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ESCUELA SUPERIOR
POLITECNICA DEL LITORAL IXPART7iMNTO DE IE31:KNJE".IA F ~ V I c A
OLSENO DE UNA PRENSA IíIDRAUL ICA PARA MATKICERIA
TESIS DE GI#'JB
Previa a la obtenci6n del T l t u l o de
INGENIERO MECANICO
presentada por
SIXTO ESCALANTE CtiALEN
GUAYAQUIL-IX UADOR
1982
AGRADECIMIENTO
A l o s Ingenieros
EDMUNDO VILLACIS M. y MARCELO ESPINOSA L . , Directores de T e s i s , por su ayuda oportuna y decidida colaboración para l a r e a l i zación de e s t e t r a b a j o .
i
D E D I C A T O R I A
A mi Madre, en homenaje póstuma,
por su constancia y persevarancia,
y a m i Padre, en e: octQGésirno '
aíio de su vida ejemplar y serelid.
...... una
DECLARACION EXPRESA
"La responsabilidad por l o s hechos, ideas y doctrinas expuestos en esta t e s i s , me corresponden exclusivamente; y , el patrimonio intelectual de la misma,
a l a ESCUELA S U P E R I O R P O L I T E C N I C A DEL L I T O R A L " .
(Reglamento de Exámenes y Títulos profesionales de la ESPOL)
.
11
R E S U H E N
En esta cesis, para el diseño de l a prensa hidráulica de matricería se han dedticido l a s fórmulas necesarias para obtener los momentos de iner-
c i a de cada uno de los miembros del cuerpo estructural en l a prensa,
a s í como los momentos flectores y esfuerzos a que está sometido. c r i t e r i o de rigidez fue usado para el diseño de l a prensa.
El
Esto hace
que l a s variables independientes sean l a s deformaciones unitarias y que l a s demás variables sean funciones de éstas. Se analiza, también, los rangos de variación de los momentos de inercia en sus respectivos gráficos, estableciéndose, en esta forma, el rango a p r o p i a d o y dentro de éste l a condición.6ptima.
El cilindro hidráulico y el vástago han sido diseñados considerándolos como cilindros de paredes gruesas sometidos a presión interna y externa, respectivamente.
E l diseño del c i r c u i t o hidráulico y su sistema
de control se l o realizó considerando l a s funciones principales que és-
t e debe realizar t a l e s como: Ejecutar su carrera de trabajo y detenerse en cualquier p u n t o de su carrera, sin peligro de caerse o detenerse
en una emergencia d a d a , e t c .
La selección de l a s bombas y l a s cañerías se hizo tomando corno base pa-
ra el
cálculo l a s velocidades del vástago y del f l u j o de a c i e t e , res-
111
INDICE GENERAL Pág .
.......................................................... 11 111 INDICE GENERAL ................................................... INDICE DE FIGURAS ................................................ IV INDICF DE TABLAS ................................................. VI SIMBOLOtiIA ....................................................... VI1 J TNTRODUCCION .................................................. 1 1.1 Generalidades ............................................. 1 1 . 2 Estampado ................................................. 2 1.3 Prensas, Diversos Tipos ................................... 5 11 ANALISIS MATEMATICO ........................................... 1. 2 . 1 Fórmulas de Diseño por Resistencia ........................ 10 2.2 iOrmulas de Diseño por Rigidez ............................ 19 -111 DISEÑO DE LA PRENSA ........................................... 37 3.i Diseño Estructural del Cuerpo de l a Prensa ................38 3.2 Diseño de l a s Uniones Soldadas ............................ 49 RESUMEN
3.3 Diseño del Cilindro Hidráulico y sus cornponentes impor-
.................................................... Diseño del Circuito Hidráulico ............................
tantes 3.4
62 75
Pág
.
IV ANALISIS SELECTIVO DE EQUIPO COMPLEMENTARIO...................81 . . .
.......................................... 81 4.2 Cañería y sus Accesorios .................................. 89 4.3 Sistema de Control ....................................... 100 DISEÑO DE LA CIMENTACION ..................................... 113 5.1 A n á l i s i s de l a s Cargas E s t á t i c a s y Dinámicas .............113 4 . 1 Bomba H i d r á u l i c a
V
5.2 Cimentación de Concreto ..................................
............................... BIBLIOGRAFIA .................................................
VI
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
I
114 ~3~ 1 ~ 0
IV
.
INDICE DE FIGURAS Pág .
No -
1 Cuerpo de l a Prensa . Dimensiones Generales .................. 1 2
............. 13 del Cuerpo Libre del Marco Rígido ................... 14 de Momentos Flectores ............................... 15
2A Diagrama de Deformaciones del Marco de l a Prensa
2B Diagrama 3 Diagrama
4
Variación de 11 e I 2 en función de
E ~ manteniendG ,
constanle .................................................... 5
Variación de
11
e 12 en función de
, manteniendo
26
c1
.................................................... 27 Efecto de una carga l a t e r a l sobre un Marco Rígido ............ 32 Dimensiones de l a Estructura de l a Prensa .................... 45
constante 6
7
8 Cui.va . del Costo Relativo de Soldadura por Resistencia comple-
t a de l a Placa
...............................................
51
9 Valores de K1 para d i f e r e n t e s condiciones de Esfuerzos Máxi-
................................................ 58 10A Conjunto del Cilindro Hidráulico y el Vástago ................ 70 10B Detalle del Prensa Estopa .................................... 71 11 Circuitos Hidráulicos ........................................ 76 1 2 Circuito I(idráu1ico de l a Prensa ............................. 80 1; Bomba de Engranajes .......................................... 83 mos y Mínimos
Pág .
No .
................................... 87 Circuito E l é c t r i c o de Control de l a Prensa ...................106 Circuito Hidráulico de Control de l a Prensa ..................108 Distribución Triangular de l a reacción del Suelo .............116
14 Bomba de Pistones Radiales
15 16
17
18 Ubicación de l a Sección C r í t i c a para e l Momento Flector
en l a Cimentación de Concreto ................................
122
Ubicación de l a Sección C r í t i c a para el Esfuerzo de Corte
20
en l a Cimentación de Concreto ................................
125
......................................
134
Cimzrltación de Concreto
21 Reacción de l a Cimentación de Concreto y Tensión de l o s Pernos de Anclaje
...............................................
1.S
VI
INDICE DE TABLAS . Pás,
No .
................. 54 Propiedades de l a Soldadura. considerada como una l í n e a ....... 56 Esfuerzos Permisibles de l a Soldadura ( 2 ) .................... 57
1 Fuerza R e s i s t e n t e Permisible de l a Soldadura
2 3
4 Tamaño Máximo de l a Soldadura. considerando l a plancha más delgadas ( 2 )
.................................................
5
Tamaño Mínimo de l a Soldadura. considerando l a plancha más
6
................................................... Velocidades T e n t a t i v a s de Embutición .........................
7
Velocidades de F l u j o recomendadas para Cañerías y Vá:vul$s
60
gruesa ( 2 )
61 65
...
........................... 16G ..........................
91
8 Dimensiones de Cañerías. Cédula 40
92
Dimensiones de Cañerías. Cédula
93
9 10
Constantes comúnmente usadas para t r e s grados d i f e r e n t e s de
..................................................... 124 Esfuerzos Permisibles del Concreto ........................... 128 Peso. Areas y Perímetro de V a r i l l a s de Acero Corrugado .......131 Dimensiones Generales de l o s Pernos .......................... 137
concreto 11 12 13
VI 1
SIMBOLOGIA A
= Area de l a Sección Transversa1,en pulg?
Al
=
Area de l a Sección Transversal del Miembro V e r t i c a l , en pulg?
A2
=
Area de l a Sección Transversal, No Metálica, del C i l i n d r o Hidrául i c o , de l a s Válvulas y de l a s Cañerías, en pulg2
A3
=
Area de l a Sección Transversal, Metálica, del Vástago, en pulg?
A4
=
Area de l a Sección Transversal de l o s pistones de l a Bomba, en pul g?
As
= Area I n f e r i o r de l a Citxentación, en contacto con el suelo, en pulg?
A6
=
Area de l a Sección Transversal de l o s Pernos de Anclaje, en pulg?
Aa ,.= Area de l a Seccion iraticversal t o t a l del acero que refuerza el concreto, en pulg:' Ac
= Area de l a Sección Transversal del Concreto sobre el Centro Gra-
vedad del Area del Acer?, en pulg? Ac = b 3 x d 2 Aw
=
Longitud de l a Soldadura, Considerada como una l í n e a , en pulg?
B
=
Longitud de l o s Miembrcs Horizontales del marco de l a Prensa, tomada e n t r e l í n e a s de c e n t r o , en pulg.
D
= Longitud de l o s MIenibros V e r t i c l a e s del Marco de l a Prensa, toma-
da e n t r e l í n e a s de c e n t r o , en pulg. Módulo de E l a s t i c i d a d del Acero: 30 x l o 6 l b s / p u l g 2
E
=
Ec
= Módulo de E l a s t i c i d a d del Concreto, en lbs/pulg2
Fi
= Fuerza
de Impacto del Vastago del C i l i n d r o H i d r á u l i c o c o n t r a l a
Lámina M e t á l i c a , en l b c .
HP
= P o t e n c i a , en HP
1
= Momento d e I n e r c i a del Area de l a Sección T r a n s v e r s a l de una v i -
g a , en p u l g 4
Ii
= Moinerito de I n e r c i a del Area de l a Sección T r a n s v e r s a l de l o s
Miembros H o r i z o n t a l e s , en pulg!'
111
=
Momento de I n e r c i a de l a s Planchas Gruesas que forman l o s blienibros H o r i z o n t a l e s , en pulg?
112 = Momento de I n e r c i a de l a s Planchas Delgadas que forman l o s Mienibros Horizontal e s , en pul g ?
i2
= Momento de I n e r c i a de l a Sección Transversal de l o s Mienihros
V e r t i c a l e s , en p u I g 4
l 3 = Momento de I n e r c i a del Miembro Horizontal i n f e r i o r de una Marco Rígido, igual a 1 2 , en pulg4 Y,
= S u s t i t u y e a l a expresión
B12B + I 2 DI1
para f a c i l i t a r l a s operacio-
nes, s i n dimensiones. Radio de g i r o del Area Transversal , en pulg. F a c t o r de l a expresión del Momento F l e c t o r de una Viga de Concre-
t o , en l b s / p u l g 2 sin dimensión.
K1
= Razón de l o s e s f u e r z o s mínimos y máximos,
L
= Longitud de una viga e n t r e dos apoyos c o n t i g u o s ,
en pulg.
Longitud del Vastago del C i l i n d r o H i d r á u l i c , en p u l g .
M
= Momento F l e c t o r de una Viga,
en lbsypulg.
M,
= Momento Flector
en l a unión de los Miembros Horizontales y Verti-
c a l e s , en lbs- pulg.
M,,
= Momento Flector en l o s Vértices de un Marco Rígido sometido a
carga l a t e r a l , en lbs- pulg.
Mi
= Morxnto Flector del Vértice A
M2
= Moinento Flector en e l Centro del Miembro Horizontal, en lbs-pulg.
M3
= Momento Flector en e l P u n t o de Inflexión, en lbs- pulg. M 3 = O
$
= Momento Flector de l a Cimentación de Concreto, en lbs-pulg.
e igual a M I , en lbs- pulg.
ry5, = Momento Flector en e l P u n t o X, en lbs- pulg.
N
= NGmero de Planchas que forman l o s Miembros Horizontales.
Número de Revoluciones p o r minuto a que g i r a l a boinba P
= Capacidad de l a Prensa, en
Pl
= Carga l a t e r a l imaginaria, en lbs.
rT
= Carga t o t a l transmitida a l suelo, en l b s .
Q
= Flujo Hidráulico, en Gal/rnin.
T N . Carga Aplicada, en l b s .
Qo = Desplazamiento geométrico de l a bomba, en pulg3/seg.
p B 2 para 192E
R
= Sustituye a l a expresión
Rl
= Radio de l a curvatura de l a p a r t e c e n t r a l del Casquete del Cilin-
" a c i i i t a r l a s operaciones
dro Hidráulico, en pulg. R2
= Radio de curvatura de l a p a r t e l a t e r a l del casquete del c i l i n d r o
hi drául i co, en p u l g.
Rc
= ResGltante de l a reacción de l a cimentación de concreto.
U
!
Su = Módulo de l a sección d e soldadura, considerada como una l í n e a ,
en pu1g2, según l a Tabla N o 2. i
T
= Tensión a que están sometidos l o s pernos de a n c l a j e en
un si tua-
ción de volteo, en l b s .
en l b s .
V
= Fuerza de c o r t e ,
V1
= Velocidad del v j s t a g o , en pulg/min.
Velocidad del Fluido en l a s Cañerías, en Ft/seg.
un cuerpo, en pulg/seg.
V2
= Velocidad de caida l i b r e de
Z
= Ubicación del punto de inflexión del Miembro Horizontal desde
e l extremo, en p u l g . a
= Radio e x t e r i o r del c i l i n d r o h i d r á u l i c o y del vástago, en p u l g .
b
= Ancho de l a configuración de l a soldadura, considerada como una
l í n e a , en pulg
.
bi
= Altura de l a Sección Transversal del Miembro V e r t i c a l , en pu'l3.
b2
= Radio i n t e r i o r del C i l i n d r o Hidraulico y del Vástago, en pclrj.
b 3 = Ancho de l a cimentación de concreto, en p u l g .
c
= Constante. Distancia desde l a sección c r í t i c a para el Momento
F l e c t o r a l Extremo de l a Base, en p u l g . c1
= Distancia de l a f i b r a más extrema a l e j e neutro de l a Sección
Transversal de 1os Miembros Horizontal es, en pul g .
c 2 = Distancia de l a f i b r a más extrema a l e j e neutro de l a Sección Transversal de 1os Miembros Vertical e s , en pul g .
d
= Altura de l a configuración de l a soldadura, consideradd como una
l í n e a , en pulg.
di
= Ancho d e l a S e c c i ó n T r a n s v e r s a l d e l Miembro V e r t i c a l ,
en p u l g .
d 2 = P r o f u n d i d a d e f e c t i v a d e l a C i m e n t a c i ó n , en p u l g . d 3 = P r o f u n d i d a d t o t a l d e l a C i m e n t a c i ó n , en p u l g .
o Diámetro p r i m i t i v o d e l e n g r a n a j e , en p u l g .
di
= Diámetro de Paso
do
= Diámetro e x t e r i o r d e l e n g r a n a j e d e l a bomba,
e
= Excentricidad
en p u l g .
entre el R o t o r y el C i l i n d r o ' d e l a Bomba d e P i s t o -
nes, en p u l g . Esfuerzo p e r m i s i b l e d e l c o n c r e t o a l a tensión, en l b s / p u l g 2
fc
=
fi
= R e s i s t e n c i a Última d e l C o n c r e t o
ff
= Fuerza
a l a c o m p r e s i ó n , en l b s / p u l g
resistente d e l a S o l d a d u r a , o r i g i n a d a p o r un Momento
F l e c t o r , en l b s / p u l g . fp
= Fuerza
resistente p e r m i s i b l e d e l a S o l d a d u r a , en l b s / p u l g .
f r = Fuerza resistente d e l a S o l d a d u r a , r e s u l t a n t e d e l a suma v e c t o r i a l . d e f f y f v , en l b s / p t i l g . J *_
fv
= Fuerza
resistente d e l a S o l d a d u r a , o r i g i n a d a p o r una f u e r z a de
c o r t e , en l b s / p u l g . A c e l e r a c i ó n d e l a Gravedad g
g
=
h
= Coordenada en el
=
386,4 p u l g / s e g 2
eje de l a s X del c e n t r o de l a hioérbola.
A l t u r a d e l a s Planchas que forman l o s miembros h o r i z o n t a l e s ,
en p u l g . u n c u e r p o d e p e s o P ,en p u l g .
hl
= Altura de caida l i b r e de
k
= Coordenada
n
= Número d e p i s t o n e s q u e t i e n e l a bomba.
en el e j e d e l a s y d e l centro d e l a h i p é r b o l a .
