, su dirección
será indicada de forma orientativa.



Punto 1: U=264 [MPa] V= -168 [MPa] W=546 [MPa]. UX; VY; WZ.
Punto 2: U=151 [MPa] V=0,608 [MPa] W=4,02 [MPa]. U (paralelo a los cantos de la
armadura lateral)X; V (normal a las caras de la armadura lateral)Y; WZ.
Punto 3: U=141 [MPa] V=0,89 [MPa] W=23,1 [MPa]. U=X; V=Y; W=Z.
Y
X
Z
Figura 1. 15 Tensiones máximas en lanza original 2

Punto 4: U=229 [MPa] V= -98[MPa] W=547 [MPa]. UX; VY; WZ.
20
1.1.5 CONCLUSIONES LANZA ORIGINAL
Este apartado busca la interpretación de los resultados ofrecidos por CATIA desde una doble
perspectiva de un análisis estático y un análisis de fatiga.
1.1.5.1 ANÁLISIS ESTÁTICO
En todo análisis estático, el componente debe trabajar en su zona elástica, ya que de no ser así se
estarían induciendo deformaciones permanentes que perjudicarán al comportamiento del diseño
original. En este tipo de análisis el material debe cumplir tres condiciones: isotropía, homogeneidad
y continuidad. En primer lugar, la isotropía implica que el material tiene las mismas propiedades en
todas las direcciones, la homogeneidad que el material es igual en todos los puntos del componente,
y finalmente, la continuidad supone la ausencia de grietas, poros y defectos. Esta última suposición
puede parecer cuanto menos atrevida especialmente si asumimos que el diseño analizado está
sufriendo fatiga. Pero en realidad la suposición solo asume que la lanza carece de defectos antes de
comenzar su ensayo físico de fatiga.
Para poder comenzar este análisis estático es necesario conocer las propiedades del acero empleado
tanto en la realidad como en el modelo. En los perfiles y planchas empleadas para la fabricación de
la lanza se suele emplear aceros con bajo contenido en carbono como un F-8 101. El acero
empleado en el modelo por CATIA tenía las siguientes propiedades:
I.
II.
III.
IV.
V.
Módulo de Young: Caracteriza el comportamiento elástico de un material, y si se cumplen
las propiedades de linealidad e isotropía tiene el mismo valor en tracción y en compresión.
En un diagrama tensión deformación el módulo de Young es el valor de la tangente, que en
el caso de los aceros es constante. El valor del módulo de Young empleado en el acero del
modelo es de 2·1011 N/m2.
El coeficiente de Poisson hace referencia a la reducción de la sección de un material al ser
sometido a un esfuerzo de tracción. Lógicamente dicha reducción se dará en las direcciones
perpendiculares a la tracción. El coeficiente de Poisson empleado en el modelo tenía un
valor de 0,266.
Límite elástico o tensión de fluencia: Ortiz Berrocal en su libro “Resistencia de Materiales”
define el límite elástico como el valor de la tensión que puede soportar un material antes de
sufrir deformaciones plásticas. El valor límite elástico se puede obtener trazando una
paralela al módulo de Young desde
/l0 = 0,2% de deformación. En el modelo el límite
8
2
elástico toma un valor de 2,5·10 N/m
Densidad: El acero empleado tiene un valor de 7860 kg/m3 y en este caso solo resultará de
interés para conocer la masa de los diferentes componentes que conforman la lanza. Ya que
el peso propio de la lanza es irrelevante frente a los esfuerzos externos.
Coeficiente de dilatación térmico: Las cargas térmicas a las que se encuentra sometida la
lanza no afectan a su comportamiento estático ni de fatiga.
21
Componentes mecánicos de estas características deben trabajar siempre dentro de su zona elástica,
ya que el comportamiento ante deformaciones plásticas es mucho menos predecible y deseable. Por
tanto se debe procurar que las tensiones a las que se encuentra sometida la lanza sean inferiores a la
tensión del límite elástico de 250 MPa.
1.1.5.1.1
EXPLICACIÓN DE TENSIONES
Como ha sido mostrado en el apartado 1.1.4.4 de resultados, ciertos puntos de la lanza superaban
dicha tensión de 250MPa, llegando a obtener tensiones de hasta 546 MPa en los puntos 1 y 4 de la
figura 1.14 y figura 1.15 respectivamente. Los resultados tan elevados se daban siempre en las dos
esquinas interiores. El ángulo de los dos perfiles obliga a una desviación de las tensiones que se
traduce en una componente perpendicular a la sección de la unión soldada (véase figura 1.16 ).
Figura 1. 16 Desviación de las tensiones en uniones angulares
Dicha componente se encuentraría distribuida a lo largo de los dos lados de menor longitud
(60mm). El comportamiento de estas caras se podría asemejar con el de una viga empotrada en sus
extremos. En este caso las caras de 80mm del perfil actuarían como el empotramiento, impidiendo
que el perfil se deformara por sus esquinas como se puede ver en la figura 1.17.
22
Figura 1. 17 Deformación de sección en uniones angulares
Para evitar estas deformaciones en uniones en ángulo de este tipo, industrias expertas en soldadura
como es la naval, insertan una varilla o una placa de acero entre los dos perfiles a unir. De esta
forma evitan la flexión de la zona media del perfil y mejora el comportamiento de la unión. Para
verificar esta técnica empleada en la industria, se han realizado dos simulaciones por elementos
finitos en CATIA. La figura 1.18 muestra las tensiones de Von Mises de unos perfiles cuadrados
huecos con un espesor de 4mm mientras que la figura 1.19 es exactamente igual salvo que tiene
una inserción de acero de 10mm de espesor. Esa pequeña inserción reduce las tensiones en casi un
tercio y mejora su distribución a lo largo del perfil.
23
Figura 1. 18 Tensiones de Von Mises en unión angular sin refuerzo
Figura 1. 19 Tensiones de Von Mises en unión angular con refuerzo
24
1.1.5.1.2
CONCLUSIONES
Se puede concluir que estáticamente la lanza se encuentra muy sobredimensionada, ya que está
trabajando a tensiones inferiores a 46 MPa, cuando el límite elástico del material se encuentra a 250
MPa. A pesar de esto, existen puntos de pequeñas dimensiones en los que las tensiones se disparan
hasta valores de 550 MPa. Por lo tanto existe la posibilidad de mejorar el diseño, prestando atención
a las zonas sensibles mencionadas.
1.1.5.2 ANÁLISIS DE FATIGA
Para realizar el análisis de fatiga se emplearán curvas S-N con las tensiones de los puntos más
sensibles del modelo. La documentación de las curvas empleadas se encuentra adjunta en el Anexo
A y han sido realizadas por la WTIA (Welding Technology Institute of Australia). Estas curvas son
ideales ya que han sido creadas para uniones soldadas que se clasifican por categorías en función
de:





Orientación de las cargas respecto al cordón de soldadura.
Refuerzos de la soldadura.
Discontinuidades de arranque y parada o socavamientos en el cordón soldadura.
Posición y penetración del cordón de soldadura
Añadidos soldados sobre la estructura.
La figura 1.20 es la curva S-N empleada en este análisis y cada una de las curvas son las categorías
del tipo de unión.
25
Figura 1. 20 Curvas de fatiga S-N de uniones soldadas
Categoría 180: Corresponde a superficies planas mecanizadas y pulidas en los que los cambios de
sección son graduales y suaves.
Categoría 140: Acero laminado o de sección hueca que no ha sido cortado con soplete
oxiacetilénico. La soldadura deberá ser a tope con penetración completa (con calidad según AS
1554.5) y las creces del cordón de soldadura han sido mecanizadas. Además la fluctuación de la
carga debe ser paralela al cordón de soldadura.