R e l a c i ó n d e l módulo d e e l a s t i c i d a d d e l acero a l módulo d e e l a s t i c i d a d del concreto
n
=
E
= Relación del Area del Acero a l Area de Concreto que e s t á sobre
P
e l Centro de Gravedad del Acero, sin dimensión. _. P O
= Presión interna en lbs/pulg2
t
= Espesor de l a s Planchas que forman l o s Miembros Verticales y Ho-
r i z o n t a l e s , en pulg. X
= Coordenada Cartesiana
Y
= Coordenada Cartesiana
w
= Tamaño de l a Soldadura,
en pulg.
Ancho del Diente del Engranaje de l a Bomba, en pulg.
en e l c e n t r o de una viga simplemente apoyada, en pulg.
AL
= Deflexión
Al
= Deflexión en e l c e n t r o de l o s Miembros Horizontales, en pulg.
A2
= Deflexión en e l c e n t r o de l o s Miembros V e r t i c a l e s , en pulcj.
Ai
= Deflexión causada
por fuerza de impacto, en pulg.
AST = Deflexión e s t á t i c a causada p o r una fuerza de igual valor que l a I
a .
de impacto pero apiicada l.entamente, en pulg. a23
= Deflexión del Miembro
A2
Deflexión del Miembro
A2
A23'=
-
A3,
igual a A l , en PUlg.
A3
bajo l a acción de
l a carga P ,
considerando dicho miembro como simplemente apoyado , en pulg. A23'1=
Deflexión del miembro A 2
-
A3
bajo l a acción de los Momentos
Flectores M1 y Mi, considerando dicho miembro como simplemente apoyado, en pulg. = AL/L
E
= Deflexión u n i t a r i a
c1
= Deflexión u n i t a r i a de
E
los Miembros Horizontales
= Deflexión u n i t a r i a de los Miembros Verticales = Esfuerzo de tensión
= Ai/B
E~
=
A2/D
o compresión por f l e x i ó n , en lbs/pulg2
G,
= Esfuerzo de tensión
o compresión por flexión de l o s Miembros Ho-
r i z o n t a l e s , en lbs/pulg2
G2= Esfuerzo G21 = Esfuerzo
t o t a l de tensión en l o s Miembros Verticales, en lbs/pulg2 de Tensión o Compresión p o r Flexión de los Miembros
Verticales, en lbs/pulg2
GZ2= Esfuerzo (1,
= Esfuerzo de Tensión
G S= Gt = G, = @
de Tensión axial de l o s Miembros Verticales, en lbs/pulg2
o Compresión, Radial, en lbs/pulg2
Esfuerzo permisible de Compresión del Suelo, en lbs/pulg2 Esfuerzo de Tensión, Tangencial, en lbs/piilg2 Esfuerzo de fluencia del acero, en lbs/pulg7
=
Esfuerzo de c o r t e , en lbs/pulg2
=
Angulo de Rotación de
iin
Miembro Elástico al s e r sometidc a la
acción de cargas extremas, en Rad.
43
= Angulo t o t a l de rotación del v é r t i c e
y @,: $5
e igual a l a suma de 19'3
en Rad.
= Angulo de Rotación del Vértice
considerando el miembro $;
A3
A2
A3
b a j o la acción de l a carg;i P,
- A 3 como simplemente apoyado, en
= Angulo de Rotación del Vértice
A3
b a j o la acción de l e s Monienter,
Flectores M1 y M i , considerando el Miembro mente apoyado, en Rad.
Rad.
A2 - A 3 como simple-
C A P I T U L G 1
N T R
O D
. I -
U.C C 1 O N
1.1 GENERALIDADES -
La Industria Metal-mecánica tiene como una de sus ramas principal e s l a matricería, cuya c a r a c t e r í s t i c a más importante es la producción en s e r i e de objetos o piezas que tienen u n a forma determinada, a p a r t i r de una lámina metálica plana.
anos se h a n incrementado ? a s aplicaciones del
En l o s Últimos estampudo
de
la
chapa en todos los sectores i n d u s t r i a l e s , desde l a s construccioLa chapa estampada
se
usa para l a construcción de carrocería de vehículos, piezas
de
nes inás pequeñas hasta l a s más grandes.
avioncs, b i c i c l e t a s , motocicletas, a r t í c u l o s para el hogar, a r t í culos para o f i c i n a s , piezas de motores, e t c . , e t c . El elemento de chapa estampada substituye, en muchos casos, a l a fundición con l a ventaja de tener mayor r e s i s t e n c i a mecánica
y
menor peso, además reduce l a soldadura y t o r n i l l e r í a porque
en
l u g a r de muchas piezas unidas se construye una sóla o por l o me nos se disminuye el número de piezas.
Otra c a r a c t e r í s t i c a importante del estampado de l a chapa es que s e puede producir cn gran número de elementos iguales entre s í y
2
perfectos en menor tiempo y a menor costo. ..-
E l estampado de l a chapa se l o r e a l i z a en máquinas especiales llamadas prensas a través de moldes especiales también llamados matrices del cual s e deriva e l nombre de matriceria, con el
que
se conoce también el estampado de la chapa.
1 . 2 ESTAMPADO Se define con e l término ESTAMPADO a aquel conjunto de operaciones con l a s cuales, sin producir v i r u t a s , sometemos u n a lámina metálica plana, comunmente llamada chapa, a una o más trancforinaciones, con el f i n de obtener una pieza que posea una forma geométrica propia, sea é s t a plana o hueca.
En otros térrr,inos,
chapa es sovetida a una slaboi-ación plástica.
la
La realización
I *.
práctica de e s t a s operaciones se logra mediante dispositivos especiales llamados MATRICES o ESTAMPAS, d e aquí el nombre de MA-
TRICERIA, y aplicadas, según sus f i n e s , sobre máquinas denoniinadas corrientemente PRENSAS.
Las piezas de forma geométrica com-
plicada e i r r e g u l a r , pero que tienen l a c a r a c t e r í s t i c a de e s t a r constituidas de un material de espesor uniforme, pueden obtenerse mediante una sucesión de ESTAMPADOS.
Las operaciones del ES-
. TAMPADO de l a chapa generalmente se dividen en: a ) Cortar,
b ) Dobla. y curvar;
c ) Embutir.
3
Para obtener una pieza acabada de chapa, a veces basta con recur r i r a una sola de estas operaciones y , de un modo particular la primera.
a
Pero no siempre es posible alcanzar este objetivo
con una sola fase de trabajo, porque frecuentemente y según casos s e impone l a necesidad de r e c u r r i r , por l o menos, a dos
los ci.2
l a s fases. Ejemplos: a ) Cortar y doblar b ) Cortar y embutir
Est-os pares de fases pueden ser simplemente nominativos o aparent e s , ya que cualquiera de e l l o s , según l a s necesidades técnicas requeridas, podrían s u f r i r una subdivisión u1 t e r i o r en u n determinado número de operaciones auxiliares y semejantes, para defin i r operación por operación.
Este caso se da con frecuencia pa-
ra l a s piezas huecas obtenidas mediante el procedimiento de embutir. El c i c l 3 del estampado que consiste en una sucesión ordenada de operaciones t e c n o l ó g i c a s q u e transforman p a r t e de una chapa p l a -
na en una pieza de forma definida, depende de diversos factores. 1. De l a forma de l a pieza a obtener 2. De sus dimensiones 3 . De l a calidad del material que constituye l a chapa que se va
a trabajar.
4 En efecto:
1. La forma de l a pieza a obtener impone, de un modo fundamental,
un c i e r t o número de operaciones directamente proporcional a l a complejidad de l a forma misma, en o t r o s términos: cuanto más simple e s una pieza hueca tanto más pequeño es el número de operaciones necesarias para obtenerla; para prilducir
una
simple cazoleta, por ejemplo, pueden s e r s u f i c i e n t e s dos operaciones:cortar e l disco de chapa y embutirlo. 2. L ? s dimensiones de l a pieza influyen igualmente sobre l a
de-
terminacion del número de operaciones necesarias; por ejemplo: para producir una cazoleta muy profunda en relación a su diámetro se necesita,además de l a operación de c o r t a r el disco de chapa, dos o más operaciones de embutir.
3 . La calidad del material que constituye l a chapa a t r a b a j a r in-
fluye también en e l número de operaciones necesarias para o b t e n e r una pieza.
En efecto: mient;*as que un disco de chapa
muy p l á s t i c a permite un embutido profundo, o t r o disco de chapa de igual diámetro y grueso que el a n t e r i o r pero de calidad menos p l á s t i c a , admite un embutido menos profundo.
En
otros
términos: para obtener una misma pieza es necesario un mayor
o menor número de operaciones en relación a l a menor o mayor plasticidad del material empleado.
5
La selección de l a máquina con l a que debe efectuarse u n deterniinado t r a b a j o se hace de acuerdo a la forma y dimensiones de l a pieza a producir.
Para grandes dimensiones, lógicamente corres-
ponderán grandes matrices, aunque es evidente que esto reportará
un citarme gasto.
Por l o cual siempre que sea posible, es conve-
nier.te r e a l i z a r el t r a b a j o de l a máquina de movimiento r o t a t i v o contínuo, donde se aplican simples rodillos en lugar de complicadas matrices, pero esto sólo es f a c t i b l e en c i e r t a s operaciones como l a s de bordonar, ribetear,etc.
Gran parte de l a s operacio-
nes de cortar, doblar y embutir, se ejecutan con matrices monta-
das en máquinas llamadas Prensas. 1.3 PRENSAS, DIVERSOS TIPOS
Las Prensas son máquinas que generan u n movimiento alternativo rectilíneo.
Generalmente están constituidas de:
-
Cuerpo Carro Bancada Accionamiento
- Mecanismos
de Alimentación
El cuerpo o estructura de la Prensa soporta l a s otras partes y se une firmemente al piso o base de custentación; su forma y t a maño v a r í a de acuerdo al t i p o , aplicación y capacidad.
6 El carro es el que tiene el movimiento alternativo rectilíneo y al cual se l e sujeta el punzón o l a placa porta-punzones de l a matriz. Las prensas de simple efecto funcionan con u n carro sencillo, generalmente se emplean para casi todas l a s operaciones de corte, algunas de doblado, embutido sencillo y algunas operaciones combinadas de corte y embutido, realizadas con u n a sola estampa especial provista de mecanismos elásticos. Prensas de doble efecto: Muchas operaciones de estampado deben realizarse en dos acciones d i s t i n t a s y sucesivas, a saber: l a acción de s u j e t a r l a pieza, seguida de l a de embutido, teniendo presente que l a primera fase de sujeción puede también e s t a r precedida por una fase de corte, pero l a s dos primeras fases, corte y sujeción, se consideran siempre realizadas en una sola acción. Para s a t i s f a c e r estas exigencias se construyen prensas especiales llamadas "prensas de doble efecto" o también "prensas de doble acción".
Estas
prensas
tienen l a c a r a c t e r í s t i c a de e s t a r provistas de dos correderas, una de l a s cuales actúa dentro de l a o t r a .
Los movimientos
de
l a s dos correderas se producer, retardados, u n o respecto del o t r o ; el orden de los movimientos respectivos, considerados desde el
p u n t o superior es el siguiente:
7 Tiempo 1: avance h2.cia abajo de l a corredera e x t e r i o r . Tiempo 2: avance hacia abajo de l a corredera i n t e r i o r (retardado).
_-
Tiempo 3: retorno hacia a r r i b a de l a corredera i n t e r i o r . Tiempo 4: retorno hacia a r r i b a de l a corredera e x t e r i o r . La bancada e s t á en l a p a r t e . i n f e r i o r de l a prensa sobre l a cual s e s u j e t a l a matriz.
En algunas prensas e x i s t e un mecanismo, ac-
cionado mecánica , neumática o hidráulicamente, para e x t r a e r pieza embutida
la
de l a matriz.
El accionamiento e s l a parte m o t r i z de l a prensa y que produce el movimiento a l t e r n a t i v o de? carro o corredera.
Según el accio-
namiento l a s prensas se dividen principalinente en: a ) Mechicas I
a .
b) Hidráulicas Las prensas mecánicas u t i l i z a n 'la energía acumulada p o r un vo l a n t e que g i r a a u n número de revoluciones c o n s t a n t e . .
-
El niovi-
miento del c a r r o se consicue por medio de un árbol normal de excéntrica que puede acoplarse y desacoplarse intermitentemente con e l v o l t a n t e , según una determinada frecuencia constante a t r a v é s de un embrague neumático.
El acoplamiento cuando se ex-
cluye e l automático, puede efectuarse a voluntad mediante maniobra a pedal. Las prensas h i d r á u l i c a s u t i l i z a n l a presión hidráulica generada
a por una bomba sobre un líquido, generalmente a c e i t e , el cual
es
transportado mediante cañerías y válvulas al cilindro o cilindros, donde origina
el movimiento del pistón y p o r consiguiente del
carro o corredera. Cuando l a presión hidráulica es generada por una bomba r o t a t i v a
de éinbolos, de alimentación variable, presenta l a característica de conferir a l a corredera de l a prensa l a velocidad máxima cuando l a presión es mínima o nula y l a velocidad mínima cuando l a presión es máxima. En otros términos, la corredera de l a prensa desciende rápidamen-
t e en vacío sin ejercer ninguna presión; seguidamente, iniciándose el estampado de l a chapa previamente puesta sobre la estampa, la velocidad disminuye mientras se desarrolla l a presión máxima (que se requiere al principio del embutido); a medida que v a disminuyendo l a presión requerida locidad de t r a b a j o .
aumenta proporcionalmente l a ve-
Terminada l a f a s ? ú t i l del estampado, l a
corredera de l a prensa retorna hacia l a parte superior con una velocidad mayor, puesto que sólo necesita la presión para vencer el peso de l a estampa y el de l a corredera.
Es evidente, por es-
t e motivo, que l a bomba ofrece los medios capaces de conferir a la corredera de l a prensa varias velocidades que están en
fun-
ción de l a presión requerida. Las prensas hidráulicas se construyen de d i s t i n t o s tamaños y ca-
9 pacidades variando desde: 10 a 160 t o n . las de doble efecto. 60 a 1.600 t o n . l a s de t r i p l e efecto.
C A P I T U L O
11
ANALISIS MATEMATICO 2 . 1 FORMULAS D E DISENO POR RESISTENCIA E l cuerpo de l a prensa es u n marco rígido que está sometido
grandes fuerzas que t r a t a n de separar sus miembros.
a
Estas fuer-
zas sctúan desde el i n t e r i o r del marco rígido hacia afuera, produciendo esfuerzos internos y momentos flectores que son sopor tados por sus miembros. €1 diseño de un marco rígido se l o hace, generalmente, basado en el c r i t e r i o de resistencia; es decir, l a resistencia del ma t e r i a l a l a s cargas a que está sometido, l a cual está dada los esfuerzos permisibles de tensión, compresión y sea l a naturaleza de l a s cargas.
por
corte, sec;Ún
E l método utilizado, cualquie-
ra de los conocidos: Hardy Cross, t r a b a j o v i r t u a l , energía, e t c . ,
t r a t a de obtener, mediante el sistema de prueba-error, cuáles son los momentos de inercia de cada uno de los miembros que
sa-
tisfacen e l c r i t e r i o de resistencia; es decir, los esfuerzos permisibles. E l cuerpo de una prensa hidráulica, en su forma más simple, está
11 representado en l a Figura No 1 y el Diagrama de Deformaciones del
--
Marco de la Prensa está representado en l a Figura No 2A, en
la
cual se muestra l a fuerza actuante o carga aplicada P , los momen-
tos de inercia y l a s deformaciones de cada u n o de los miembros. Los momentos flectores a que e s t á r sometidos los miembros, están
representados en l a Figura No 3. Deducción de l a s fórmulas para determinar l o s momentos flectores y deformaciones de los miembros de un marco rígido, usadas
para
diseño por resistencia. El diagrama del cuerpo l i b r e de cada u n o de los miembros del marco r í g i d o están representados E l ángulo
$3
en l a Figura No 2E.
del miembro A 2 - A 2 es exactamente igual al á n g u l o
4 3
‘del miembro A 3 - A 4 por pertenecer al vértice A,,el mismo que es rígido.
Lo mismo ocurre con los ángulos
E l diagrama del cuerpo l i b r e del niiembro
@
de los demás vértices.
F\2-A3
l o descomponemos
en dos diagramas: uno en que actúa sólo l a carga P y o t r o en que actúan sólo l o s momentos M 1 y Mi y usamos l a expresión de 0 para cada uno de estos diagramas, representados en l a Figura No 28.
La convención de signos que usaremos e s la siguiente: Fuerza hacia abajo:
Positivas
Deflexiones hacia abajo: Positivas
12
CUERPO DE LA PRENSA
-
DIMENSIONES GENERALES
13 FIGURA No 2 A
--f
DIAGRAMA DE DEFORNACIONES DEL MARCO DE L A PRENSA _ I I -
14
FIGURA No 2B
M
v
. 1
1
1 1
‘2
I
I A 2I
I 1
/
\
I
\ \
I
I
I
’j’
‘\, Al
IP
Y
I
DIAGRAMADEL CUERPO L I B R E DEL MARCO R I G I D O
15 FIGURA No-3
PUNTO
DIAGRAMA DE
DE
INFLECCION
MOMENTOS FLECTORES
16
Rotación de ángulos. en sentido c o n t r a r i o del r e l o j :
Positiva
Momentos en e l sentido del reloj:
Positivo
($3
$3
PB 2 16EI 1
=--
=
-
-B-(2Mi 6EI
f
Mi)
Sumando l o s ángulos de l o s dos diagramas del cuerpo l i b r e del miembro A2-A3 e igualando a l ángulo del miembro A3-AI, , tenernos:
Sabemos que M i = Mi ____ PB2 16EIi
--1= B
3M 6E11
, por
lo tanto
D 3M, 6E12
Despejando Mi y eliminando E , tenemos:
17 B
Esta es l a expresión
G Z ~momento
f l e c t o r en ,as esquinas de mar4
co rígido.
El momento f l e c t o r en cualquier punto del miembro
A2-A3 l o obtenemos del diagrama del cuerpo l i b r e :
1
v
= 2
$
= Mi
P
- -P2x
E l momento f l e c t o r a l centro del miembro x =
$ : M2
PB 4
-
= M1
A2-A3
s e o b t i e n e haciendo
(2)
Sumando l a s deflexiones de los d o s diagramas del cuerp:, l i b r e del miembro A 2 - A 3 , tenemos: A23
=
Ab3
+
A23
-- .. PB3
+
48EI1
= -M- -~x B- * 8E11
M1B2 8E11
B2
12EIl
PB 4
Despejando PB de l a ecuación ( 2 ) y sustftuy6ndola en l a expresión a n t e r i o r tenemos:
PB - -Mi 4
-
M2
18
-- -M” - ~
B M ~ ~ , -B‘ M ,~B ~ 12E1, 12E1,
8E11
-- -M i B 2
24EIl
,.M1 2 E~I 1 B
~
B2 A23
=
La deflexión del miembro A3-A4 l a obtenemos del diagrama del cuerPO
libre A34 = MiD 8EI
__I
E l p u n t o de inflexión es aquel en que el momento f l e c t o r es igual
a cero, por l o t a n t o igualando a cero l a expresión del momento
f l e c t o r y despejando x tenemos:
)(
= - 2M1
P
Las ecuaciones de los momentos flectores y de l a s deforinaciones de l o s miembros, usadas para el diseño de un marco r í g i d o , según
el c r i t e r i o de resistencia, quedan resumidas en l a s siguientes:
MOMENTO FLECTOR EN L A S ESQUINAS DEL MARCO
PB x Mi = 8-
B I1
B t-D -
11
MOMENTO FLECTOR EN E L CENTRO DE LOS MIEMBROS HORIZONTALES
M2 = M1
MOMENTO FLECTOR EN E L PUNTO DE I N F L E X I O N
M3 = 0
U B I C A C I O N DEL PUNTO DE I N F L E X I O N DESDE L A ESQUINA
Z =
12
PB - 4
2M 1 P
(3)
19
'*
DEFLEXION DEL MARCO EN E L CENTRO DEL MIEMBRO HORIZONTAL
A l = - 24EI1
DEFLEXION DEL MARCO EN E L CENTRO DEL MIEMBRO VE RT 1CAL
A2
=
(2M2
D ~ M 8EI2
+
(4)
MI)
~
(5)
Previo al diseño de u n marco rígido se establecen sus dimensio nes B y D y l a carga P a la,que va a e s t a r sometido, por l o tant o os consideramos como parámetros en l a s ecuaciones anter ores. Las variables independientes son los momentos de inercia I l e 1 2 .
Para diseñar el marco rígido por el c r i t e r i o de resistencia, generalmente se u t i l i z a el siguiente procedimiento: Se asume varios valores para I i e I 2 y se obtienen los momentos f l e c t o r e s M 1 y M2.usando l a s fórmulas (1) y ( 2 ) . 'Se aplica l a fórmula del esfuerzo por flexión prueba si los valores dados
d
G=Mc y
se com
-
I 1 e I2 permiten obtener valores
de los esfuerzos menores a los esfuerzos permisibles, de l o cont r a r i o se repite el procedimientg hasta encontrar valores s a t i s factorios. Finalmente se comprueba que l a s deflexiones estén dentro
de
c i e r t o s valores o rango de valores pre-establecidos. 2.2 FORMULAS DE DISENO POR R I G I D E Z
Las prensas hidráulicas, que son bienes de capital destinadas a
20
l a producción en s e r i e de objetos con c i e r t o g r a d o de precisión, s e l a s considera máquinas herramientas y por l o tanto el c r i t e r i o --
de diseño usado para su construcción d i f i e r e del usado para el di-
seño de un marco rígido general.
Este c r i t e r i o es el de rigidez;
es decir, l a resistencia del cuemo a s e r deformado por l a s cargas a que está sometido, l a cual está dada por l a deformaci6n unitaria permisible.
En el caso de l a s prensas h dráulicas, es-
t a resistencia está dada por l a s deformaciones un t a r i a s perinisibles de cada u n o de los miembros del marco rígido de que está formado el cuerpo. Para a p l i c a r e l c r i t e r i o de rigidez deducimos l a s ecuaciones necesarias, a p a r t i r de l a s anteriores, en l a s cuales, estableciendo los mismos parámetros, l a s variables independientes serán l a s 'deformaciones unitarias d e cado. miembro del marco de la
prensa
hidráulica. Para esto espresanios l a ecuación (1) de l a siguiente forma:
M 1 z - gPB- X K
K =
(6);
en donde:
B +- D 11
12
Reemplazando esta ecuación ( 6 ) en l a expresión MZ tenemos:
M2
=
PB (K- 2)
8
(7)
21
Reemplazando estas ecuaciones ( 6 ) y ( 7 ) en l a expresión A, obtenemos:
B2 PB -m c 2 -g-
Al
=
A1
=-
B2
24EI 1
(K-2)
-
P B (2K [8
PB3 (3K " = 192EI1
-
+
PB 8 x KI
4 + K)]
4)
(8)
Sustituyendo l a ecuación (6) de M1 en l a expresión A 2 , obtenemos: A2
=
D2 8E12
x pB8 x K
Tomando deformaciones unitarias AL/L tenemos: I '.
E1
=
Al - --PB2 (3K - 4) B 192EI 1
Cambiaremos de signo esta expresión para hacer positivo el valor de c1 puesto que K es sierpre menor que 1 y porque el signo negativo de A l nos indica Únicamente que l a deflexión es hacia a r r i ba.' Luego: €1
=
PB2
192EI 1
E l factor K =
(4
-
3K)
B -
F1 = 11
+ --D 12
BI2~ B 1 2 + DI1
(11-a)
22
PB
y el f a c t o r 192E = R s u s t i t u i d o s e n l a s ecuaciones (10) y (11), nos dan: PB = i g m (4
-
3BIp B12 + DI1
-
PB2 ( 4 B I 2 + 4 D I 1 - 3 B I L 1 192EI1 B12 + D I 1
-
PB2 B I , + 4D1,) 192E11 ( B 1 2 + D I 1
Despejando I2 de l a ecuación ( 1 2 ) , tenemos:
12 =
4RDI1 E ~ B -I RB ~
2
Haciendo cambio de signo y sacando f a c t o r e s comunes, tenemos:
23
Despejando I2 de l a ecuación (13), tenemos: E2
3RD +
=
BI2
1 2 = - 3RD --
DI1
DI1
B
E2B
12--B'DI + 3RD E2B
Las ecuaciones (14) y (15) forman un sistema de ecuaciones simultáneas, cuya solución es l a siguiente
I2
=
I2
=
-
--DI1
+
B
3RDI 1
E ~ B I- ~RB
DI1 + 3RD B E2B
o = -3RD B
(
11 €111
-
R
(14) (15)
- -1 E21
Igualando a cero l a expresión del parentésis, tenemos:
24
Sustituyendo l a ecuación (16) en l a ecuación ( 1 4 ) , r e s u l t a :
DR 1
2
=
-
i
3RD q
z
~
+
g
Estas ecuaciones (16) y (17) son semejantes a l a ecuac-ión de la hipérbola con origen en el punto h , k con a s i n t o t a s p a r a l e l a s a l o s e j e s de coordenadas: (X
-
a2 h ) (y - k ) = -2= c
haciendo k = O
C
Y
= -X -
La ecuación (16) I1 =
€1
h R
-
E2
es s i m i l a r a l a a n t e r i o r .
Despejando y en l a ecuación de l a hipérbola, tenemos: (x-h)(y-k) = c
y - k =
C
X
- h
25 y = x - h
+k
La ecuación ( 1 7 )
12 =
similar a la - DRm 3RD +es -
anterior. Las gráficas de estas ecuaciones están representadas en l a s figuDichas figuras nos permiten deducir l a s siguientes
ras 4 y 5. condiciones:
1. Físicamente estas funciones se cumplen sólo en el primer cua-
drante. (Líneas gruesas) , pués no existen momentos 'de inercia negativos. 2. La gráfica de I 2 no es contínua en el primer cuadrante, a di-
ferencia de Il.que s í l o es. 13; La gráfica de I 2 atraviesa el e j e
por l o tanto un valor cero.
3 - - 1 E2
El
-
€2
3kD
en el p u n t o 1, teniendo
Igualando a cero l a ecuación ( 1 7 )
tenemos : DR 1 2 = - - + 3 -
E,
= u
26
FIGURA 'N 4-
I E2:CONS [ANTE
VARIACION DE 11 E 1 2 EN FUNCION DE MANTENIENDO € 2 CONSTANTE
11,
27 FIGURA N o-5
'
1 1
I I L
V A R I A C I O N DE 1 1 E
12
EN FUNCION DE
MANTENIENDO
~1
CONSTANTE
EZ,
28
4. Las gráficas de I1 e I2 se cortan en el punto 2 , teniendo por l o t a n t o un mismo valor.
Igualando entre s í l a s ecuaciones (16) y (17) tenemos: 11 =
1
E l
-
€1
-
E2
1 E2
-- -
D B(E~
D (1 + E )
-
€2)
12
+ -E3 D~
B
3D
= o - &T
Multiplicando toda l a expresión por E ~ B(
-
E ~
c2)
tenemos:
En l a figura N o 5, en el primer cuadrante analizamos t r e s zonas, l a s riisrnas que están delimitadas por '!os e j e s 1, a ' , b ' , c ' . 1 . Para el rango comprendido entre los e j e s 1 y a ' tenemos I2 > 11,
tendiendo I2 a l i n f i n i t o a partir del punto 2 , a medida que c 2 tiende a cero. El p u n t o 2 e s u n punto de equivalencia entre Il e
12,
resultando inadecuada cualquier solución en esta zona
dado el a l t o valor de 1 2. Para el rango definido por los e j e s a ' y b ' tenemos I1 > Ip
29 variando I 2 desde 2 hasta 1, punto en e l cual I 2 = O , condición
que nos permite obtener soluciones aceptables, pués a l hacer I 2 cercano a cero,I1 t i e n e un valor f i n i t o , lográndose de esta manera una solución para I1 e 1 2 e n e l punto 2. A s í : E2
=
3D -B + 4 D El
1 2 = 11 =
-
R .E1
-
E2
+ 4D)
R(B
E ~ ( Bi- 4 D - 3D) R(6
i-
4D
l 2 =-& Y una solución para e l . I 1 e I 2 en el punto 1, a s í : 3 3
€2
= -
12 = Il =
11 =
4
€1
o R E1
-
.
E2
R
d 1
3 - 4)
\
30 3. Para el rango limitado entre los e j e s b ' y c ' , limites entre
los cuales se observa que I1 tiende hacia el i n f i n i t o mientras que I p se hace negativo tendiendo al i n f i n i t o , l o cual hace f í sicamente imposible cualquier solución comprendida entre e l l o s . 4. A p a r t i r del e j e c ' t o d o incremento del valor de nes no ajustadas a l a realidad. lución está en el que se asigne a
20
E ~ ,
da solucio-
En consecuencia, nuestra so -
rango, es decir, para cualquier
valor
puede variar entre
Esta condición de variación de
nos ofrece una gama de solu-
ciones que van desde I2 = O hasta I 2 = I1. Analizando desde el p u n t o de vista práctico establecemos qle una prensa hidráulica construida de tal manera, teniendo los mie:iibros horizontales y v e r t i c a l e s , con sus momentos de inercia iguales resultaría en una prensa excesivamente rígida y demasiado pesada. Tal vez, esta solución es aceptable desde el punto de vista matemático, pero no l o es desde el p u n t o de v i s t a técnico y económ.ico. La solución
12
= O
es aceptable matemáticamente pero físicamente
imposible por l o que nuestra solución más aceptable sería aquel l a que tenga u n valor de I 2 cercano a cero. Este valor podemos obtenerlo usando l a s especificaciones para el diseño de estructuras para grúas deslizantes o monorrieles
las
31 cuales establecen que se debe diseñar l a estructura aplicando en
l a parte superior una fuerza l a t e r a l imaginaria, igual al 20 por ciento de l a suma de l a carga y el peso de l a grúa
(1).
A l usar estas especificaciones l a carga l a t e r a l será igual al 20
por ciento de la carga de diseño. En l a figura No 6 se muestra un marco rígido sometido a una fuerza
lateral superior cuyo momento f l e c t o r está dado por la siguiente ecuación, ( 2 )
Como en el cuerpo de l a prensa 11
= 13
tenemos:
Usando l a ecuación del e s f u e r z o G por momento f l e c t o r y substituyendo P1 por su equivalente 0.2P, tenemos:
12
=
M i ic 2
G
0.2PD -- PD Mll = 4 20 12
=
PDcL -
20G
32 F I G U R A No 6
6
1 l I
1
I I t
-,I
'2
12
--
I
I I
I
!
I
I
EFECTO DE UNA CARGA L A T E R A L SOBRE UN MARCO R I G I D O
33
Este e s el valor mínimo que debe tener I 2 para obtener una rigidez l a t e r a l adecuada.
Haciendo l a s substituciones respectivas obtene-
mos l a s fórmulas de l o s momentos f l e c t o r e s , momentos de inercia y
esfuerzos en función de
~1
y
~ 2 .
La constante K s e l a puede expresar en función de R
Reemplazando
12
K =
-
DR B ( E ~-
E ~ :
de l a ecuación ( 1 7 ) e Il de l a ecuación (16)
DR B(EI
y
+
3RD 1-
E ~ ) E 2B
3RD
€ 2 )
+--] +D E ~ B
R E I - ~2
K = 1-*
Reemplazamos K en l a s ecuaciones ( 6 ) y ( 7 ) :
34
PB M2 = (K 8
-
2)
(7)
Reemplazando R = PB2 en l a s ecuaciones (16) y ( 1 7 ) : i92E
Las ccuaciones de los esfuerzos f l e c t o r e s l a s obtenemos a p a r t i r de l a fórmula general
Mc G =I , tomando
momentos:
PB
G1=
8
I1
E2
+
3(€1 PR
€2)
1C l
e l valor absoluto de
los
35
-
PB -
8 PBD
-3
E
3(E12- E * ) 1 c2.
mk- -
8Ec 2~ D
El
l-
E2
I
2
Los miembros verticales están sometidos a l a tensión directa de I
*.
l a carga de diseño, por lo t a n t o tienen esfuerzos de tensión directos que deben sumarse a los esfuerzos de tensión por flexión:
E l siguiente es el
resumen
de l a s fórmulas que usaremos para
el diseño del cuerpo de l a prensa: €2
=
3 4
E1
36 Mi
PB = -
8 [1
-
P ú22= -2A 1 6 2
=
G 2 1 +G22
€2
3(€1
-
€2)
1
CAPITULO
111
DISENO DE LA PRENSA El estudio de mercado realizado por CENDES: "Prensas Hidráulicas para trabajo en metales", indica l o siguiente: Las prensas hidráulicas u t i lizadas propiamente para producción industrial totalizaron 119 unida des de l a s cuales 69 máquinas, equivalentes al 58%, fueron de pequeña capacidad, o sea comprendida entre 10 y 100 toneladas.