Categoría 125: Soldadura automatizada ya sea a tope o en ángulo. La variación de carga debe ser
paralela al cordón de soldadura.
Categoría 112: Esta categoría alberga dos posibilidades

Soldadura a tope o en ángulo realizada de forma manual o semiautomática con paradas y
puestas en marcha. La variación de la carga debe ser paralela a los cordones de soldadura
26

Acero laminado que no ha sido cortado con soplete oxiacetilénico. La soldadura será a tope
con penetración completa y el cordón será perpendicular al sentido a la carga. La soldadura
deberá ser seguir los requerimientos de la norma AS 1554.5
Categoría 80: Acero laminado que no ha sido cortado con soplete oxiacetilénico. La soldadura será
a tope con penetración completa con un proceso manual o semiautomático. El cordón será
perpendicular al sentido a la carga y la soldadura deberá ser seguir los requerimientos de la norma
AS 1554.5.
Categoría 71:


Acero laminado soldado a tope con penetración completa empleando un tope de cinta en la
raíz (“backing strip”). Las cargas serán transversales al cordón de soldadura.
Unión soldada en cruz a penetración completa en la que las cargas son perpendiculares a los
cordones de soldadura.
Categoría 45: Componentes de acero que actúan bajo cargas cíclicas con añadidos en el borde o
próximos a este.
Categoría 36: Soldaduras a tope con penetración incompleta o soldaduras en ángulo
perpendiculares a las cargas aplicadas.
En la figura 1.21 se encuentran numerados los distintos puntos que serán analizados a fatiga.
Figura 1. 21 Puntos a analizar a fatiga de lanza original
27
La siguiente tabla muestra los diferentes puntos a estudiar con la categoría en la que han sido
clasificados, la tensión a la que se encuentran sometidos y la tensión a la que deberían estar
sometidos para alcanzar la vida de 2 millones de ciclos.
Punto
Categoría
Tensión [MPa]
1
2
3
4
5
6
180
140-125
140
180
112
140-125
152
546
90
62
127
547
1.1.5.2.1
Tensión 2 M
ciclos
180 MPa
140 MPa
150 MPa
180 MPa
120 MPa
140 MPa
Tensión vida
infinita
133 MPa
140 MPa
103 MPa
133 MPa
83 MPa
140 MPa
CONCLUSIONES DE FATIGA
Se puede concluir que los puntos 1, 3 y 4 no tienen ningún problema para superar la prueba de
fatiga. En cambio el punto 2 y el punto 6 no serían capaces de superar este ensayo. Este dato no
supone una gran novedad ya que en el análisis estático se observó que en dichos puntos se superaba
la tensión del límite elástico. Respecto el punto 5 se encuentra muy próximo a superar el ensayo de
fatiga.
1.1.6 REDISEÑO
Como se ha podido observar en el apartado anterior, la lanza se encuentra sobredimensionada a
pesar de algunos pequeños puntos en los sufría esfuerzos más elevados y además se debe recordar
que los ensayos físicos de fatiga fueron superados sin problemas. Por este motivo se ha decidido
simplificar y rediseñar la lanza con la que se comenzó este proyecto, de tal modo que se consiga un
nuevo diseño que logre un comportamiento similar o mejor.
Los resultados de la lanza analizada por elementos finitos en el capítulo anterior demuestran que la
mayoría de los esfuerzos eran transmitidos a través de la estructura base. Esta estructura al tener
gran cantidad de ángulos y uniones soldadas supone un foco considerable de posibles defectos,
sobre todo en las soldaduras. Por este motivo en el rediseño se ha optado por eliminar la estructura
base (véase figura 1.22), logrando de esta manera hacer trabajar más a las armaduras y reduciendo
considerablemente las horas de fabricación, y en consecuencia el coste de producción de la lanza.
28
Figura 1. 22 Nuevo diseño de lanza propuesto
Las armaduras superior e inferior han sido modificadas en varios aspectos, el primero de ellos
consiste en que la zona de la cabeza de la lanza ha sido unida en un único extremo. Este final único
permite realizar una abotonadura para lograr una mejor transmisión de los esfuerzos desde el bloque
de la argolla, hasta las armaduras superior e inferior (véase figura 1.23).
Además, este tipo de final en la cabeza de las armaduras superiores obliga a una reducción de las
dimensiones del bloque de la argolla, lo que se traduce en una reducción de la masa de
aproximadamente unos 2kg (exactamente 1,8 kg), ya que dicho bloque es macizo.
Finalmente, también se han aumentado de tamaño algunas de las aperturas de las armaduras con el
fin de reducir el peso en zonas no vitales para la transmisión de esfuerzos.
29
Figura 1. 23 Detalle de cabeza de lanza del nuevo diseño
Por su parte, las armaduras laterales no sufrieron un rediseño tan drástico, ya que solo se añadieron
unas extensiones en los ángulos superiores que actúan como nervios y mejoran el comportamiento
en dicha zona en casi un 30%.
En la siguiente tabla se puede observar una comparativa de las masas de los distintos componentes
que conforman la lanza inicial y la rediseñada:
Componente
A
ByC
DyE
FyG
H
IyJ
K
L
Bloque Argolla
Casquillos
Total
Lanza Inicial
1,4 kg
6 kg
6 kg
3,4 kg
7,6 kg
20,2 kg
58,7 kg
37,8 kg
7,5 kg
1,4 kg
188,4 kg
Lanza rediseñada
1,3 kg
20,6 kg
53,6 kg
28,4 kg
5,7 kg
1,4 kg
134,3 kg
30
En lo que a peso se refiere, el nuevo diseño tiene una masa 54,1 kg inferior respecto al diseño
anterior. Esta reducción considerable de su peso hará más sencillo el acoplamiento entre el vehículo
tractor y el remolque, y también facilitará considerablemente su fabricación.
1.1.7 RESULTADOS LANZA REDISEÑADA
En este apartado se mostrarán los valores del análisis por elementos finitos que se ha realizado en
CATIA para este nuevo diseño.
1.1.7.1 DEFORMACIONES
Lógicamente las deformaciones de este nuevo diseño de lanza son mayores que en el diseño
original (véase figura 1.24). A pesar de esto, la máxima deformación del nuevo diseño es de 1,18
mm verticalmente (frente a los 0,75 mm del diseño original) que es un valor considerablemente
bajo.
Respecto a la deformación horizontal, tiene un valor máximo de 0,84 mm frente a los 0,5mm del
diseño original.
Por lo tanto en lo que deformaciones se refiere, el comportamiento del nuevo diseño es aceptable.
Figura 1. 24 Deformaciones del nuevo diseño de lanza
31
1.1.7.2 TENSIONES DE VON MISES
La tensión de Von Mises es una magnitud que se calcula a partir de las tensiones principales de un
elemento diferencial del modelo. Por lo tanto, carecen de dirección y sentido pero son de gran
utilidad para visualizar las concentraciones de tensiones sobre todo cuando no se puede emplear un
ordenador para mostrar los resultados.
En la figura 1.25 se puede observar las tensiones de Von Mises en el nuevo diseño propuesto. Se
puede apreciar cómo ha aumentado la carga en zonas como la cabeza (punto 1 de la figura 1.25) de
la lanza o el nervio inferior de las armaduras laterales (puntos 3 y 4 de la figura 1.25).
Figura 1. 25 Tensiones de Von Mises en el nuevo diseño
Para poder comparar las tensiones del diseño anterior con las del nuevo, se va a emplear la siguiente
tabla, en esta se hará referencia a las zonas 1-5 mostradas en la figura 1.25.
Zona
Zona 1 (Cabeza)
Zona 2
Zona 3
Zona 4
Zona 5 crítica
Zona 5 media
Antigua [MPa]
138
148
98
97
384
125
Nueva [ MPa]
128
106
139
136
478
202
32
1.1.7.3 TENSIONES PRINCIPALES
Las tensiones principales a diferencia de las tensiones de Von Mises poseen dirección y sentido ya
que son vectores. Las tensiones principales son necesarias para el análisis de fatiga, ya que en este
es necesario conocer la dirección de las cargas que están fluctuando.
La figura 1.26 muestra las tensiones principales a lo largo de toda la lanza con las zonas más
sensibles numeradas igual que en la figura 1.25.
Figura 1. 26 Tensiones principales en el nuevo diseño
Las tensiones en cada punto se indicarán con ejes relativos U, V y W. Al ser relativos, su dirección
será indicada de forma orientativa.






Punto 1: U= 8,04 [MPa] V=123 [MPa] W=15,6 [MPa]. UY; VX; WZ.
Punto 2: U=106 [MPa] V= -26,9 [kPa] W=0,46 [MPa]. U(paralelo a las caras laterales del
nervio)Y; VX; WZ.
Punto 3: U= 126 [MPa] V= 22 [kPa] W=1,62 [MPa]. U paralelo al canto del nervio; V
normal al plano de las caras laterales del nervio; W normal al plano del canto del nervio.
Punto 4: U= 136 [MPa] V= 1,29 [MPa] W= 2,2 [MPa]. U paralelo al canto del nervio; V
normal al plano de las caras laterales del nervio; W normal al plano del canto del nervio.
Punto 5 critico: U=211 [MPa] V= -23,8 [MPa] W=39,5[MPa]. UY; VX; WZ.
Punto 5 medio: U=154 [MPa] V=6,6 [MPa] W=25,4 [MPa]. UY; VX; WZ.
33
1.1.8 CONCLUSIONES LANZA REDISEÑADA
1.1.8.1ANÁLISIS ESTÁTICO
Componentes mecánicos de estas características deben trabajar siempre dentro de su zona elástica,
ya que el comportamiento ante deformaciones plásticas es mucho menos predecible y deseable. Por
tanto se debe procurar que las tensiones a las que se encuentra sometida la lanza sean inferiores a la
tensión del límite elástico de 250 MPa.
1.1.8.1.1
EXPLICACIÓN DE TENSIONES
El incremento de tensiones en la zona 5 respecto al diseño anterior podría considerarse preocupante.
Pero la comparación de ambos valores directamente no sería correcta, ya que las restricciones de la
unión entre la pieza A y el casquillo fueron diferentes en ambos modelos. En el análisis del modelo
antiguo, el casquillo y el primer tramo de perfil rectangular (pieza A) fueron considerados como una
única pieza. En cambio en el análisis del nuevo diseño fueron consideradas como dos piezas unidas
por de una línea de contacto. A lo largo de dicha línea de contacto se hicieron uniones infinitamente
rígidas desde la malla de una de las piezas a la otra (véase figura 1.27), esto hace que las tensiones
sean aún más elevadas.
Figura 1. 27 Uniones infinitamente rígidas entre las mallas
Con el fin de demostrar las condiciones más desfavorables del análisis realizado al nuevo diseño, se
creó un ensayo en el que se recreó una unión soldada en T ya que se asemeja a la unión del
casquillo y el perfil. En ambas simulaciones la T fue empotrada por sus extremos paralelos y se
sometió a un esfuerzo de tracción de 7500N en el extremo restante. La única diferencia entre ambos
34
ensayos fue que en uno la “T” era una única pieza enteriza con las creces del cordón de soldadura
(figura 1.28) y en el otro caso, dos piezas con las uniones infinitamente rígidas explicadas
anteriormente (figura 1.29).
Figura 1. 28 Pieza enteriza en T
Figura 1. 29 Pieza en T con uniones infinitamente rígidas
Estos ensayos nos permiten demostrar que el análisis con uniones infinitamente rígidas generan
tensiones un 15% más elevadas que cuando se realiza una unión enteriza. Como este tipo de
uniones no fueron posibles de realizar durante la simulación del nuevo diseño, la siguiente tabla
muestra las tensiones de Von Mises mostradas en el apartado 1.1.7.2 con una columna añadida con
la corrección.
35
Zona
Antigua [MPa]
Nueva [ MPa]
Zona 1 (Cabeza)
Zona 2
Zona 3
Zona 4
Zona 5 crítica
Zona 5 media
138
148
98
97
384
125
128
106
139
136
478
202
1.1.8.1.2
Nueva corregida
[MPa]
111
106
139
136
415,7
175,7
CONCLUSIONES
Tras el rediseño, la lanza muestra un comportamiento estático más adecuado, en la que el material
trabaja sin un sobredimensionamiento tan elevado. Pero aun así, mantiene un coeficiente de
seguridad de entre 1,4 y 2,3 respecto al límite elástico de 250 MPa
El punto próximo al casquillo con una tensión de 415,7 MPa podría resultar preocupante ya que el
modelo indica que superaría el límite elástico. Estos puntos de alta concentración de tensiones
tenían en común que estaban muy focalizados ya que solo se daban en dos tetraedros de la malla,
después de los cuales las tensiones disminuían drásticamente. La distribución de tensiones en esos
puntos parecía una delta de dirac, lo que nos puede hacer dudar de la veracidad de ese valor.
Recordemos que en el modelo de la lanza antigua se obtuvieron tensiones superiores a 550 MPa y
logró superar las pruebas físicas de fatiga sin dificultades.
1.1.8.2ANÁLISIS DE FATIGA
El análisis de fatiga del nuevo diseño se realizará según el procedimiento empleado en el apartado
anterior de análisis de fatiga. Se definirán los puntos sensibles (“hot spots”) que habrá que clasificar
en alguna categoría de unión. Las zonas a estudiar serán las mismas que en la figura 1.25 con el fin
de facilitar la lectura de este apartado, se vuelve a insertar la figura 1.25 como la figura 1.30.
36
Figura 1. 30 Zonas a estudiar la fatiga en el nuevo diseño
Las categorías de uniones empleadas en análisis de fatiga del rediseño han sido la 180 y la 112.
Categoría 180: Corresponde a superficies planas mecanizadas y pulidas en los que los cambios de
sección son graduales y suaves.
Categoría 112: Esta categoría alberga dos posibilidades


Soldadura a tope o en ángulo realizada de forma manual o semiautomática con paradas y
puestas en marcha. La variación de la carga debe ser paralela a los cordones de soldadura
Acero laminado que no ha sido cortado con soplete oxiacetilénico. La soldadura será a tope
con penetración completa y el cordón será perpendicular al sentido a la carga. La soldadura
deberá ser seguir los requerimientos de la norma AS 1554.5
La figura 1.31contiene las curvas S-N para todas las categorías (posibles uniones) de este acero
estructural empleado en el diseño.
37
Figura 1. 31 Curva de fatiga S-N
La siguiente tabla contiene los diferentes puntos sensibles indicados en la figura 1.30 con la
categoría de unión a la que pertenecen, la tensión a la que se encuentran sometidos y las tensiones
de 2Mciclos y vida infinita.