Las prensas
de mediana capacidad comprendidas entre 100 y 600 toneladas sumaron 45 unidades, representando el 38% del t o t a l .
Las prensas de gran t o -
nelaje o sea l a s de más de 600 toneladas, totalizaron apenas 5 niáquinas" ( 4 ) .
Estos resultados fueron tomados en el área andinia, para el Ecuador, iadica l o siguiente: "El mercado ecuatoriano r e g i s t r ó u n a demanda de 18 prensas, de l a s cuales 10 fueron para servicie0 y mantenimiento
mientras que l a s 8 restantes correspondían a la1 línea de producción industrial, destacándose l a s de baja capacidad c o n 6 unidades, mien-
tras que l a s de mediana capacidad sumaron sólammte dos.
Las
pren-
sas de más de 600 toneladas todavía no encuentran mercado en Ecuador. La demanda nacional de prensas industriales, s e concentra en tonelaj e s de 60, 80, 100 y 150 toneladas, especialmenitte" ( 4 ) .
38
Este estudio de mercado, demuestra l o siguiente: 1. Las prensas hidráulicas de t i p o industrial con mayor demanda son
l a s de bajo y mediano tonelaje. 2. Estas prensas s e fabrican bajo pedido y especificaciones'dadas.
Por l o t a n t o , para e s t e diseño, estableceremos l a s siguientes especif icaci ones :
Capac i dad:
250 toneladas
Carrera :
30 pulgadas
Abertura Máxima:
54 pulgadas
Abertura Mínima:
6 pulgadas
Dimensiones de l a mesa:
48 x 66 pulgadas
Dimensiones del carro:
42 x 60 pulgadas
Efecto :
'
Operaci ón :
Simple efecto Semi-automático
3.1 Diserio Estructural del Cuerpo de l a Prensa
Para e l diseño e s t r u c t u r a l del cuerpo de l a prensa debemos prime-
ro escoger l a s dimensiones generales de l a prensa, l a s cuales l a s obtenemos a p a r t i r de l a s dimensiones dadas en l a s especificaciones: Carrera, Abertura máxima y Tamaño de l a mesa. Las dimensiones generales seleccionadas s e muestran en l a figura No 1.
Para l a aplicación de l a s fórmulas en el diseño estructu-
39
r a l s e usan l a s dimensiones e n t r e l o s ejes de l o s miembros, según se indica en l a figura No 2A. Los valores de l a s deflexiones u n i t a r i a s
A L I L permisibles, l a s t o -
mamos de acuerdo a l t i p o de diseño a l que s e va a a p l i c a r l a es t r u c t u r a , según e l siguiente rango ( 2 ) : Tipo de Diseño:
Rango de variación de AL/L
Estructura 1 :
0,0005 - 0,004
Máquina herramienta:
0,00001 - 0,0001
Máquina herramienta de precisión: 0,000001 - 0,00001 Para e s t e diseño usaremos como valor máximo permisible l a deflexión u n i t a r i a correspondiente a l valor medio del rango e s p e c i f i cado para máquinas herramientas: J *.
AL/L = 0,00085
Se escoge este v a l o r porque los productos que s e fabrican en est a s prensas de mediana capacidad,
rio
requieren a l t a precisión.
Como se indica en e l Capítulo 11, l a solución a e s t e diseño e s t á
en el rango de variación de
definido por l o s e j e s a ' y b ' , es
d e c i r que para cualquier valor que asignemos a = 0.00005,
€1
, en
e s t e caso
puede v a r i a r e n t r e
l o cual nos ofrece una gama de soluciones que van desde 12 = 11 hasta I 2 = O.
-
40
Sustituyendo los s i g u i e n t e s valores en l a s ecuaciones (18) y ( 1 9 ) obtendremos e l rango de variación d e c 2 : ~1
= 0,00005
B = 78" ( F i g . No 2A) D = 138" ( F i g . N o 2A) 3
E2
=
4
E1
=
q3
(0,00005)
(18)
€2
= 0,0000375
E2
=
E2
3D B + 4D
E1
(19)
78 + 4 138 x 138 x 0,00005 0,000032857
Estos dos valores de
son los extremos de su rango de varia
-
ción dentro del cual se dan soluciones p r á c t i c a s . Para los valores extremos s e obtienen los s i g u i e n t e s valores.de los momento.; de inercia:
a)
= 0 , 0 0 0 0 5 ; ~=~ 0,000032857
P = 250 Tn. = 550.0001bs 550.000 x 78' Ii=192 x 30 x 106(0,00005 - 0 , 0 0 0 0 3 ~ ~
I i = 33.887,73 Pülg'!
41
550.000 x 78 x 138 3 192 x 30 x l o 6 '3,2857 x 10-5
=
12
1 (5- 3,2857)xlO-5
33.888,92 Pulg?
1 = 2
Si usamos el valor exacto de
obtenido de l a ecuación (19) ob-
tendremos l o s siguientes valores: 11 = 33.888,0209 Pulg?
I2
= 33.888,0208 Pulg?
Los cual nos indica que l o s dos momentos d e i n e r c i a son iguales
b ) Para el v a l o r del o t r o extremo del rango d e variación de c 2 , t e -
nemos : 61
= O , 00005
E2
= 0,0000375
550.000 x 782 11 = 192 x 30 x l o 6 (0,00005
il
= 46.475
12 =
12
-
0,00003751)
Pulg!
550.000 x 78 x 138 3 [3,75 x 10-5 192 x 30 x 1 0 6
-- 550'000
78 138 [0,8000 192 x 30 x l o 6
-
75
-
1 . 3,751 x 10-51
0,8000)
Como el parentésis s e hace igual a cero, tenemos: 12
=
o
Vemos entonces que para mantener el v a l o r d e c1 en su v a l o r máximo
1
42 de 5 x l o m 5 , l o s momentos de i n e r c i a de l o s miembros horizontales
y v e r t i c a l e s deben v a r i a r e n t r e l o s s i g u i e n t e s valores:
Del c a p i t u l o 11, vemos que e l v a l o r de 1 2 , no debe s e r menor que
el obtenido por l a fórmula (22).
1 2 = 550.000
= 948,75 pulg:
138 20 x 24.000
Si mantenemos c1 constante e igual a 0,00005y hacemos v a r i a r dentro del rango e s t a b l e c i d o
obtendremos l o s valores de 1, e 1,
a p a r t i r de l a s fórmulas (26) y ( 2 7 ) según s e muestra en e l cuadro N o l .
E l v a l o r de 1, que s a t i s f a c e l a condición impuesta por l a fórmul a ( 2 2 ) s e obtiene cuando:
=
0,00003735
550.000 x 782 11 = 192 x 30 x 106(0,00005
-
0,00003735)
11 = 45.923,91 pulgadas 4
550.000 x 78 x 138 3 1 '3,735 x l o m 5 - ( 5 - 3,735) x lo-?] 192 x 30 x 106
12
=
12
= 1.305,22 Pulg4
Este v a l o r e s mayor que e l mínimo permisible, 948,75 pulg?, obtenido por l a fórmula (22).
43
CUADRO No-1
31
x 10-5
5
5
12
x lo-!
3,75
3,745
'5
3,74
5
5
3,735
11 P u l g 4
12
Pulg4
46.475
O
46.289,84
437,37
3,73 _.---
~~
46.106.15
872,43
45.923 , O 1
1.305,22
VALORES DE L O S MOMENTOS DE I N E R C I A DE LA PRENSA CON D I F E R E N T E S VALORES DE
€2
45.743,11 1.735,77
44
Estos valores de 11 e I 2 se toman como base para dimensionar los miembros horizontales y verticales.
Los mismos que ocupan u n a
distribución como muestra l a figura No 7. Esnecesar7o encontrar el arreglo adecuado de l a s planchas que satisfagan l o s valores de 11 e 12 obtenidos previamente con l a s fórmulas ( 2 6 ) y ( 2 7 ) .
Esto se hace mediante el uso de l a siguien-
t e fórmula (Referencia 2 ) : .
11 =
12 =
N x t x h 3 12
-6
.
d’ (3bl + d l )
(33)
En l a figura 7 se muestran l a s secciones transversales de l o s rniembros. Dando diversos valores a l a s variables de l a s ecuaciones (32) y (33) obtenemos varios valores de I1 e I 2 indicados en el cuadro
No 2. De esta manera: Ii
=
N x t x h 3 12
Para I l 1
N = 2
t = 1 pulg. h = 54 p u l g .
111 =
*
12
543 = 26.244 pulg?
45 FIGURA No-7
II
11-
:j:
-
"-11
4P' DIMENSIONES DE LA ESTRUCTURA DE LA PRENSA __---.l____l---~
I___-______--_I__
h
46 CUADRO N o-2
MOMENTO DE I N E R C I A 11 -CON VARIOS ESPESORES DE PLANCHAS DE ACERO
t Pulg
1
2
h
111
112
Pulg.
Pulg4
Pulg4
48 46 5/16
3/4
46 5/16
33.111,l 12.416.7
1
53 13/16
3/4
53 13/16 48
3/4
48
11
54
2-
4.794
36.864
1
1
Peso 11 lbs. [;=Iii+ 112
1
25.971,6 19.478,7 18.432 26.648 26.244
54
19.683
45.450,3
4.702,7
th. 46.080
5.592.5
_.
45.927
719 ,O9
MOMENTO DE I N E R C I A 1 2 CON V A R I O S ESPESORES DE PLANCHAS DE ACERO
‘t
Pulg
.
P U bl.
dl
Pulg
.
12 pulq4
Peso l b s .
1/4
3/8
u 2
_-
5/8
47 3/4
47 3/4
47 3 / 4
47 3/4
11 5/8
11 5/8
11 % / 8
11 5/8
872,08
1308,lZ
1.744,
2.180,2
3.182
4.743
6.2’96.8
I
d
47 Para
112
N = 2
t
= 0,75 p u l g .
h = 54 p u l g .
I1 = 45.927 P u l g ;
Este v a l o r es mayor con 3 unidades que 45.923,91 obtenido con l a fórmula ( 2 6 ) , que podemos c o n s i d e r a r l o i g u a l .
6
(3b, + d,)
d:
0,375 p u l g . 11,625 p u l g . 47,750 p u l g .
6 (11,625)2 ( 3 x 47,75 + 11,625) 1.308,12
pulgadas 4
Este v a l o r es mayor con 3 unidades que 1.305,22 obtenido con l a fórmula (27), que podemos c o n s i d e r a r l o i g u a l . Con l a s fórmulas (24) y (25) calculamos l o s momentos f l e c t o r e s . Mi = PB 8
Mi
zz
- *,]
550.000 x 78 8
(24)
El -
M i = 84.782,6 lbs-pülg.
3,735 x 10-5 3(5 - 3,735) x 10-51
48
M2 M2
550.000 x 78 3,735 x i o - 5 8 + 3 ( 5 - 3,735) x 1 0 - 5 1 =-lo. 640.217,39 1bs-pülg. =
~
Con l a s fórmulas (28), ( 2 9 ) , ( 3 0 ) y (31) calculamos l o s esfuerzos.
c1 =
24
=
27 pulg. Fig. 7 27 ( 5
'O6
30
-
2 x 3,735) x 10'5
78
6,= 6.853,84
lbs/pulg2
~ ED c __~ E ~
G 2 1 =
~2
(29)
= d1/2
- 8 x 3 0 ' x l o 6 x 5,8125 x 3,735 x 138 I
*.
G 2 ,= 6 2 2
377,56 lbs/pulg?
=P x
El termino A l en la fórmula a n t e r i o r es el área de la sección transversal de cada uno de los miembros v e r t i c a l e s . Al
= 47,75 x 11,625
Al
= 43,9688 Pul92
G22
47,O x 10,875
- 550.000 - 2 x 43,96138
G22= 6.2554,44
G,
-
=G21 + (1;2
lbs7pulg2 '
P
50 E l t i p o de soldadura depende de l a s condiciones del diseño y puede s e r : De r a n u r a , de f i l e t e o de t a p ó n ; para l a s cuales se pueden usar varias preparaciones de los bordesa.unirse, t a l e s como: A tope, en "V", en Bisel, en "J" y en " U" .
La elección entre dos o más tipos de unión no siempre se hace ú n i camente en función del diseño, sino también tomando en cuenta el costo.
Esto s e i l u s t r a en l a Fig. 8 en donde l a s curvas muestran
la diferencia de costo e n t r e u n a soldadura a f i l e t e a 45" y
dos
tipos de soldaduras de ranuras en "T" ( 2 ) . Para obtener una resistencia completa con soldadura de f i l e t e (Cur-
va A ) l a longitud de los lados de la soldadura debe s e r alrededor del 75% del espesor de l a placa.
Una r e s i s t c n c i a completa puede
también obtenerse biselando a 45" ambos lados de l a placa y espaciándola de t a l manera que tenga una abertura de 1/8" de pulgada en l a r a í z , para conseguir u n a penetración completa (Curva B ) .
Ld
cantidad de soldadura necesaria para, e s t a unión comparada con la necesaria para una soldadura a f i l e t e , var'ba desde 75% para una placa de una p u l g a d a de espesor hasta 56% para una de 4 pulgadas. Para placas con espesores de hasta 1 1 / 2 pulgadas, el costo extra de b i s e l a r l a placa y l a necesidad probable de usar una corriente de soldar más b a j a en l a ranura a 45", t i e n d e a elevar el costo t o t a l de l a soldadura para e s t e t i p o de u n i 6 n .
Pero para placas
más gruesas l a reducción en la cantidad d e metal de soldar (elcc-
51
FIGURA No-8
c
5 2 El J L
4
CURVA DEL COSTO RELATIVO DE SOLDADURA POR RESISTENCIA COMPLETA DE LA PLACA
52
trodo) es 1 o suficientemente grande para sobrepasar cualquier cos-
t o extra en l a preparación de biseles. También puede obtenerse una soldadura de resistenc a completa, D i selando a 60" ambos bordes áe l a placa (Curva C ) y formando con l a soldadura u n f i l e t e de 60".
La profundidad m í n
nia
del bisel y
el lado adicional del f i l e t e , sumados, son iguales al 29% del espesor de la placa.
Para todos los espesores de placas, la canti-
dad de soldadura necesaria para e s t e tipo de unión es aproximada-
mente, l a mitad de l a correspondiente a soldadura de f i l e t e .
Es-
t a unión tiene la ventaja adiciondi que se puede usar una corrient e de soldar a l t a , similar a l a usada en soldadura de f i l e t e .
En l a figura N o 8.podemos observar que el p u n t o de corte entre l a curva de soldadura a f i l e t e y la de doble bisel a 45", de peneI *.
tración completa, es cerca de 1 1 / 2 pulgadas de espesor.
El p u n t o
de corte con l a curva de la soldadura de bisel a 6 0 ° , de penetración parcial, es cerca de 1 pulgada de espesor.
La posición re -
l a t i v a de estas curvas variará de acuerdo a l o s costos de solda
-
dura y corte usados. Tomando como base esta gráfica de la Fig. No 8 usaremos uniones tipo f i l e t e para u n i r todas l a s partes de l a prensa que están f o r madas por placas de 9 pulgada de espesor o menos. El miembro horizontal y el vertical del cuerpo de l a prensa se
53 unen a 5 13/16
pulgadas de l a intersección de sus líneas de centro,
según se muestra en l a Fig. No 7 , por l o tanto, diseñaremos
la
unión soldada en e s t e punto en el cual l a soldadura e s t a r á sometida a l a acción de esfuerzos de corte y de flexión l o s cuales según
l a 'icbla N o 1, se obtienen con l a s siguientes fórmulas. (Referencia 2 ) . f v = -- V
Aw
ff =
M sw
f r = /fG + fF
%
Según el diagrama del cuerpo 1 ibre del miembro horizontal unión con el miembro v e r t i c a l , Fig.
v= Mx =
142
, en l a
2B, tenemos:
550'000 = 275.000 l b s . Mi
- VX
X = 5,8125 pulg. Mx = 84.782,6
-
Mx =-1'513.654,9
Aw
54 x 8 = 432 pulg.
275.000 x 5,8125
Ibs-pulg. Esto es l a longitud t o t a l de l a soldadura considerando que son cuatro placas soldadas a cada lado de e l l a s .
54
No1
T A B L A
FORMULA €STANDARD
DE
TIPO
CARGA
L A SOLDADURA DE
DISE NO
CONSIDERADA COMO UNA L J N E b
E 5 FUERZO
FUERZA
LBYíN2
SOLDADURAS FUERZA
P R I M A R 1AS
I N T E G R A TKANSMITIDA E N ESTOS PUNTOS
, TENSION ----c
O
' P G:-
P
f :Aw
A
C O M P R E 51 O N
CORTE V E R l l C A C
G
- AV
Aw
M
FLEXION
5:-
SE C U N DA R 1AS
SO L D A DURAS
I
L A S SECCIONES J U N T A S
HOR I 2 O F! TAL
VA Y
í6 :-
It
E S C U E R Z O BAJO
1:-
VA Y
In
T--h
-
-@#
.-c
A-AREA
sw
TC J
1 O R SION
COR iE
M
f,-
6:--
s
PARA M A N i E N E R
--V
f,
COMPRENDIDA
EN
CORTE HORIZONTAL POR TORSION
LiNEA
6 ' .-
T 2A t
MtDlA
FUERZA RESISTENTE ___ PERFIISIBLE DE
LA
SOLDADURA ( 2 )
f
1
:-
2A
55 Sw =
6' 3
según t a b l a 2; para cada una de l a s c u a t r o placas que forman e l miembro horizontal ( 2 ) .
sw
d2
=
3
-
-
542 = 3.888 pulg? 3
Sustituyendo valores en l a s ecuaciones ( 3 4 ) , (35) y ( 3 6 ) , tenemos: fv = 275'000 = 636,57 lbs/pulg. 432 f - - 1'513*65499 - 389,31 lhs/pulg. f 3 . ~ 8 8 ~ -
La fuerza permisible a l a que puede someterse l a soldadura se l a
obtiene de l a s fórmulas de l a t a b l a N o 3 ( 3 ) . (37 1
K1
=
(J Min.
Máx.
Los esfuerzos en e l cuerpo e s t r u c t u r a l de l a prensa varían desde
G i n . = O , cuando e l p i s t ó n del c i l i n d r o h i d r á u l i c o va hacia a r r i ba, hasta un máximo
GMSx.
= 6.853,84 lbs/pulg2 cuando e l pistón
baja en su c a r r e r a de t r a b a j o .
E s t o también ocurre en l a solda
dura de l a s uniones de l o s miembros, por l o t a n t o e l valor de K
es cero, ver f i g u r a N o 9. ( 3 ) .
- 5. lOOw f, -1 -O2
-
56
FlEX
DEL EJE
(ALREDEDOA
ZI-pb-i-i X- - -
-*d
ION HORIZONTAL
X- X )
2
Srz-
6
Sra
3
Sw.
bd
J W C
d2
5 w i bdt-
2[2 b + d)
I b drd’
’>
PARTE W E R I O R
Sxr b
l
4bd.
d2
PARTE ‘WFERiQR ,b$+
7 \b t PARTE YJPERIOR
Sr.
b + d F A R T E INFCRIOR
d’ T
t
?ARTE SlJi“ERIOR
S r a
b d r
SWiZbd
6
PARTE INFERIOR
CARTE SUPERiOR
swr-z
¿]’
di32
d2
d3 Jd
Jrr
da(4bt d )
(b * d )
ba
+tB
PARTE INFERIOR
A2 3
t-
d 3
1 I w i
Zb
3
6bd2+ 6
d’
PROPIEDADES DE LA SOLDADURA,CONSIDERADA COMO UNA LINEA
(
2
57
T A B L A
2 ' 000.000 Ciclos
N g -3
600.000 Ciclos
1
100.000 Ciclos
IQ
ue no ex ceda de
1 - 2/3 K
a filete. Metal base en compresión unido con s o l dadura a f i l e -
PI
Pl
A
@
@
I
1
P, psi
Soldadura a tope en tensión. Sol dadura a toDer en compresión Soldadura a tope en c o r t e
1-K
w-
(9> '= 9,000
K pei 1-2
'= 1 0L 000 - psi K
I
13 O00 '= l . pei -
1-2
1-2
-ry=' - 2K 1 - 2K
8800 a
f = -
7100w Ib/in.
~
Ib/h.
Adaptada de l a s especificaciones AWS para puentes P, = Esfuerzo Permisible en Canpresión para e l Metal Base Pt = Esfuerzo Permisible en Tensión para e l Metal Base
ESFUERZOS
13,000 psi
DE F A T E PERMISIBLES PARA ACEROS
A7, A373, A36, Y SUS SOLDADURAS ( 2 )
8 8 0 0 a Ib/in.
58 FIGURA No 9
min
:+
mux
K:+l ( Esta bi c 1
rn
TIEMPO
W
-
min-0
K- O
K: - I 1 1n v er s ion cempki a
I
1 I E MP O
VALORES DE
K1
PARA DIFERENTES CONDICIONES
DE ESFUERZOS MAXIMOS Y FlINIMO>~
59 f p = 5100w Lbs/pulg. Igualando l a f u e r z a r e s u l t a n t e f r a l a f u e r z a permisible f p de l a
sol dadura obtenemos w .
__
746,18 - 0,1463 pulg. 5.100 -
El tamaño de l a soldadura a a p l i c a r s e en una unión depende también del e s p e s o r del m a t e r i a l a s o l d a r , en este caso del e s p e s o r de l a s planchas que s e van a unir.
En l a
tabla
NS
4 , se da e l tamaño
mínimo de l a soldadura tomando en c o n s i d e r a c i ó n e l e s p e s o r de l a plancha más delgada y en l a Tabla No 5 se da e l tamaño mínimo de l a soldadura tomando en cuenta l a plancha más gruesa ( 2 ) .
De acuerdo con e s t a s t a b l a s para l a plancha más delgada que es 3/8, corresponde un tamaño mínimo de soldadura de 3/16" I
=
0,1875"
y
a <
para l a plancha más gruesa que e s 1" corresponde un tamaño iníninio de 5/16"
=
0,3125", e s t o s tamañ9s mínimos son mayores que e l tama-
ño r e q u e r i d o que es 0,1463 p u l g .
Lo cual nos i n d i c a que podemos
u s a r l o s tamaños mínimos con toda s e g u r i d a d . Por l o t a n t o , el tamaño de l a s5:dadut-a que usaremos en l a unión d e l o s miembros v e r t i c a l e s con l o s h o r i z o n t a l e s s e r á de 5/16", en cordones c o n t í n u o s . ' Los miembros v e r t i c a l e s e s t á n sometidos a l a f l e x i ó n c o n s t a n t e
del momento f l e c t o r M i y a l e s f u e r z o c o n s t a n t e o r i g i n a d o por l a
60 T A B L A
Diseño p o r R i g i d e z
-----
*Estos v a l o r e s han s i d o a j u s t a d o s p a r a concordar con l o s valores mínimos recanendados por l a Sociedad Americana de S o l dadura (AWS)
. TAMAÑO MINIMO
DE L A SOLDADURA,
CONSIDERANDO L A PLANCHA MAS DELGADA ( 2 )
61
T A B L A
No 5 -
ESPESOR DE L A PLACA MAS GRUESA
TAMAÑO M I N I M O DE
DE L A UNION
LA SOLDADURA
t
u
(PULG.)
Hasta 1/2 P u l g . i n c l u s i v e
3/16
Sobre 1/2 h a s t a 3/4 P u l g .
1/4
Sobre 3/4 h a s t a 1 1/2 P u l g .
1
5/16
I
Sobre 1 1 / 2 hasta. 2 1/4 P u l g .
3/8
Sobre 2 ¡/4
1/2
hasta 6 P u l g .
Sobre 6 P u l g .
TAMAÑO M i N I M O DE L A SOLDADURA, CONSIDERANDO L A PLANCHA MAS GRUESA ( 2 ) .
5/8
62
fuerza del pistón durante e l t r a b a j o de embutido; por l o tanto,
l a soldadura calculada se r e f i e r e unicamente a l a s planchas que forman l o s miembros horizontales.
Para l o s miembros v e r t i c a l e s
usaremos soldadura contínua de 3/16", que es el mínimo requerido, indicado en la Tabla No 4 , para crlir l a s planchas que forman d i - ' chos miembros.
3.3 DISENO DEL CILINDRO HIDRAULICO Y SIIS COMPONENTES IMPORTANTES El c i l i n d r o hidráulico está formado por el c i l i n d r o propiamente dicho y el vástago, según se indica en l a figura N? 10.
El c i l i n -
d r o s e l o calcula como de paredes gruesas sometido a presión interna, para l o cual s e usan l a s siguientes fórmulas de l o s esfuerzos ( 7 ) . I
-.
Gt
=
a 2 t b: a L - b:
Po
Los c i l i n d r o s hidráulicos s e los construye de hierro fundido p a r a
presiones bajas, hasta 1.OOOPSI; y de acero fundido, acero forjado
o tubos de acero para presiones mds a l t a s . Para aplicaciones generales de l o s c i l i n d r o s hidráulicos l o s esfuerzos radiales
Gr
y de c o r t e
G no son de una magnitud conside-
rable para a f e c t a r 10s esfuerzos r e s u l t a n t e s , por l o tanto el es-
63 fuerzo 'tangencia1 Gt s e l o usa como c r i t e r i o de diseño.
Los esfuerzos permisibles dependen del t i p o de material y de l a a p l i c a c i ó n del c i l i n d r o .
Los s i g u i e n t e s valores serán considera-
dos ( 7 ) : Hierro fundido: Acero:
6.000 lbs/pulg2
12.000 I b s / p u b 2
Aleación de Acero:hasta 85.000 Ibs/Pulg2 La selección de l a s dimensiones'del c i l i n d r o , e s d e c i r : Sus diámetros e x t e r i o r e i n t e r i o r , a s í como l a presión de t r a b a j o e s un conipromiso e n t r e l a potencia hidráulica y l a velocidad de t r a b a j o . De l a s s i g u i e n t e s fórmulas tenemos ( 7 ) :
HP
=
0,0005833Q x
(43 1
PO
Sustituyendo l a s expresiones de p o y Q , ecuaciones ( 4 1 ) y ( 4 2 ) .
en l a ecuación (43) , tenemos: HP = 0,0005833 :
'
?
HP = 0,0005833
nb5V1 231
--
V231P
P
(44 1
Venios entonces que para una capacidad determinada, P , o t o n e l a j e 3
64 de una prensa hidrául i c a , l a potencia h i d r á u l i c a requerida para l a r e a l i z a c i ó n de su t r a b a j o depende Únicamente d e l a velocidad del vástago V I o velocidad de t r a b a j o . Para embutición, l a velocidad de t r a b a j o e s t á influenclada por e l espesor de l a chapa o lámina y por l a s c a r a c t e r í s t i c a s f í s i c a s de l a misma.
Generalmente es necesario determinar mediante expe-
rimentación, con muestras de l a lámina, l a velocidad Óptima
de
A l metal debe d á r s e l e l a lubricación adecuada para que
trabajo.
fluya con f a c i l i d a d , de l o contrari'o pueden o c u r r i r f r a c t u r a s .
En l a t a b l a N o 6 se dan velocidades t e n t a t i v a s de embutición que pueden usarse para condiciones promedios y c o r r e g i r s e aumentán dolas o disminuyéndolas de acuerdo a l a a p l i c a c i ó n e s p e c í f i c a ( 1 0 ) . Sustituyendo en l a ecuación (44) e l valor d e P tenemos:
HP
=
0,0005833 x V i x 550.000 23 1 I
HP
=
1,3888 V i
S i usamos e l v a l o r t e n t a t i v o promedio de
Vi
=
55 Pies/rnin., dado
en l a t a b l a No 6 , obtendremos una potencia h i d r á u l i c a de:
HP
=
1,3888 x 55 x 12
HP = 916,61
1'
j
>
.
Esta potencia e s excesivamente elevada para u n prensa de 250 t o neladas, l o cual s e debe Únicamente a l a velocidad seleccionada
65
T A B L A No 6I
ESTAMPADO F.P.M.
BRUÑIDO F.P.M.
M A T E R I A L SIMPLE ACCION
DOBLE ACCION
Aluminio
175
100
Aleación Fuerte de Aluminio
...
30-40
Latón -
200
100
-
Cobre
150
Acero
55
Acero (en matrices de Carburo
...
Acero Inoxidable
...
Zinc' ---
+. -
35- 50
60
I
150
VELOCIDADES TENTATIVAS DE EMBUTICION (10)
66 para embutición,
que como se d i j o anteriormente e s sólo t e n t a t i -
vo y que debemos buscar l a velocidad adecuada para l a aplicación específica. Las prensas h i d r á u l i c a s s e l a s usa generalmente para embutición profunda l a cual debe s e r l e n t a para d a r l e tiempo a l material para que f l u y a . El tamaño de l a bomba del sistema h i d r á u l i c o , e s t á en proporción d i r e c t a con l a velocidad del vástago:
La bomba s e r í a excesiva -
mente grande para l a velocidad t e n t a t i v a d e 5SPies/min.,
pués
debería t e n e r una capacidad de más o menos 570 Gal /min.
El
costo
del sistema h i d r á u l i c o s e r í a muy a l t o a l t e n e r bomba y mo-
t o r muy grandes. Las prensas h i d r á u l i c a s trabajan en t r e s velocidades d i f e r e n t e s , dependiendo de l a a p l i c a c i ó n , capacidad y e l f a b r i c a n t e . a ) velocidad de acercamiento, 100-800 pulg/min. l a cua es a l t a
b ) velocidad de regreso, 100-400 pulg/min.
c ) .velocidad de t r a b a j o o prensado, 16-60 pulg/min., l a cual es baja
.
La potencia h i d r á u l i c a s e c a l c u l a en base a l a veloc dad de trabajo o de prensado, porque es en e s t e momento en que el sistema h i d r á u l i c o d e s a r r o l l a su máxima máxima potencia.
presión y por cons guiente su
67 Escogemos entonces una velocidad cercana a l rango i n f e r i o r de l a velocidad de t r a b a j o V1 = 24 pulg./niin. Luego:
HP = 1,3888 x 24 HP = 33,3314
Sustituyendo l a expresión d e Q , ecuación (42), en l a ecuación (43) tenemos : A V HP = 0,0005833 &lx
po
V1 = 2 pies/min. seleccionado anteriormente. 2 x 1 2x p , HP = 0,0005833 A ~ 231
HP = 0.0000 6060
1
A2
x p,
(45)
Para una potencia h i d r á u l i c a detenninada o constante l a ecuación '.
(45) es l a expresión de una hipérbola e q u i l á t e r a cuyas a s i n t o t a s son l o s e j e s c a r t e s i a n o s .
Esto nos indica que para e s t a ecuación
tenemos u n i n f i n i t o número de soluciones y qiie por l o t a n t o debemos escoger l a s más r e a l i s t a s .
Las presiones empleadas en s; s t m a s h i d r á u l i c o s varían desde cero hasta 10.000 PSI y algunas veces más a l t a s , l a s c u a l e s están c l a s i f i c a d a s en cinco rangos ( 7 ) : BAJA: de O hasta 200 PSZ, i n c l u s i v e MEDIA: sobre 200 P S I hasta 500 PSI, i n c l u s i v e
68
MEDIA ALTA: sobre 500 PSI h a s t a 1.200 PSI, i n c l u s i v e ALTA: sobre 1.200 PSI hasta 3.000 PSI, i n c l u s i v e EXTRA ALTA: Sobre l o s 3.000 PSI La tendencia a c t u a l es u s a r p r e s i o n e s del rango a l t o para a s í reducir
el tamaño del c i l i n d r o y de l a bomba, de l a s c a ñ e r í a s , accesorios, etc. Sustituyendo el v a l o r obtenido de 33,33.14 para l a potencia hidrául i c a en l a ecuación (45) tenemos 33,3314 = 0,00006060
A2
x
x p o = 549.999,5285
A2
po
(46)
Considerando que e l 10 por c i e n t o s e recomienda en e l sobredimensionamiento de l a bomba par2 compensar pérdidas en e l p i s t ó n , caI
*.