Punto
Categoría
Tensión [MPa]
1
2
3
4
5 crítico
5 medio
112
180
180
180
112
112
123
106
126
136
201
154
Tensión 2 M
ciclos
120 MPa
180 MPa
180 MPa
180 MPa
120 MPa
120 MPa
Tensión vida
infinita
83 MPa
133 MPa
133 MPa
133 MPa
83 MPa
83 MPa
38
1.1.8.2.1
CONCLUSIONES DE FATIGA
Se puede observar como los puntos 2, 3 y 4 teóricamente superarían el ensayo de dos millones de
ciclos e incluso alcanzar vida infinita. El punto 1 se encuentra en el límite para poder superar
teóricamente la prueba de fatiga. En cambio el punto 5 en teoría no sería capaz de superar el test,
dato sorprendente ya que la lanza real que fue ensayada si lo logró. Esto nos lleva a pensar que tal
vez los resultados del análisis por elementos finitos sean mayores que en la realidad, como se
demostró en el apartado anterior con las figura 1.28 y la figura 1.29.
39
1.2 CÁLCULOS
40
41
1.2 CÁLCULOS
En este proyecto no se han requerido cálculos.
42
43
1.3 ESTUDIO ECONÓMICO
44
45
1.3 ESTUDIO ECONÓMICO
ÍNDICE GENERAL
1.3.1 JUSTIFICACIÓN ECONOMICA ..........................................................................................................47
1.3.2 CONCLUSIONES...................................................................................................................................47
46
47
1.3.1 JUSTIFICACIÓN ECONOMICA
Como ya se comentó en el apartado de objetivos, uno de los hitos era analizar si la utilización de
programas tipo CAE (Computer Aided Engineering) como el CATIA hubiera supuesto un ahorro
económico. Ese ahorro económico se puede lograr de dos maneras, mediante un prototipo más
sencillo o logrando superar la prueba de fatiga al primer intento.
Respecto a aspectos como la viabilidad, fiabilidad o interés económico de este proyecto, es
importante recordar que se trata de un proyecto basado en un componente real que está en
funcionamiento. Por tanto cualquier mejora que reduzca sus costes podría resultar de gran interés a
la hora de realizar un rediseño, como podría ser el propuesto.
1.3.2 CONCLUSIONES
El nuevo diseño prueba que el programa ha sido de gran utilidad para poder alcanzar un prototipo
mucho más sencillo de fabricar y en el que las horas de trabajo de los operarios se han reducido
considerablemente. Esa reducción se traduce en un ahorro de 528€, pero analizándolo
porcentualmente es solo una reducción de costes del 7% respecto al prototipo original.
El gran ahorro de costes se lograría mediante una reducción del número de prototipos ensayados, ya
que los ensayos de fatiga se aproximan a precios de 5000€. Respecto a este aspecto, el módulo de
elementos finitos del programa CATIA usado en paralelo con unas adecuadas curvas de fatiga
podría permitir superar el ensayo al primer intento. Y en el caso de no ser así, la información de la
rotura del ensayo físico permitiría modificar las zonas conflictivas para reducir las tensiones en
dichas áreas y superar el ensayo habiendo fabricado solo dos prototipos.
48
49
1.4 ANEXOS
50
51
1.4 ANEXOS
ÍNDICE GENERAL
ANEXO I.- FATIGA........................................................................................................................................53
ANEXO II.- CURVAS DE FATIGA ...............................................................................................................63
52
53
ANEXO I.- FATIGA
Este capítulo busca explicar conceptos básicos necesarios para comprender como el fenómeno de la
fatiga afecta a la pieza analizada en este proyecto. Por ese motivo solo se explicarán las curvas S-N
que son las que se emplearán en el estudio del diseño. Ya que una explicación más detallada de
fatiga excedería y desviaría el objetivo de este proyecto.
Introducción
La fatiga es un fenómeno conocido desde el siglo XIX durante la revolución industrial. El primer
artículo publicado mencionando este tipo de rotura fue en 1837 por Wilhelm Albert. En 1829,
mientras el señor Albert trabajaba administrando las minas en la región de Harz (Alemania),
observo la rotura de cadenas bajo cargas inferiores a las que deberían soportar. Fabricó una máquina
que le permitía someter a las cadenas a cargas cíclicas y dedujo que la rotura no se debía a una
sobrecarga sino a una relación entre la carga y el número de ciclos.
El desarrollo del ferrocarril y la repentina rotura de sus ejes, impulsó el estudio de la fatiga, que
continua siendo de gran importancia en industrias como la automoción, la ferroviaria, la naval,
aeronáutica… Algunos autores (como el Dr. Xavier Ayneto) cifran que el 90% de los fallos en
servicio por rotura son causados por la fatiga, lo que da una idea de lo importante que es un correcto
dimensionado a fatiga.
Definición
Howard E. Boyer y la ASTM definen la fatiga como: “La fatiga es el proceso de cambio estructural
permanente, progresivo y localizado que ocurre en un material sujeto a tensiones y deformaciones
variables, en algún punto o puntos y que produce grietas o la fractura completa tras un número
suficiente de fluctuaciones.”
Fases
La rotura por fatiga se produce en tres fases claramente diferenciadas: creación de una micro-grieta;
propagación de la misma; y rotura súbita del componente. Estas tres fases hace posible la definición
de tres tiempos: vida de inicio de grieta; vida de propagación de la grieta (estas dos son muy
difíciles de diferenciar) y vida hasta fractura final. Estos tres tiempos juntos darán la vida a fatiga de
la pieza.
Creación de micro grietas
Las micro-grietas se producen en puntos de concentración de tensiones y generalmente próximas a
la superficie. El cortante asociado a esas tensiones puede producir deslizamientos en las
dislocaciones del material que generan vacantes. Si estas son suficientemente grandes, los huecos
originados pueden ser el desencadenante de una rotura por fatiga. Esta fase se da solo durante los
primeros ciclos de ensayo.
54
Propagación
En esta etapa, la grieta empieza a expandirse hasta alcanzar la sección crítica. Como se puede
apreciar en la imagen 1, se diferencian dos tipos de propagaciones, con un único frente de
grieta(A), típico de roturas a baja carga y con varios frentes de grita (B), característico de roturas a
altas cargas.
Imagen 1 Propagación de la grieta en función de la carga
La propagación de la grieta se divide en dos etapas (véase imagen 2).
Etapa 1: La grieta se propaga por planos muy alineados con la tensión cortante máxima hasta que
se encuentra con un obstáculo como puede ser un borde de grano.
Etapa 2: Una vez la grieta no puede continuar en dirección de la máximo cortante , esta comienza a
propagarse en un plano perpendicular a la tensión normal máxima.
Imagen 2 Etapas de la propagación de la grieta
55
En la Imagen 3 podemos apreciar como la intensidad es carga y el medio en el que se realiza el
ensayo, influyen en el crecimiento de la grieta.
Imagen 3 Propagación de la grieta en función del medio
Rotura
Una vez el frente o los frentes de grieta alcanzan la sección crítica, el componente rompe
súbitamente debido a que la sección remanente no es capaz de transmitir los esfuerzos exigidos.
Nomenclatura
En este apartado se definirán la mayoría de las expresiones empleadas en los cálculos y ciclos de
carga de fatiga. Estos ciclos pueden ser de frecuencia y amplitud constante, típico de ensayos y
simulaciones o aleatorios, en los que la amplitud y frecuencia de la carga varia con el tiempo. El
término se refiere a la tensión principal.
Imagen 4 Parámetros de las cargas
Tensión máxima:
Tensión mínima:
56
Tensión media:
Amplitud:
Rango:
=
=
=
-
= 2·
Tipo de carga: R=
El factor R podría ser definido como el factor de asimetría, ya que indica el tipo de carga a la que
está siendo sometida la pieza. La Imagen 5 podemos apreciar las diferentes formas de los ciclos de
carga en función de la R. La primera imagen correspondería a un ensayo de flexión rotacional bajo
par constante la Imagen 6 encajaría con los esfuerzos que sufre un diente de un engranaje.