ñ e r i a s y v á l v u l a s , debido a f r i c c i ó n escogeremos como presión de d i s e ñ o del p i s t ó n 2.750 PSI que es aproximadamente 10%menor que
el v a l o r máximo del rango de p r e s i o n e s a l t a s que es 3.000 PSI. Usando este v a l o r en l a s ecuaciones (42) y (46) tenemos l o s guien tes val o r e s
po
=
2.750 PSI
A 2 = 199,999 pulgadas2 b 2 = 7,9788 pulgadas Q
= 20,779 Galjmin.
si-
69 P
B
er
i i
i ,
Para el diseño del c i l i n d r o escogeremos: po = 2.750 PSI b 2 = 8,000 pulgadas
Gt
=
(Permisible) = 12.000 PSI
Utilizando l a ecuación de los esfuerzos (38) obtenemos el valoi del diámetro e x t e r i o r , a:
+ b2 =%xPo x (.a2 -
b ? ) = ( a 2 + b;)
a 2 c t - po)
-
b2
x po
(6+ p o )
= O
Sustituyendo los valores indicados teneriios: = 64
12.000 + 2.750 12.000 - 2.750
a 2 = 102,054
a
= 10,102 pulgadas
Usaremos a = 10,125'Ó 10 1/8 pulgadas Los cilindros de fundición de acero se hacen con l a s tapas o ex-
tremos en forma de casquetes según se muestra en l a f i g u r a Nc 10A. Los radios de curvatura
Ri
y R 2 se los hace equivalentes a dos
tercios y un t e r c i o del diámetro i n t e r i o r del c i l i n d r o , respectivamente ( 7 ) . Ri
=
2
3 (2b2)
70
FIGURA No 10A --1
1
I I
CONJUNTO DEL CILINDRO HIDRAULICO Y EL VASTAGO
71
L
DETALLE DEL PRENSA ESTOPA
21
Tt 0
72 R 1-- -22 x g = - 32 3 3
R1
= 10,666 pulgadas
R2 =
31
(2hs
1 16 R Z = - ( 2 x 8) = 3 3
R2
= 5,333 pulgadas
El espesor del casquete s e recomienda hacerlo del mismo espesor del c i l i n d r o , o sea: 2 1/8 pulgadas. Por l o t a n t o l a s dimensiones del c i l i n d r o serán: diámetro i n t e r i o r , 16 pulgadas; diámetro e x t e r i o r : 23 1/4 pulgadas; largo: 50 3/16 pulgadas. El c i l i n d r o e s t á representado en l a f i g u r a 10A. El vástago, para ci1indrc.s de diámetros mayor que 4 pulgadas, s e ‘ l o diseña hueco, de 3/4 a 1 pulgada menor en diámetro que e l c i -
ljndro.
Para d i s e ñ a r l o s e u t i l i z a n l a s fórmulas de los esfuerzos
de u n c i l i n d r o sometido a pi-esióri externa, que nos indica que el
máximo esfuerzo tangencia1 ocurre en l a s u p e r f i c i e i n t e r i o r del c i l i n d r o , s i e n d o comprensivo, y que el esfuerzo r a d i a l vale cero (9)
G,
= 0
Si hacemos que el diámetro e x t e r i o r del pistón sea 1 pulgada menor que e l diiinetro i’nterno que e l c i l i n d r o , tenemos:
73 a = 7 1/2 pulgadas _-
Utilizando l a ecuación del esfuerzo tangencia1 máximo ( 4 7 ) obte-
nemos él valor del diámetro i n t e r i o r del vástago.
Sustituyendo valores y usando el v l o r d 1 esfuerzo permisible para
G-t =
12.000 P S I , tenemos: bz = 7,52 + 2 x 7,52 x 2.750 - 12.000 b$ = 56,25
I
- 25,7813
b $ = 30,0688
e .
b $ = 5,5199
Usaremos b 2
= 5,5
pulgadas
El esfuerzo de compresión axial en e l vástago se l o calcula como s i e s t e fuera una columna.
Determinamos primero l a razón de e s b e l t e z L/K Para un c í r c u l o hueco K =
/a2 + b$ 2
K e s igual a (1):
74 K = 4,6503 pulg.
48 4,6503
L/K
=
L/K
= 10,322
Para e s t a razón de e s b e l t e z menor que 120 el I n s t i t u t o Americano de l a Construcción de Acero (AISC) recomienda el uso de l a
si-
guiente fórmula para determinar el esfuerzo permisible ( 9 )
A
- 0,485 (L K ) ~
= 17.000
GPemis.
=
f
GPermis.
=
16.948,32 PSI
= 17.000
- 0,485
(49 1 (10,322)2
El esfuerzo de compresión axial de t r a b a j o a que e s t á sometido e l vástago e s t á dado I
por:
-.
A3
= n(a2
-
b;)
- 550.000
Tr(7,5' - 5 , 5 2 )
Gc =
6.733,47 PSI
Este valor d e G c
e s t á nuy por debajo del v a l o r del esfuerzo per-
m i s i b l e , l o cual nos indica que estamos en e l rango del seguro del diseño.
75 Las dimensiones del vastago son: Diametro i n t e r i o r :
11 pulgadas
Diámetro e x t e r i o r :
15 pulgadas
Largo:
48 pulgadas
E l vastago e s t á representado por l a f i g u r a 10A.
3 . 4 DISEÑO DEL CIRCUITO HIDRRULICO El c i r c u i t o h i d r á u l i c o e s e l conjun,to formado p o r e l c i l i n d r o hi¿ii;áulico, bomba, c a ñ e r í a s , válvulas, depósitos y demás accesorios, a t r a v é s del cual f l u y e el f l u i d o h i d r á u l i c o , generalmente a c e i t e ,
que permite e l accionamiento de l a prensa. E l diseño del c i r c u i t o h i d r á u l i c o l o representamos mediante sím-
b o l o s , arreglados u ordenados de t a l manera que permitan v i s ü a l i z a r su función dentro de l a prensa h i d r á u l i c a . Iniciaremos n u e s t r o , d i s e ñ o u t i l i z a n d o un c i r c u i t o h i d r á u l i c o elemental para el accionamiento de un c i l i n d r o h i d r á u l i c o como e l representado en l a f i g u r a 11 ( a ) , e l cual c o n s i s t e de:
- Cilindro hidráulico - Bomba - Válvula de control direccional 1
Válvula de a l i v i o
76 FIGURA No 11 a L i NDRO HIDRAULICO
(a) VI
$' CILINDRO HIDRAULICO
a
Q C ILINDRO t 1 IDRAfJLl CO
CIRCUITOS HIDRAULICOS -
77 La operación básica de e s t e c i r c u i t o e s como sigue: Al accionar l a bomba envía el a c e i t e a c u a l q u i e r lado del c i l i n d r o h i d r á u l i c o a t r a v é s de l a válvula de control d i r e c c i o n a l .
Esta
válvula debe s e r del t i p o de r e c i r c u l a c i ó n c e n t r a l para e v i t a r e l choqtie h i d r á u l i c o cuando e s t á en posición n e u t r a l . La válvula de a l i v i o protege l a bomba y l o s demás elementos del c i r c u i t o h i d r á u l i c o c o n t r a sobrecargas. Coloquemos, ahora el c i l i n d r o verticalmente en vez de horizontalmente y observaremos que s e nos origina u n problema, e l cual es mantener e l pistón suspendido en cualquier punto de su c a r r e r a cuando l a válvula de control direccional e s t a en su posición cent r a l y l a bomba e s t á recirculando e l a c e i t e .
Este inconveniente
se resuelve instalando.una válvula de contra- presión en l a l í n e a i n f e r i o r del c i l i n d r o h i d r á u l i c o
No 13. ( b ) .
según s e muestra en l a f i g u r a
Esta válvula s e l a c a l i b r a para una presión ligeramen-
t e nlayor que l a requerida para manterer suspendido e l pistón o vastago del c i l i n d r o h i d r á u l i c o j u n t o con l o s demás pesos adherid ú s a 61 en l a prensa h i d r á u l i c a .
Esto previene l a caida del
pistón o vastago por gravedad y l o mantiene suspendido en cual -
quier parte de su c a r r e r a , cuando l a válvula de control direccional e s t á en su posición c e n t r a l .
En l a s f i g u r a s No 11 (a y b ) y 10 del c i l i n d r o puede observarse
t
1 z
E.
78 dos volúmenes, uno correspondiente al vastago y o t r o a l pistón pro-
piamente dicho Esto s i g n i f i c a que en l a c a r r e r a de regreso l a cantidad de a c e i t e descargado del lado del pistón es mayor que l a descarga de l a bomba en una proporción igual a l a razón e n t r e los volúmsnes de desplazamiento a cada lado del p i s t ó n , por l o tanto, l a cañeríi! de e s t a sección a s í como l a válvula d e control direccional
se selecciona del tamaño adecuado, en función de e s t a relación. En casos como el nuestro en que l a razón de l o s volúmenes e s muy grande, l a válvula de control direccional nos r e s u l t a r í a muy grande tclmbién y muy costosa, razón por l a cual e s t e problema se r e
-
suelve instalando una válvula de descarga en l a l í n e a superior del c i l i n d r o hidráulico, según s e muestra en l a figura 11
(C).
de
Con e s t e a r r e g l o s e obtiene una a l t a velocidad en l a carrera
r2greso. En l a c a r r e r a de avance también se necesita una a l t a velocidad de
acercamiento del vastago antes de i n i c i a r la verdadera etapa t r a b a j o l a cual e s lenta (24 pulgadas/Min.) y a a l t a presión (2.750 PSI).
de
...
Para obtener e s t a c a r a c t e r í s t i c a s e usa u n c i r c u i t o
hidráulico con dos bombas d e a c e i t e de l o s c u a l e s una e s de gran capacidad y baja presión para l o s movimientos de a l t a velocidad y l a o t r a e s una bomba de baja capacidady etapa de trabajo.
a l t a presión para
la
Estas dos bombas s e i n s t a l a n de t a l manera que
cuando l a bomba de baja presión alcanza su máxima presión, se abre una válvula de descarga, instalada a Fa s a l i d a de esta bomba,
79
-
permitiendo que toda l a capacidad de e s t a bomba sea d i r i g i d a ha c i a el tanque depósito.
Una válvula cheque se i n s t a l a
a conti
nuación de l a válvula de descarga para e v i t a r que cuando l a bomba de a l t a presión a l c a n c e su máxima p r e s i ó n , descargue e s t a a l t a pres’ón en el lado de baja presión. E l diseño t o t a l del c i r c u i t o h i d r á u l i c o se muestra en l a f i g u r a
-
N o 1 2 en el cual tenemos un c i l i n d r o v e r t i c a l con su vastago ac cionado por una combinación de bombas de a l t a y baja presión con
una c a r r e r a de acercamiento rápido, seguido por una etapa de t r a b a j o l e n t a y por una c a r r e r a de r e g r e s o rápido.
Una caida a c c i -
dental del p i s t ó n o vastago por gravedad, se previene con el uso de l a válvula de c o n t r a p r e s i ó n .
E l exceso de a c e i t e durante ¡a
c a r r e r a de r e g r e s o se l o elimina a t r a v é s de l a válvula de des carga.
-
El vastago se detendrá cuando l a válvula de c o n t r o l d i -
reccional sea puesta en posición n e u t r a l .
-
80
FIGURA No 12
CILINDRO HlDAAUClCO
CIRCUITO HIDRAULICO DE LA P R K N S A
f C A P I T U L O
IV
J
ANALISIS SELECTIVO DEL EQUIPO COMPLEMENTARIO 4 . 1 BOMBA HI DRAUL 1CA Las bombas usadas para generar l a presión en los sistemas hidrául i c o s son generalmente l a s del t i p o r o t a t o r i o .
Los d i f e r e n t e s
t i p o s de bombas que están en uso en l a i n d u s t r i a son: a ) Bombas de engranajes, usadas generalmente en e l rango de pre sión de O a 1.200 PSI, en casos excepcionales en el rar,go de 1.200 a 3.000 PSI. b ) Bombas de álabes o p a l e t a s , usadas generalmente en el rango O
a 1.200 PSI, en casos excepcionales en el rango de 1.200 a 3.00.3 PSI.
c ) Bombas de p i s t ó n , r a d i a l e s y a x i a l e s , usadas generalmente en el rango de presión 1.200 a 3.000 PSI, en casos excepcionales para presiones mayores que 3.000 PSI.
E l c i r c u i t o h i d r á u l i c o de l a prensa consta de dos botiibas, una de gran capacidad y baja presión y una de reducida capacidad y a l t a presión, por l o que, usaremos en nuestro diseño una bomba de d
82
engranajes y una de pistones r a d i a l e s . La bomba de engranaje c o n s i s t e esencialmente de dos engranajes de d i e n t e s r e c t o s perfectamente acoplados y colocados en una carcaza, según s e indica en l a f i g u r a No 13.
E l a c e i t e e s llevado
alrededor de l a p e r i f e r i a de l o s engranajes r o t a t o r i o s desde e l lado de succión a l lado de descarga.
El contacto de l o s d i e n t e s
de l o s dos engranajes impide e l paso de a c e i t e del lado de des carga a l lado de succión. Las bombas de engranajes s e construyen con capacidades que varían desde 1 a 100 galones por minuto y en ocasiones mayores ( 7 ) .
En aplicaciones i n d u s t r i a l e s bombas de engranaje de paso 5 U 8 , rotando con velocidades de 1.200 a 1.800 RPM son s a t i s f a c t o r i a s para capacidades de hasta 20 gal/min.
Para mayores capacidades
s e usan bomba de paso 3 ó 4 con velocidades de 900 a 1.000 RPM. La ef c’enc a volumétrica de l a bomba e s l a razón e n t r e l a descarga n e t a , medida a una presión dada, y e l desplazamiento geométrico determinado
90
por cálculo mediante l a s i g u i e n t e fórmula ( 7 ) :
[(vdo2/4) - (-irdi 2/4)]wn =
60
p u l g 3/seg.
La e f i c i e n c i a volumétrica varía e n t r e 85 a 90 por c i 2 n t o .
A
presión c e r o , que no hay pérdidas por fuga l a e f i c i e n c i a es 100%. La e f i c i e n c i a mecánica e s l a razíin e n t r e l a potencia hjdráu i ca
83
D ESCAR G A
I
-
XCCION
-.
BOMBA DE ENGRANAJES . -
84 t e ó r i c a requerida para bombear e l desplazamiento geométrico y l a potencia r e a l , medida en l a b o r a t o r i o s de pruebas de bombas. I
La e f i c i e n c i a mecánica de e s t a s bombas v a r í a entre 80 y 95 por ciento.
La capacidad de l a bomba requerida para l a prensa hidráu-
l i c a l a calcularemos estableciendo l a velocidad de acercamiento del vastago del c i l i n d r o h i d r á u l i c o en 103 pulgadas/minuto, según s e indica en l a sección 3.3, diseño del c i l i n d r o h i d r á u l i c o y se-
gún l a fórmula
42). A2Vi
Q=m Q
-=
'
82
23 1
'O3
= 87,0398 GPM
'Si usamos una e f i c i e n c i a volumétrica de 85% tenemos que l a capacidad de l a bomba debe s e r : ---87'0398 - 102,3998 GPM Oj85
Usaremos una bomba cuya cdpacidad nominal mínima sea de 105 GPM.
La presión a que debe t r a b a j a r e s t a bomba es baja y s u f i c i e n t e par a sobrepasar l a presión a que ha s i d o a j u s t a d a l a válvula de contra- presión.