Imagen 5 Ensayo a flexión rotatoria
Imagen 6 Ensayo a R=0
Curvas
La caracterización de un material frente a cargas variables es vital para el diseño y verificación de
componentes sometidos a fatiga. El primer paso en este sentido fueron las curvas S-N en las que la
vida a fatiga incluye todas las fases del fenómeno. Analizar por separado el inicio y la propagación
de la grietas originó dos nuevas perspectivas. El método de la deformación local predice la vida de
inicio de grieta empleando las curvas -N. El método LEFM( Linear Elastic Fracture-Mechanics) se
apoya en los principios de la mecánica de fractura y en las curvas de crecimiento de grieta da/dNK para predecir el número de ciclos necesarios para un determinado crecimiento de grieta.
57
Todas las curvas se obtienen con ensayos a amplitud constante y con cargas de tipo senoidal para
evitar complejidades innecesarias.
Curvas S-N
Las curvas S-N son el resultado de graficar en número de ciclos (en escala logarítmica) necesario
para fracturar la probeta bajo una amplitud de carga
( ) y tensión media ( ) constante. Los
resultados se suelen obtener de los ensayos de flexión rotatoria, (como el mostrado en la Imagen 7)
en los que la dispersión de resultados entorno a los valores medios es importante debido a la gran
cantidad de factores que entran en juego en el ensayo (composición, geometría y posicionamiento
de la probeta). Por consecuencia de esta dispersión, surgen las curvas S-N-P (Imagen 7) que son las
curvas S-N correspondientes a cada probabilidad de fallo.
Imagen 7 Curva S-N-P
En las curvas S-N se diferencian dos tipos de comportamientos como se puede observar en la
imagen 8 . La curva A es característica de materiales como el acero, en los cuales se produce un
codo en el denominado límite de fatiga, que es una tensión por debajo de la cual la pieza tiene vida
infinita. Vida infinita no implica que a la pieza no le aparezcan micro-grietas, puede suceder que
surjan, pero que estas no puedan propagarse debido a un defecto y a una tensión insuficiente para
superarlo. El otro comportamiento posible es el mostrado por la curva B, característica de los
aluminios y las aleaciones de cobre. En estos materiales no existe el límite de fatiga ya que la pieza
siempre rompería si es sometida a un número suficiente de ciclos. Al no existir el límite de fatiga,
se utiliza el concepto de resistencia a la fatiga, que se refiere al número de ciclos capaz de soportar
el material a una tensión determinada.
58
Imagen 8 Comportamientos en curvas S-N
Factores influyentes
Como ya se comentó en el apartado de fases de la fatiga, los puntos de concentración de tensiones
suponen un factor crítico en el origen de una rotura por fatiga. Generalmente los puntos de
concentración de tensiones quedan determinados por importantes aspectos como el diseño o el
proceso de fabricación. Algunos de dichos aspectos serán explicados brevemente a continuación.
Diseño: En el comportamiento a fatiga de una pieza, el diseño supone un importante aspecto por no
decir vital. Se deben evitar generar zonas con concentración de tensiones como pueden ser los
cambios bruscos de sección, aristas vivas, ángulos muy agudos...
Entallas: Las entallas suponen una reducción repentina de la sección del componente sin
mencionar sus aristas vivas. Lógicamente existen muchos casos en los que las entallas son
necesarias (alojamientos para las juntas tóricas de goma para lograr la estanqueidad).
Acabado superficial: Las micro-grietas suelen nuclear sobre la superficie de la pieza, por lo que el
acabado superficial puede mejorar o empeorar el comportamiento a fatiga. El acabado superficial
puede mejorar el comportamiento a fatiga por dos motivos. Principalmente porque cuando menor
sea la rugosidad, menos tensiones se concentrarán en la superficie. El otro motivo solo es aplicable
en algunos casos en los que el proceso de mejora del acabado superficial produce una deformación
plástica que induce unas tensiones residuales.
Tensiones de montaje: En general, cualquier montaje induce tensiones adicionales a un montaje.
En algunos casos, como en los motores de grandes buques, estas están determinadas y su montaje
debe seguir una secuencia precisa en las que se indican las tensiones de las herramientas en cada
paso. Pero en general las tensiones de montaje son indeterminadas, y actúan como una tensión
media que se añade a la componente alternativa que induce a la fatiga. En el caso de que las
59
tensiones de montaje sean de compresión, estas son beneficiosas. En el caso contrario son
perjudiciales y si no son tenidas en cuenta, pueden inducir a una rotura.
Tensiones residuales: Estas tensiones tienen su origen en los procesos de fabricación. Pueden ser
varios tipos, de compresión, de tracción o desconocidas. En el caso de las tensiones residuales de
compresión, se pueden emplear para mejorar el comportamiento a fatiga. En el resto de tensiones
residuales, es conveniente evitarlas si es posible.
Las tensiones residuales pueden tener un origen térmico como es el caso de las soldaduras y
tratamientos térmicos o un origen mecánico como puede ser una deformación en frio. La evaluación
de estas tensiones resulta muy dificultosa.
Las tensiones residuales de las soldaduras son especialmente complejas ya que en la ZAT (zona
afectada térmicamente) presenta tensiones de tracción y el cordón a compresión. Esta combinación
de tensiones es la causa de las deformaciones que inducen las soldaduras, por este motivo cuando se
suelda una pequeña estructura como la que se estudia en este proyecto se debe puntear para
posicionar todas las piezas y después soldar cordones alternos, intentando así minimizar las
deformaciones y las tensiones de montaje.
Algunos aspectos externos del diseño que pueden afectar al comportamiento a fatiga son:
Frecuencia: La frecuencia a la que se aplican las cargas no tiene ningún efecto sobre la vida a
fatiga de componentes metálicos, siempre y cuando la pieza no presente corrosión y esté trabajando
en un rango de temperaturas razonables. En el caso de encontrarnos con un conjunto mecánico o
una estructura, su respuesta mecánica se puede ver alterada por la frecuencia de excitación.
A una frecuencia entre 3 y 83Hz la variación de resistencia por este factor no es apreciable, pero se
produce una ligera mejora de la resistencia al aumentar aún más las frecuencias hasta un punto entre
los 1200-1600Hz donde la resistencia a la fatiga se reduce repentinamente (véase Imagen 9)
60
Imagen 9 Resistencia a fatiga en función de la frecuencia
Por tanto la frecuencia no es un factor que influirá en los ensayos de fatiga del componente
analizado en este proyecto.
Corrosión: La corrosión combinada con cargas variables tienen un efecto sinérgico para reducir la
vida a fatiga. Las cargas variables rompen las películas protectoras que retrasan la corrosión y las
irregularidades geométricas generadas en la superficie facilitan la generación y propagación de
grietas en la superficie.
En los casos en que los componentes van a trabajar en medios corrosivos se deben seleccionar
materiales con buen comportamiento ante dicho medio y emplear recursos como tratamientos
superficiales o recubrimientos para minimizar los efectos nocivos.
Temperatura: La temperatura, siempre que no sea extrema, no es un factor demasiado influyente
en el comportamiento a fatiga.
Tratamientos para mejorar el comportamiento
En el apartado anterior se han analizado factores que afectan negativamente y aceleran la rotura por
fatiga. En este apartado se van a enunciar brevemente algunos tratamientos que pueden mejorar el
comportamiento a fatiga de un componente. Principalmente son de dos tipos, mecánicos y térmicos.
Granallado o batido con perdigones: Consiste en proyectar pequeñas esferas de acero o fundición
sobre el componente. Su impacto genera una deformación plástica en la superficie que provoca un
campo de tensiones residuales de compresión que mejora el comportamiento a fatiga pese al
detrimento de la calidad superficial. Para que este procedimiento tenga éxito para mejorar el
61
comportamiento a fatiga, se deben controlar las múltiples variables como el tamaño de los
perdigones, su calidad geométrica, su velocidad de impacto o el material. Este procedimiento se
emplea en la fabricación de muelles, así como en la restauración de los carros de combate
norteamericanos M1 Abrams.
Laminado superficial: Una vez más, se busca generar una deformación plástica para inducir unas
tensiones residuales de compresión. El laminado es mucho más controlable que el granallado, ya
que la única variable es la presión de compresión y además se logra un mejor acabado superficial y
un mayor espesor de zona afectada.
Tratamientos térmicos: Los tratamientos térmicos tienen varios efectos, en primer lugar, pueden
mejorar las propiedades mecánicas. Además, pueden generar tensiones superficiales de compresión.
Estos efectos resultan muy interesantes para mejorar el comportamiento a fatiga.
A pesar de los beneficios explicados anteriormente de los tratamientos térmicos, deben ser
realizados con cuidado ya que si son realizados incorrectamente, pueden generar tensiones de
tracción en los bordes o ángulos. En algunos casos, dichas tensiones pueden llegar a generar grietas.
Los tratamientos térmicos, también son muy interesantes para la relajación de tensiones internas,
como puede ser el caso de los cordones de soldadura. En estos casos la temperatura se eleva dentro
de un horno hasta unos 550ºC para reducir el módulo de elasticidad y permitir así que las tensiones
se liberen.
Fatiga en soldadura
Las uniones, como es el caso de las soldaduras, son zonas muy propensas a un fallo por fatiga. Esto
se debe principalmente a sus bruscas variaciones de la geometría y a las tensiones que se pueden
haber inducido en ellas.
La soldadura podría ser considerada como un arte, y la calidad de la ejecución en estos casos
supone un aspecto crítico, ya que las roturas por fatiga en un cordón de soldadura se suelen producir
por la propagación de una grieta desde un defecto inicial. Debido a que la velocidad de propagación
de las grietas es similar en todos los aceros, se suele considerar que la resistencia a fatiga es
independiente del material (siempre y cuando nos refiramos a aceros estructurales con un límite
elástico inferior a 700MPa). Esto permite agrupar las uniones soldadas en función de su geometría
a la hora de analizar su resistencia a la fatiga.
Como se puede ver en la Imagen 10 las uniones soldadas tienen un peor comportamiento a fatiga.
62
Imagen 10 Comportamiento de uniones frente a fatiga
Como se mencionó anteriormente, la calidad de la soldadura es el factor más importante. Si los
cordones han sido hechos correctamente las grietas generalmente se originarán a través del metal
base en el pie del cordón. Mientras que si las soldaduras son deficientes, las grietas se originan en la
raíz del cordón, transmitiéndose por el material de aportación (véase Imagen 11).
Imagen 11 Grietas en función de la soldadura
Es interesante mencionar el poco efecto que tiene la tensión media
ya que las tensiones internas
generadas por la soldadura, pueden llegar a propagar grietas con solicitaciones aparentemente
compresivas. Este se debe a que en algunos puntos, la combinación de la carga exterior y las
tensiones internas pueden originar esfuerzos de tracción.
63
En un cordón de soldadura en el que los esfuerzos son uniformes, el fallo por fatiga se originará en
el defecto de mayor tamaño. Por tanto podría resultar interesante realizar un análisis por
ultrasonidos de los cordones más críticos siempre y cuando esto fuera posible. Otros medios
preventivos serían algunos de los tratamientos explicados anteriormente, como pueden ser el
granallado o el laminado. En la medida de lo posible a la hora de diseñar, se debe evitar la
soldadura. Pero si soldar es inevitable, es necesario evitar los defectos de soldadura y hacer
geometrías de cordón suaves (llegando en algunos casos a mecanizarlos).
64
65
ANEXO II.- CURVAS DE FATIGA
66
BIBLIOGRAFÍA
[VASQ12]
Vásquez, J.M., “Análisis y diseño de piezas con CATIA V5”, Marcombo
ediciones técnicas 2012.
[ASM_96]
ASM Handbook, “Volume 19 Fatigue and Fracture”, The Materials Information
Society 1996.
[BOYE86]
Boyer, H.E., “Atlas of fatigue curves”, American Society for Metals 1986
[AYNE86]
Ayneto, X., “Fatiga de componentes y estructuras”, ST mecánica aplicada,S.L.
1986.
[DNV_10]
Det Norske Veritas (DNV), “Riser Fatigue”, Informe Recommended practice
DNV-RP-F204. Octubre 2010.
[WTIA06]
Welding Technology Institute of Australia (WTIA), “Introduction to Fatigue of
Welded Steel Structures and Post-Weld Improvement Techniques”, Informe
TGN-D-02. Marzo 2006.
[HSE_01]
Health & Safety Executive (HSE), “Comparison of fatigue provisions in codes
and standards”, Informe Offshore Technology Report 2001/083. 2001.
1
DOCUMENTO Nº2, PLANOS
ÍNDICE GENERAL
LISTA DE PLANOS..................................................................................................................... 3
PLANOS ....................................................................................................................................... 5
2
3
LISTA DE PLANOS
PLANO Nº 1.1 - A
PLANO Nº 1.2 - B
PLANO Nº 1.3 - C
PLANO Nº 1.4 – D1
PLANO Nº 1.5 – D2
PLANO Nº 1.6 - F
PLANO Nº 1.7 - G
PLANO Nº 1.8 - H
PLANO Nº 1.9 - I
PLANO Nº 1.10 - J
PLANO Nº 1.11 - K
PLANO Nº 1.12 - L
PLANO Nº 1.13 - BloqueArgolla
PLANO Nº 1.14 - FundaCasquillo
PLANO Nº 1.15 - EstructuraBase
PLANO Nº 1.16 – Conjunto
PLANO Nº 2.1 – A_1
PLANO Nº 2.2 – BloqueArgolla_1
PLANO Nº 2.3 – FundaCasquillo_1
PLANO Nº 2.4 – I_1
PLANO Nº 2.5 – J_1
PLANO Nº 2.6 – K_1
PLANO Nº 2.7 – L_1
PLANO Nº 2.8 – Conjunto_1
4
5
PLANOS
1
2
3
4
A
B
B
R 40
190
A
C
C
D
D
60
4
80
E
E
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
A
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:2
1
F
2
3
1.1
4
1
2
3
4
A
A
83
°
B
742,44
713,25
B
C
C
4°
D
80
7
0°
10
D
E
E
60,02
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
19/04/13
J.M. Menéndez
19/04/13
B
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:5