Esta presión de ajuste se l a obtiene tomando en
cuenta el peso del vastago del c i l i n d r o h i d r á u l i c o más e l peso de
l a plataforma porta- matrices y e l peso de l a m a t r i z ; e s t o s pesos
!
i
85 se l o s estima en valor máxiiiio de 6.000 l b s . , por l o t a n t o , l a presión que s e generará en el lado de regreso del c i l i n d r o , será: 6.000
~ ( 8 -” 7,5‘)
=
246,42 PSI
Es d e c i r , para e v i t a r e l descenso por gravedad del vastago, pou.,amatriz y matriz debemos a j u s t a r l a válvula de contra presión a un valor mínimo de 250 PSI.
La bomba de baja presión debe entonces
generar una presión mínima, para c o n t r a r r e s t a r l a fuerza de 6.000 l i b r a s qu2 opone l a válvula de contrapresión, de: cs-.
‘*Ooo = 29,84 PSI x 8*
TT
Seleccionaremos una bomba de 30.PSI. La potencia necesaria para e s t a bomba s e r á :
HP
=
0,0005833 Q.po
HP
=
0,0005833 x 105 x 30
Usando una e f i c i e n c i a mecánica de 80 por c i e n t o tenemos:
Puesto que no hay motores e l é c t r i c o s de 2,3 HP usaremos uno de 3 HP. Las especificaciones para l a bomba de baja presiGn serán: Bomba de engranajes Capacidad: 105 GPM
86
Presión de trabajo: 30 PSI
Motor e l é c t r i c o de: 3 HP
-
220 v o l t . 3 fases 60 c i c l o s - 1200 RPM.
' _-
La bomba de pistones radiales está formada por un c i l i n d r o rotativo que gira alrededor de uti
h u s i l l o central perforado según
se indica en l a figura No 14.
El c i l i n d r o r o t a t i v o es accionado
por medio de un e j e de mando acoplado a él con pernos.
El acei-
t e es suministrado a través de l a s perforaciones del husillo cent r a l l a s cuales terminan en u n a ranura circunferencia1 a manera de válvula que se extiende en un arco muy cercano a 180".
Simi-
'larmente la descarga t i e n e 'lugar a través de o t r a s perforaciones
Los pistones están motitados en
del lado opuesto de l a succión.
perforaciones c i l í n d r i c a s er; el c i l i n d r o r o t a t i v o y arreglados de t a l manera que pueden moverse al ternativamente, a s í : cuando
se
mueven hacia afuera pisan poi- la ranura de. succión del h u s i l l o i
'.
y absorben el a c e i t e y cuando se mueven hacia adentro pasan por la ranura de descarga del h u s i l l o y expelen el a c e i t e a' presión.
Los pistones tienen en sus extre!r&xexteriores una z a p a t a de empuj e por medio de la cual se transmite su reacción a un rotor exte r i o r o a n i l l o de reacción el
cü?:
un a n i l l o retendedor deslizante.
g i r a sobre rodanientos dentro de
Las velocidades de operación de
l a s bombas radiales v a r í a n desde 600 a 1.800 RPM dependiendo de la capacidad de l a bornba, a s í
(7):
De 1 a 15 GPM operan entre 1.200 y 1.800 RPM De 15 a 30 GPM operan entre 900 y 1.200 RPM
87
FIGURA No 14
-
BOMBA DE PISTONES RADIALES
88
De 30 a 100 GPM operan e n t r e 720 y 900 RPM De 100 a 200 GPM operan e n t r e 600 y 720 RPM Sobre 200. GPM operan a 600 RPM o menos. La capacidad de l a bomba puede c a l c u l a r s e con l a s i g u i e n t e ecuación. '(Referencia 7 ) : (52) La e f i c: i en c i a v o 1iiiné t r i ca de e s t a s bombas v a r í a e n t r e 85 y 95 por c i e n t o . La . e f i c i e n c i a mecánica v a r í a e n t r e 80 y 90 p o r ciento.
La capacidad de l a bomba requerida para l a prensa h i d r á u l i -
ca l a calcularemos usando l a velocidad de prensado de 24 pulgadas/ rniniito, e s t a b l e c i d a en el c á l c u l o a n t e r i o r : 3 . 3 diseño del c i l i n -
dro h i d r á u l i c o ; y , según l a fórmula (42)
=
82x
231
24
=
20,8896 GPM
Usando una e f i c i e n c i a volurnitrica del 85 por c i e n t o , ld; capacidad
l
de l a bomba debe s e r : B
0,85
- 24,5759 GPM
Usaremos una bomba cuya capacidad nominal sea 25 GPM. c i a necesaria para e s t a bomba s e r á :
La poten-
HP = 0,0005833 Q x Po
90
t a s recomendaciones consideran l o s siguientes aspectos: a. Tamaño adecuado de tubería o cañería (número de cédula)
b . Factores de seguridad para e l diseño c . Mínimo volumen de f l u i d o
d. Limpieza
e. Soportes f. Accesibilidad
g. Identificación (Código de colores)
h . Protección para embarcar
El tamaño de l a tubería o cañerl:il se r e f i e r e a l diámetro de
la
misma, el cual s e l o calcula en base a l a s velocidades del f l u i do.
Estas velocidades han sido establecida2 por
experiencias
practicadas que indican qtie velocidades inuy a l t a s originan
una
“excesiva caida de precien en e1 sistema, mientras que velocida-
i
des muy bajas incrementan e l costo dst cañerizs y válvulas. Las velocidades dadas en l a Tabla No 7 han sido encontradas s a t i s f a c t o r i a s para l a mayoría de l a s aplicaciones p r á c t i c a s .
Las nor-
mas hidráulicas JIC recomiendan que para sistemas hidráulicos
de
a l t a presión se use cañerías cédula 160 (7). Para seleccionar e l tamaño apropiado de
lat
cañería no calcularemos
e l diámetro interno de e l l a sino su área transversal interna l a cual r
l a compararemos ccn l a s tabuladas en l a s Tablas No 8 y 9 para cañer í a s cédula 40 y 160 respectivamente.
Seleccionaremos aquel l a
91
_-
T A B L A -No _ 7
Velocidad en F t / S e g .
PARTE DEL SISTEMA
C a ñ e r í a s d e S u c c i ó n d e 1/2 a 1 P u l g .
2-4
C a ñ e r í a s d e S u c c i ó n de 1 1 / 4 en a d e l a n t e
5
C a ñ e r í a s de Descarga d e 1 / 2 a 2 P u l g .
3. O
C a ñ e r í a s d e Eescarqa s o b r e 2 P i i l q .
12
1 '
Descarga a t r a v é s d e v á l v u l a s d e Control y o t r a s r e s t r i c c i o n e s c o r t a s
20
-
V á l v u l a s d e A l i v i o y d e S e g u.ridad
VELOCIDADES DE FLUJO RECOMENDADAS PARA CAÑERIAS -__Y VALVULAS ( 7 1
-
100
___
92
TABLA No -8 I
Diámetro Exterior
Diámetro Nominal (pulg.1
E s p e s o 1..
(Pm.1
A i-ea Transversal Interna (pulg.)
Diámetro Interior (pulg.1.
(pulg.)
0.,824 1,049
O ,533
--
O ,864
-
1,495
1,380 _______ 1 1/2
2
'
1,900
O, 145
1,610
2 ,036
2,375
0,154
2,067
3,355
0,203
2,469
4,788
j
2 1/2
2,875
3
3,500
0,216
-
3,668
7,393
3 1/2
4,000
o ,226
-
3 ,548
9,886
4
4,500
0,237
4,026
0,258
5,047
0,286
6.065
5 6
1 1
5,563 6,625
1 I
-
12,730
-_
-
c -
20.006
-
-
~
28,891
DIMENSIONES DE CAEGRIAS CEDULA 40 ( 5 )
-
93
T A B L A
Di áinetro Noini na 1 (Pul% 1
Diámetro Externo (PUM.)
Espesor (PUW1
112 3/4
1,050
O ,218
1 1 1/4
1,660
1 1/2
1,900
2
O ,250
I
-2,375
0,281
No
9
Di iímetro 1n t e r i o r (PUW1
Area T ra n v ser s a 1 Interna (pul$.)
O ,466
O , 1706
0,614
O ,2961
0,815
0,5217
1.160
1,057
-t 1,338
1
1,406
o
1,689-=-----.‘43
f
2,241
2 1/2
2,875
o $375
2,125
3,546
3
3,50
0,438
2,624
5,408
4
4,50
O , 531
5
5 ,563
6
6.625
1
1
0,624
4,313
14,61
0,718
5,189
21,15
DIPlENSIO~E~~ DE CAÑERIAS CEDULA 160 ( 5 )
94 c a ñ e r í a cuyo tamaño tenga una á r e a t r a n s v e r s a l i n t e r n a inmediata-
mente mayor que l a obtenida con el c á l c u l o ( 5 ) . Para c a l c u l a r e l á r e a i n t e r n a t r a n s v e r s a l n e c e s a r i a usaremos l a fórmula ( 4 2 ) d e l a cual despejaremos A 2
Q= ( 4 2 )x A2V1
Despejando
A2
, tenemos:
Puesto que n u e s t r o sistema h i d r á u l i c o e s t á compuesto por dos bonibas, una de a l t a presión y una de b a j a presión con capacidades n e t a s de 2 1 a 87 galones por minuto , respectivamente, tendremos que c a l c u l a r l o s diámetros c o r r e s p o n d i e n t e s a l a succión y a
la
descarga de cada una de e s t a s bombas: Cañería de succión para bomba a l t a presi Ón:. usando 1 a e x p r e s i 6n a n t e r i o - de A 2 y poniendo Vi
( 5 pies por segundo) en unidades
c o n s i s t e n t e s , tenernos:
A2
231
21
= 5 x 60 x 12
= 1,3475 pulg!'
La t a b l a N C 8 nos i n d i c a que l a c a ñ e r í a de 1 1/4" de diámetro, cédula 40, t i e n e un á r e a i n t e r n a t r a n s v e r s a l de 1,495 pulgadas cuadradas, por l o t a n t o es s a t i s f a c t o r i a . Cañería de a l t a presión
A2
=
231 x 21 10 x 60 x 12
= 0,6738 p u l g ?
95 La t a b l a No 9 nos i n d i c a que l a c a ñ e r í a de 1 pulgada de diámetro, cédula 160 tiene 0,5217 p u l g ? de á r e a , l a cual es muy pequeña; por l o t a n t o , escogenios l a de 1
a''
que tiene 1,057 pulg2.
Cañería de succión para bomba de b a j a presión
231
87
=
= 5 x 60 x 1 2
5,5825 p u l g ?
La t a b l a N o 8 nos i n d i c a q u e l a c a ñ e r í a de 3 pulgadas de diámetro, cédula 40, t i e n e 7,393 p u l g ? do entonces s a t i s f a c t o r i a .
de á r e a t r a n s v e r s a l i n t e r n a , s i e n -
La de 2 1/2 tiene 4,788 p u l g ?
Cañería de b a j a presión ---------231 87 12 x 60 x 1 2
A 2 =
La t a b l a
Ng
- 2,3260 pulg?
9 nos i n d i c a que l a c a ñ e r í a de 2 1/2 pulgadüs de d i á -
metro, cédula 160,
t i e n e 3,546 pulgadas 2 'de á r e a t r a n s v e r s a l i n -
t e r n a , y l a de 2 t i e n e 2,241 puly!
Escogernos entonces l a de dos
pulgada:; de diámetros primero por a s p e c t o económico y segundo porque e l incremento en velocidad es poco: l l e g a a 12,4554 p i e s / secc . Cañería que va a l a válvula de a l i v i o para l a bomba de baja pre -
siÓn.
Según l a t a b l a No 7 l a velocidad para l a s v a l v a l a s de a l i -
v i o o seguridad e s de 50 p i e s por segundo.
Esta velocidad debe
ser considerada a t r a v é s del o r i f i c i o de l a v á l v u l a e l cual generalmente es 1 / 2 del á r e a de l a c a ñ e r í a , por l o t a n t o de acuerdo
I
96 con ? a ley de l a continuidad tenemos: AiVi= A2V2
A2=
vi
;
- Al
=
1
7
50 = 25
Siendo Vi l a velocidad en l a c a ñ e r í a a n t e s de l a v á l v u l a .
Usando
l a ecuación (42) con l a s unidades c o n s i s t e n t e s , teneinos: 231 87 = 1,1165 p u l g ? = 25 x 60 x 12
Según l a t a b l a No 8 l a c a ñ e r í a de 1 1/4 pu'lgadas de diámetro, cédula 40, t i e n e 1,495 pulgadas cuadradas de sección i n t e r n a t r a n s v e r s a l , por l o t a n t o es s a t i s f a c t o r i a . Cañería que va a l a ' v á l v u l a de a l i v i o para l a bomba de a l t a presión. Usando l a inisma expresión para el á r e a , tenemos:
k2
=
231
25 x 60
21 - 0,2695 XT -
pulg?
Según l a t a b l a No 9 l a c a ñ e r í a de 3/4 pulgadas de diámetro, céduña 160, t i e n e 0,2961 pulgadas cuadradas de sección i n t e r n a t r a n s v e r s a l , por l o t a n t o es s a t i s f a c t o r i a . Cañería que va a l a válvula de c o n t r o l .
A t r a v é s de e s t a c a ñ e r í a
4
97 pasa, en u n momento dado, l a suma del f l u j o de l a s dos bombas; tomando en cuenta e s t o , tenemos: A2
=
231 lo8 12 x 60 x 12-
= 2,8875 p u l g 2
La t a b l a No 9 nos i n d i c a que l a w ñ e r í a de 2 1 / 2 pulgadas de diámetro, cédula 160, t i e n e 3,546 p u l g 2 de á r e a . t r a n s v e r s a l i n t e r n a , siendo entonces s a t i s f a c t o r i a . La c a ñ e r í a que va de l a válvula de c o n t r o l a l tanque de depósito también t i e n e e s t e mismo tamaño.
E l tamaño de l a válvula de c o n t r o l también l o determinamos toniando en cuenta el f l u j o t o t a l :
I '
Las v á l v u l a s de conti*ol se construyen de t a l manera que el á r e a i n t e r n a v a r í a del 75 a l 100 por c i e n t o del á r e a de l a c a ñ e r í a cuyo tamaño da el tamaño nnminal de l a v á l v u l a , por t a n t o , el á r e a obtenida anteriormente l a dividimos para 0,75:
A2
=
1*7325'= 2,5100 p u i g f 0,75
Por el a s p e c t o económico escogeremos una válvula de 2 1/2 pulgadas de diámetro que t i m e 2,241 p u l g ?
nominales.
Cañería que va a l a válvula de descarga, l a d o de avance.
Como se
s e i n d i c ó en e l c a p í t u l o I I I , Diseño del C i r c u i t o Hidráulico, en
98 l a carrera de regreso l a cantidad de a c e i t e descargado del lado de avance e s mayor que l a descarga de l a bomba de a l t a presión en una proporción igual a l a razón e n t r e el área de avance del c i l i n d r o aJ área de regreso. Determinaremos entonces e s t a relación de dreas:
Area -ava nce : b $
TT
= B2 x
(82 -
- Area-regreso = (b; =
TT
=
201,0619 pulg?
a’). 7 , 5 2 ) ~ = 24,3473 PUlg?
- Area-avance
._...
Area- reg reso
Este es el f a c t o r por el cual se incrementa el f l u j o de l a bomba de a l t a presión, cuando e s t á actuando en la c a r r e r a de regreso,
y que corresponde a l f l u j o que s a l e del lado de avance; e s d e c i r ,
que mientras l a bomba de a l t a presión e s t á enviando 2 1 GPM al l a do de regreso del vástago, por el lado de avance e s t á saliendo 8,2581 veces e s t a cantidad hacia el tanque de depósito.
El f l u j o
será entonces: 21 x 8,2581 = 173,4201 GPM
c i o n a l , e l cual s e r í a excesivo, pues l a válvula se l a dimensionó, Únicamente, para 108 GPM, para l a carrera de avance; por l o tanto,
es necesario proveer de una válvula de descarga que permita descarL
99
g a r f á c i l m e n t e l a d i f e r e n c i a ; o sea: 173,4201
-
108
=
65,4201 GPM
El tamaño de e s t a válvula s e r á :
Las v á l v u l a s de descargas se construyen de t a l manera que el á r e a i n t e r n a v a r í a de 75 a 100 por c í e n t o del á r e a de l a c a ñ e r í a cuyo tamaño da e l tamaño nominal de l a v á l v u l a , por l o t a n t o e l á r e a obtenida a n t e r i o r m e n t e l a dividimos para 0,75: A2 =
L 0494 = 1,3993
0,75
pulg?