1
F
2
3
1.2
4
1
2
3
A
4
A
°
83
B
750,13
720,94
B
C
C
D
D
80
4
7
°
76
0°
E
E
60,02
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
19/04/13
J.M. Menéndez
19/04/13
C
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:5
1
F
2
3
1.3
4
1
2
3
A
79
°
72
4
A
°
B
B
723,49
60
C
C
8°
10
10
1°
D
D
81
4
E
81
E
°
60,71
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
15/05/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
15/05/13
ESCALA:
D1
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:5
1
F
2
3
1.4
4
1
2
3
4
A
8°
A
10
79
°
B
723,65
B
C
C
10
1°
72
°
D
81
E
81
D
E
°
60,71
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
15/05/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
15/05/13
ESCALA:
D2
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:5
1
F
2
3
1.5
4
1
2
3
4
A
B
70
°
80
4
A
B
410,69
C
C
76
60,02
°
°
6
16
4
10
°
D
D
E
E
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
19/04/13
J.M. Menéndez
19/04/13
F
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:5
1
F
2
3
1.6
4
1
2
3
4
A
4
A
B
70
°
80
B
451,72
C
C
°
10
4°
76
60,02
14°
357,13
410,69
D
D
E
E
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
19/04/13
J.M. Menéndez
19/04/13
G
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:5
1
F
2
3
1.7
4
1
2
3
4
A
A
B
B
921
60
C
D
D
E
E
4
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
80
C
FECHA
Diego Capell
19/04/13
J.M. Menéndez
19/04/13
H
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:5
1
F
2
3
1.8
4
1
2
3
4
7 3 7 ,8
5
6
7
8
VISTA A
5
A
A
5
17°
4 1 8 ,8
B
B
38
°
14
2°
166°
A
3 9 9 ,6
8
C
10
C
D
R
567
120
D
79,72
60
E
E
Redondeos no acotados 30 mm
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:10
1
I
6
7
1.9
8
3
7 3 7 ,5
A
4
5
3
17°
7
8
A
14 2°
3
38°
4 2 1 ,0
6
,42
2
12 1
1
B
3 9 6 ,2
4
B
VISTA A
10
C
C
166°
A
D
567
120
D
R6
0
E
77,57
E
Redondeos no acotados 30 mm
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:10
1
J
6
7
1.10
8
2
3
4
5
141
6
°
7
8
10
1
A
447
A
R
141
40
°
40,72 X 19º
B
B
910,13
1485,05
1906,87
14°
236,69
C
C
50
167,54
1031
40
40
145
D
46,26
526,23
653,86
50
249,27
D
E
E
1 3 5 ,6
9
Redondeos no acotados 30 mm
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:10
1
K
6
7
1.11
8
1
2
3
4
5
6
7
8
10
37,07 x 21v
A
457
A
50
°
141
0
R4
1 4°
B
B
245,96
40
50
46,35
C
C
1031
1071,88
50
DETALLE A
1:5
D
230,55
D
A
961,38
1495,53
1906,87
E
E
Redondeos no acotados 30 mm
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:10
1
L
6
7
1.12
8
1
2
3
4
A
A
110
O
48
B
80
B
C
135
C
D
D
E
E
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
19/04/13
J.M. Menéndez
19/04/13
BloqueArgolla
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:2
1
F
2
3
1.13
4
1
2
3
4
A
A
O
50
B
C
C
D
D
64
B
E
E
80
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
19/04/13
J.M. Menéndez
19/04/13
FundaCasquillo
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:1
1
F
2
3
1.14
4
1
2
3
4
5
6
7
8
A
2
A
B
B
B
DETALLE B
1:2
1
3
C
C
5
7
8
10
D
Todas las uniones no indicadas: Soldadura a tope sobre border rectos en todo el perimetro
A
D
6
4
10
2
9
E
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
Marca
1
2
1
1
1
1
1
1
1
2
nº unidades
-
MATERIAL
TOLERANCIA
BloqueArgolla
FundaCasquillo
H
G
F
D2
D1
C
B
A
Designación
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
UNE 22768-v
NOMBRE
F
DETALLE A
1:5
1
2
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
4
5
EstructuraBase
FIRMA:
F
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:10
3
E
6
7
1.15
8
2
3
4
5
6
7
8
DETALLE A
1:5
A
20
1
A
A
B
B
4
1
C
C
2
3
D
D
5
Uniones no indicadas: Soldadura con cordones angulares visibles
5
4
3
2
1
Marca
E
MATERIAL
TOLERANCIA
J
I
K
L
EstructuraBase
Designación
1
1
1
1
1
nº unidades
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
2
3
4
5
Conjunto
FIRMA:
F
Nº DE LÁMINA:
Lanza Original
1:10
1
E
6
7
1.16
8
1
2
3
4
A
A
B
B
R 40
C
80
C
4
50
190
D
D
E
E
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
UNE 22768-v
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
18/04/13
J.M. Menéndez
18/04/13
A_1
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Rediseñada
1:2
1
F
2
3
2.1
4
1
2
3
4
A
A
B
B
O
48
C
80
C
90
135
D
D
E
E
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
18/04/13
J.M. Menéndez
18/04/13
BloqueArgolla_1
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Rediseñada
1:2
1
F
2
3
2.2
4
1
2
3
4
A
A
B
B
80
O
50
C
C
64
D
D
E
E
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros Industriales ICAI
NOMBRE
F DIBUJADO
COMPROBADO
ESCALA:
FECHA
Diego Capell
18/04/13
J.M. Menéndez
18/04/13
FundaCasquillo_1
FIRMA:
Nº DE LÁMINA:
Lanza Rediseñada
1:2
1
F
2
3
2.3
4
1
2
3
4
5
6
7
8
R
120
30
A
567
A
R 60
B
B
R
79,72
30
10
A
C
C
166°
D
D
7 3 7 ,8
5
15 9°
1 8 9 ,3
4
96
163°
122
,
8
4 2 0 ,0
E
159°
R
30
142°
163°
R3
0
E
8
3 6 9 ,6
VISTA A
Redondeos no acotados 30 mm
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
18/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
18/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
I.C.A.I.
1:10
1
I_1
6
7
2.4
8
1
2
3
4
5
6
7
R
A
30
120
R
8
30
A
R
567
30
R6
0
R
B
30
R
77,57
B
30
10
166°
A
C
C
7 3 7 ,5
3
163
°
14
4 2 1 ,0
2°
3
D
D
15
9°
15
9°
1 9 0 ,9
VISTA A
E
2
163°
3 6 5 ,3
E
2
Redondeos no acotados 30 mm
MATERIAL
Acero F-8 101
TOLERANCIA
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
18/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
18/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
I.C.A.I.
1:10
1
J_1
6
7
2.5
8
1
2
3
4
5
6
A
8
10
°
141
7
A
447
419,95
R
40
R
30
40
30
40,72 x 19v
236,69
154,05
70
B
90
B
50
20
C
R
30
DETALLE A
1:5
762,43
80
1031
D
30
75
°
76
249,27
R
C
R3
0
1 3 5 ,6
9
30
R
76
D
°
526,23
145
A
167,54
14°
E
E
908,41
850
Redondeos no acotados 30 mm
1905
MATERIAL
TOLERANCIA
Acero F-8 101
UNE 22768-v
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
18/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
18/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
I.C.A.I.
1:10
1
K_1
6
7
2.6
8
1
2
3
4
5
6
8
10
37,07 x 21v
7
A
447
A
141
40
R
R
30
R 30
35
76
50
C
°
C
20
30
1031
R
70
155
153,12
50
B
30
65
R
B
°
245
R
30
DETALLE A
1:5
D
A
D
230,55
14°
374,27
961,38
E
E
1300
1906,87
Redondeos no acotados 30mm
MATERIAL
TOLERANCIA
Acero F-8 101
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
UNE 22768-v
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
18/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
18/04/13
ESCALA:
FIRMA:
2
3
4
5
F
Nº DE LÁMINA:
I.C.A.I.
1:10
1
L_1
6
7
2.7
8
1
2
3
4
5
6
7
8
A
10
DETALLE B
1:4
A
4
B
B
DETALLE A
1:4
B
10
5
C
7
C
3
D
D
A
6
E
Uniones no definidas: Soldadura de cordón angular visible
2
7
1
I_1
6
1
J_1
5
1
K_1
4
1
BloqueArgolla_1
3
1
L_1
2
2
A_1
2
1
1
MARCA
Nº UNIDADES
MATERIAL
UNE 22768-v
TOLERANCIA
FundaCasquillo_1
DESIGNACION
E.T.S Ingenieros industriales ICAI
NOMBRE
F
FECHA
DIBUJADO
Diego Capell
19/04/13
COMPROBADO
J.M. Menéndez
19/04/13
ESCALA:
2
3
4
5
Conjunto_1
FIRMA:
F
Nº DE LÁMINA:
I.C.A.I.
1:20
1
E
6
7
2.8
8
1
DOCUMENTO Nº3, PRESUPUESTO
ÍNDICE GENERAL
3.1 MEDICIONES-FABRICACIÓN ............................................................................................ 3
3.1.1 DISEÑO ORIGINAL ....................................................................................................... 3
3.1.2 NUEVO DISEÑO ............................................................................................................ 3
3.2 PRECIOS UNITARIOS .......................................................................................................... 4
3.3 SUMAS PARCIALES ............................................................................................................ 4
3.3.1 SUMAS PARCIALES DISEÑO ORIGINAL ................................................................. 4
3.3.2 SUMAS PARCIALES NUEVO DISEÑO ....................................................................... 4
3.4 PRESUPUESTO GENERAL .................................................................................................. 5
3.4.1 PRESUPUESTO GENERAL DISEÑO ORIGINAL ....................................................... 5
3.4.2 PRESUPUESTO GENERAL NUEVO DISEÑO ............................................................ 6
2
3
3.1 MEDICIONES-FABRICACIÓN
Para poder realizar un presupuesto de cualquier componente mecanizado o que involucre
fabricación, es necesario conocer adecuadamente el proceso y todas las etapas de las que este
consta. Estimando el número de horas necesarias en cada etapa y conociendo el precio hora de
cada una de las operaciones se obtiene el precio final.
3.1.1 DISEÑO ORIGINAL
La fabricación de la lanza consta de las siguientes etapas:
1. Compra del perfil rectangular de 60x80 mm y 4mm de espesor. Se emplearán unos
5500 mm de perfil, por lo que se deberán comprar 2 unidades de 3000mm de longitud.
2. Corte de los perfiles rectangulares. Se estiman unas 2 horas
3. Corte de las armaduras. En el corte por láser, la materia prima es suministrada por el
cortador. El coste del corte suele ser unas dos veces el precio en peso del acero cortado
(entregado). En este diseño se emplearán 137 kg.
4. Plegado de las armaduras. La preparación del utillaje de la máquina y los pliegues
puede tardar de 4 a 5 horas
5. Puntear estructura base (soldadura). Prestando atención a las deformaciones se puede
llegar a tardar 8 horas.
6. Soldar estructura base. Dos horas.
7. Puntear armaduras (soldadura). Unas 3 horas.
8. Soldar armaduras. 7 horas
9. Distensionado en horno. El tratamiento puede durar 4-5 horas.
10. Mecanizado de los casquillos. La preparación del utillaje, la medición y la
mecanización puede llevar 3 horas.
11. Imprimación. Cuatro litros de pintura y un día de trabajo.
12. Ensayo de fatiga.
3.1.2 NUEVO DISEÑO
La fabricación consta de las siguientes etapas:
1. Corte de las armaduras. En el corte por láser, la materia prima es suministrada por el
cortador. El coste del corte suele ser unas dos veces el precio en peso del acero cortado
(entregado). En este diseño se emplearán 125 kg.
2. Plegado de las armaduras. La preparación del utillaje de la máquina y los pliegues
puede tardar de 4 a 5 horas
3. Puntear armaduras (soldadura). Unas 5 horas.
4. Soldar armaduras. 8 horas
5. Distensionado en horno. El tratamiento puede durar 4-5 horas.
6. Mecanizado de los casquillos (para que compartan el mismo eje). La preparación del
utillaje, la medición y la mecanización puede llevar 3 horas.
7. Imprimación. Cuatro litros de pintura y una jornada de trabajo (8 horas).
4
8. Ensayo de fatiga.
3.2 PRECIOS UNITARIOS
La siguiente tabla muestra los diferentes costes por unidad (hora, operación, kg…) de las etapas
mencionadas en el capítulo anterior.
Operación-Compra
Perfiles rectangulares
Corte en sierra
Corte láser
Plegado
Soldadura
Distensionado
Mandrinadora
Pintura
Pintor
Ensayo de fatiga
Precio unitario
50€
30€
4€
30€
45€
450€
50 €
5€
15€
4960€
Unidad
[€/h]
[€/kg]
[€/h]
[€/h]
[€/h]
[€/l]
[€/h]
-
3.3 SUMAS PARCIALES
3.3.1 SUMAS PARCIALES DISEÑO ORIGINAL
La siguiente tabla muestra las operaciones y unidades mencionadas en el apartado 3.1.1, junto
con los precios unitarios de 3.2 y una última columna con el precio total por operación.
Operación
Perfiles rectangulares
Corte en sierra
Corte láser
Plegado
Soldadura
Distensionado
Mandrinadora
Pintura
Pintor
Ensayo de fatiga
*Varios
Unidades
2 [ud.]
2[h]
137 [kg]
5 [h]
20[h]
3 [h]
5[l]
8[h]
-
Precio unidad
50 [€/ud.]
30 [€/h]
4 [€/kg]
30 [€/h]
45 [€/h]
450[€]
50 [€/h]
5[€/l]
15[€/h]
4960 [€]
100[€]
Precio operación [€]
100
60
548
150
900
450
150
25
120
4960
100
*Varios: Previsión de materiales gastados no incluidos específicamente en el presupuesto (brochas, discos
de radiales, casquillos, bloque argolla…)
5
3.3.2 SUMAS PARCIALES NUEVO DISEÑO
La siguiente tabla muestra las operaciones y unidades mencionadas en el apartado 3.1.2, junto
con los precios unitarios de 3.2 y una última columna con el precio total por operación.
Operación
Corte láser
Plegado
Soldadura
Distensionado
Mandrinadora
Pintura
Pintor
Ensayo de fatiga
*Varios
Unidades
125 [kg]
5 [h]
13[h]
3 [h]
4[l]
8[h]
-
Precio unidad
4 [€/kg]
30 [€/h]
45 [€/h]
450[€]
50 [€/h]
5[€/l]
15[€/h]
4960 [€]
100[€]
Precio operación [€]
500
150
585
450
150
20
120
4960
100
*Varios: Previsión de materiales gastados no incluidos específicamente en el presupuesto (brochas, discos
de radiales, casquillos, bloque argolla…)
3.4 PRESUPUESTO GENERAL
3.4.1 PRESUPUESTO GENERAL DISEÑO ORIGINAL
La siguiente tabla es la suma de todos los costes parciales de la tabla del apartado 3.3.1
Operación
Perfiles rectangulares
Corte en sierra
Corte láser
Plegado
Soldadura
Distensionado
Mandrinadora
Pintura
Pintor
Ensayo de fatiga
*Varios
TOTAL
Precio operación [€]
100
60
548
150
900
450
150
25
120
4960
100
7563 €
6
3.4.2 PRESUPUESTO GENERAL NUEVO DISEÑO
La siguiente tabla es la suma de todos los costes parciales de la tabla del apartado 3.3.2
Operación
Corte láser
Plegado
Soldadura
Distensionado
Mandrinadora
Pintura
Pintor
Ensayo de fatiga
*Varios
TOTAL
Precio operación [€]
500
150
585
450
150
20
120
4960
100
7035