La t a b l a No 9 nos i n d i c a que l a c a ñ e r í a de 1 1 / 2 pulgadas de d i á metro, cédula 160, t i e n e 1,406 pulgadas cuadradas de á r e a t r a n s v e r s a l i n t e r n a , s i e n d o por l o t a n t o f a v o r a b l e .
Ea d e c i r l a v á l -
vula de descarga s e r á de 1 1 / 2 pulgadas; l a c a ñ e r í a que l l q a ser á 1 1/2 pulgadas de diámetro, cédula 160 y l a c a ñ e r í a que
va
desde 1¿i v á l v u l a a l ' t a n q u e de d e p ó s i t o s e r á de 1 1 / 2 pulsada de diámetro, cédula 40, que t i e n e 2,036 pulgadas cuadradas de 5 r e a . Para l o s s i s t e m a s de a l t a p r e s i ó n en r e f e r e n c i a , es riecesario t o -
mar en c o n s i d e r a c i ó n l o s s i g u i e n t e s a s p e c t o s para su i n s t a l a c i ó n . Los a c c e s o r i o s t a l e s como codos t e e s , r e d u c c i o n e s , e t c . , son del t i p o de unión por s o l d a d u r a , de l a misma cédula que l a c a ñ e r í a .
Las uniones de c a ñ e r í a s y válvu as se l a s hace mediante b r i d a s
1O0
sol dadas.
Las c a ñ e r í a s tienen que limpiarse perfectamente para e v i t a r que got a s de soldadura, e s c o r i a , Óxido o l i m a l l a s del acero puedan l í e - gar a l a s bombas, válvulas y c i l i n d r o h i d r á u l i c o y producir a v e r í a s . Las c a ñ e r í a s tienen que permanecer jnmóviles'para e v i t a r vibraciones y movimientos repentinos que puedan causar su r o t u r a . Al i n s t a l a r l a s l í n e a s , válvulas y bombas, é s t a s deberán quedar en u n lugar a c c e s i b l e para f a c i l i t a r e l mantenimiento.
Las uniones roscadas no son recomendables para l a s condiciones de t r a b a j o requeridas en u n sistema de a l t a presión.
4 . 3 SISTEMA DE CONTROL I *.
Los sistemas de control que s e usan para accionar hidráulicamente
u n equipo son de t r e s t i p o s : a ) Manuales b ) Semi - au t omá t i cos
c ) Automáticos Los sistemas manuales son aquellos en que e l operador
interviene
para que e l equipo r e a l i c e cualquier acción, a c t i v i d a d , t r a b a j o o movimiento. Los sistemas semi-automáticos son aquellos en que e l operador in-
t e r v i e n e para i n i c i a r cada c i c l o individual de t r a b a j o .
Es d e c i r
que cada vez que e7 equipo cunip7e un c i c i o de t r a b a j o s e detiene
y no i n i c i a o t r o c i c l o hasta que e l operador no i n t e r v i e n e .
-
La secuencia de operaciones dentro del c i c l o de t r a b a j o son con
t r o l a d a s por movimientos del equipo mismo o por presiones generedas dentro del sistema hidráulico. Los sistemas automáticos son aquellos en que e l operador i n t e r v i e ne Únicamente para i n i c i a r el primer c i c l o de t r a b a j o y en los cuales todas l a s secuencias de operaciones están controladas ya sea por movimientos del equipo mismo o p o r l a s presiones p n e r a das dentro del sistema hidráulico.
Una vez i n i c i a d o el c i c l o
de
t r e b a j o é s t e se r e p i t e contínuamente hasta que el operador i n t e r viene para detener e l equipo. La acción automática s e l a regula por medio de topes
colocados
en l a s p a r t e s móviles, que accionan válvulas h i d r á u l i c a s para real i z a r 11 secuencia de operaciones.
La inversión de u n mvimiento
no puede l o g r a r s e mediante acción d i r e c t a , por l o que dcbe disponerse de una fuerza
a d i c i o n a l , d i f e r e n t e a l a producida por e l
movimiento del equipo, para i n v e r t i r dicho desplazamiento.
Con
e s t e propósito s e usan solenoides e l é c t r i c o s , c i l i n d r o s accionados por válvulas p i l o t o s o energía almacenada en a l g k mecanismo. Los sistenias de c o n t r o l , generalmente se los diseña en una coinbinación de dos de los mencionados anteriormente, a s í :
1o2 a ) Manual
- Semi-atuomático
b ) Manual
-
Automático
I
En estos casos l a parte manual se l a usa para que el operador pueda posicionar l a s partes móviles del equipo de acuerdo a l a s necesidades del t r a b a j o , ya sea alargando o acortando la carrera;
o, para probar el funcionamiento l i b r e y sin obstáculos del equiPO *
Los elementos que intervienen en I;n sistema de control son: ne-
cánicos, hidráulicos y e l é c t r i c o s . Los elementos mecánicos son: levas, topes y palancas que coloca-
das en l a s partes móviles accionan otros elenientos de control. Los elementos hidráulicos i
SOI;
l a s vdlvulas que constituyen el c i r -
'.
c u i t o hidráulico y que son accionados por la presión del sistema, cuando ésta alcanza un determimdo v a l o r .
Existen varios tipos
de válvulas, entre l a s cuales nuestro sistema dispone l a s siguientes:
a ) Válvulas de a l i v i o b ) Válvulas de contra presión
c ) Válvulas de descarga d ) Válvulas cheque
La aplicación de l a s t r e s primeras s e explica en el acápite 3.4. Diseño del Circuito Hidráulico.
103
La válvula cheque en general se la usa para controlar el f l u j o en una sola dirección, es decir, impide el f l u j o en sentido contrario al establecido.
Los elementos eléctricos son l a s válvulas solenoides, interruptores, interruptores límites, Relays, e t c . Los cuales reciben señal e s e l é c t r i c a s o mecánicas para su accionamiento. Previo a l a selección de los elementos que conformarán el s i s t e -
ma de control debemos establecer l a s funciones que va a realizar l a prensa: 1.- Al energizar el sistema por primera vez, el vastago deberá
desplazarse a su posición en p u n t o mtierto sL;perior, localiza- ' ción que l a reconoceremos como "Lista para t r a b a j a r " . 1 * _
2.- El p u n t o muerto superior p o d r á s e r variado, a voluntad
del
operador. 3 . - Una vez recibida la seiial del operados, el vástago debe avan-
zar toda su carrera hasta el p u n t o muerto i n f e r i o r y regresar inmediatamente hacia el
pupt3
muerto superior.
En esta posi-
ción debe permanecer h a s t a que el opemdor dé l a señal para
un nuevo c i c l o de trabajo. 4.- En su carrera hacia el p u n t o muerto inferior el vástago pue-
de ser detenido en cualquier p u n t o , a voluntad del operador, y regresar inmediatamente al p u n t o muerto superior.
1o4
5.- El punto muerto i n f e r i o r puede s e r v a r i a b l e , a voluntad del
operador .
($
6.- El vástago puede s e r detenido en cualquier punto de su carre-
r a , hacia a r r i b a o hacia abajo, y quedar e s t á t i c o en ese p u n t o . Ahora sí podremos seleccionar l o s elementos que forman el sistema de c o n t r o l . Para que l a prensa pueda e s t a r " l i s t a para t r a b a j a r " habrá sido necesario arrancar el motor de l a s bombas para que el sistema hidrául i c o tenga presión, por l o t a n t o , necesi tamos un arrancadoty botonera para el motor eléctr*ico, a s í mismo necesitaren!os
un
transforinador. para er1erg.i z a r el sistema e l écti-i co de control . Para que el operador dé l a señal de t r a b a j o , se necesita
KICI
bu-
tonera de avance l a cual enviará una señal elécti-ica a uno de
los solenoides que accionan l a válvula de control direcciona? a travílis de c i r c u i t o s . e l é c t r i c o s interconectados, l o s que asegurarán que el solenoide continúa recibiendo energía e l é c t r i c a des
-
pues que e l operador deja de presionar l a botonera. Paraque el vástago regrese a su punto muerto superior después de haber llegado a l punto muerto i n f e r i o r e s necesario que un i n t e rruptor l í m i t e sea accionado por e l vástago o porta-punzón,
en
el punto muerto i n f e r i o r , y aquél envíe una seña.! e i é c t r i c a
al
o t r o solenoide para que cambie l a posición de l a válvula de con-
105
t r o l direccional y en consecuencia i n v i e r t a e l movimiento del vástago. Para que l o s puntos muertos, superior e i n f e r i o r , sean nióviles a voluntad del operador, se usarán i n t e r r u p t o r e s e l é c t r i c o s de accionaniiento mecánico.
Para que e l vástago pueda s e r detenida en
cualquier punto de su carrera de avance y retorno al punto muert o superior s e necesita una botonera de paro instantáneo o de
-
emergencia interconectada eléctricamente con l a s válvulas s o l e noi des. Para que e l vástago pueda s e r detenido en cualquier pünto de su
c a r r e r a de avance o regreso y permanezca en ese p u n t o , s e riecesit a un i n t e r r u p t o r (botonera) de paro general de l a prensa. Estas interconexioncs e l é c t r i c a s s e obtienen a trdvés de contacto-
res o de relays. LU indicado anteriormente constituye, en forma general, un s i s t e -
ma e l é c t r i c o de control, e l cual se indica en l a f i g u r a No 15, que junto con e l sistema hidráulico, f i g u r a No 16, constituyen el sistema completo de control de l a prensa.
La operación del sistema e s como sigue: Operación manual : 1. El operador presiona l a botonera AM para a r r a i x a r el motor
o
106
FIGURA No 15
INlERRUPlOR
‘+-L -3 -
DE DE SCGNECCION M C iOR PK I N CI FAL
sc 1RANSFOR MADOR
I
1I
AP
I
I F
o PE o--o=4Có--IL2
iI
CIRCUITO ELECTRICO DE CONTROL DE LA PRENSA
1 _ 1 _
107
NOMENCLATURA DE LA FIGURA No 15
A
= Contactor de l a Carrera de Regreso
B
= Contactor de l a Carrera de Avance
C
=
Contactor de l a Carrera de Avance en Manual
D
=
Contactor de l a Carrera de Regreso en Manual
F
= Contactor de Operación en Manual
S0L.A = Solenoide de Carrera de Regreso S0L.B = Solenoide de Carrera de Avance S0L.C = Solenoide de Carrera de Avance en Manual S0L.D = Solenoide de Carrera de Regreso en Manual =
Botonera de Arranque del Motor
=
Botonera de Arranque de l a Prensa (Semiautomático)
=
Botonera de Arranque de l a Prensa (Manual)
= Botonera de Parada del Motor =
Botonera de Parada de l a Prensa
=
Botonera de Parada de Emergencia de l a Prensa
= Interruptor Límite Superior de Parada (Semi-autoinatico) =
I n t e r r u p t o r Límite I n f e r i o r de Inversión de Carrera
=
I n t e r r u p t o r Límite d e Acercamiento
= Interruptor Límite Superior de Parada (Manua
S.C.
=
Interruptores de Sobre Carga
108
FIGURA No 16 ClLl
XxmAyJUco
-""-
iV
IL3
CIRCUITO - HIDRAULICO - DE CONTROL DE LA PRENSA -
1o9 NOMENCLATURA DE LA FIGURA N o 16
Vi
=
Válvula de Control Direccional
VZ
= Válvula P i l o t o de Control
v3
= Válvula de Descarga
v4
=
v5
= Válvula Solenoide de Descarga
VS
= Válvula Solenoide de Descarga
v7
=
V8
= Válvula de Seguridad de Alta Presión
V9-13
=
Válvulas Cheqw
ILl
=
I n t e r r u p t o r Límite Superior de Parada
IL2
=
I n t e r r u p t o r Límite I n f e r i o r de Inversión de Carrera
IL3
=
I n t e r r u p t o r Límite de Acercamiento
IL4
= I n t e r r u p t o r Límite Superior de Parada
SOL.
= Solenoides
HID.
= Hidráulico
PFl
= Bomba de Baja Presión (Engranajes)
PF2
= Bomba de A l t a Presión ( P i s t o n e s )
Válvula de Contra Presión
Válvula de Seguridad de Baja Presión
c
110
o motores de l a s bombas, l a descarga de é s t a s s e mantiene re circulando a través de l a válvula de control direccional V 1 que !
e s t á en su posición c e n t r a l .
2. Luego el operador acciona el interruptor MAN para operar l a prensa en manual, é s t o hace que l o s contactores B y F y C
se
energicen y éstos a su vez accicnen l o s solenoides B y C
de
l a s válvulas V2 y V5, respectivamente, l o cual permite que la válvula direccional V 1 d i r i j a el f l u j o hidráulico al lado avance del vástago.
de
Al mismo tiempo l a válvula V5 descarga
parte del. f l u j o a l tanque haciendo que l a velocidad de avance del vástago sea l e n t a .
Durante e s t e avance el vástago no pue-
de real i z a r ningún t r a b a j o .
3. Al l l e g a r al p u n t 0 muerto i n f e r i o r el porta-matriz superior ac1 '
ciona el interruptor límite IL2, el cual desenergiza el contact o r B y energiza los contactores A y D.
Los solenoides A y D
quedan activados, ésto hace que l a válvula de control direc
-
cional cambie de posicijn y d i r i j a el f l u j o hidráulico al lado de regreso del vástago al mismo tiempo la válvula V6 descarga parte del f l u j o a l tanque, haciendo que l a velocidad de regre-
so del vástago sea l e n t a . 4. Al l l e g a r a l p u n t o muerto superior el porta-matriz superior acciona l o s interruptores l í m i t e s IL1 e IL4 l o s cuales desenergizan los contaktcres A. C y F , quedando la prensa 1 i s t a nueva
-
111 mente para o t r o c i c l o , sea manual o semi-automático. Operación Semi-automática:
--
1. El operador acciona e l i n t e r r u p t o r AM para arrancar el motor o
motores de l a s bombas. 2. Luego el operador acciona el i n t e r r u p t o r A . P . para arrancar l a
prensa, é s t o hace que se energice el contactor B y é s t e accio-
ne el solenoide B de l a válvula VZ, con l o cual l a válvula de control direccional envía el f l u j o a l a parte superior del vástago e i n i c i a l a carrera d i avance. Antes de que el porta inatriz superior toque l a matriz para i n i c i a r el t r a b a j o , aquélla acciona el i n t e r r u p t o r 17niite IL3 l o cual hace que l a válvula Y5 descargue parte del f l u j o hidráuI
*.
l i c o al tanque y que el vástacjo disminuya su velocidad, e v i t a r el choque,
para
A m d i c i a que el vastago avanza el interrup-
t o r l í m i t e IL3 desenergiza l a válvula V5permitiendo que t o d o e l f l u j o hidráulico llegue al c i l i n d r o y e l vástago continúe
en su c a r r e r a de avance realizando e l trabajo. 3. Al l l e g a r al p u n t o muerto i n f e r i o r el porta-matriz superior ac-
ciona el i n t e r r u p t o r l í m i t e IL2 el cual desenergiza e l contact o r B y energiza e l contactor A, haciendo actuar e l solenoide A.
Esto hace que l a válvula de control direccional cambie de
posición y envíe e l f l u j o hidráulico al lado de regreso del vás-
112
tago.
4. A l llegar a l punto muerto superior el porta-matriz superior acciona el interruptor límite IL1 el cual desenergiza el contactor A , haciendo que l a válvula direccional quede en posición central
y l a prensa quede l i s t a para
tifi
nuevo c i c l o , sea manual o seini-
automático.
Cuando l a prensa está en operación s,e l a puede detener en cualquier p u n t o presionando el interruptor P2.
Puede reiniciarse
l a marcha accionando uno de los interruptores AP
o MAN.
Cuando l a prensa está en cperación, en su carrera de avance,
se l a puede detener en chalquier p u n t o y hacer que regrese i n mediatamente al p u n t o muerto superior, accionando el interrupI ’ .
tor (botonera PE) pará parada de emergencia.
114 r e s u l t a n t e e s t á u b i c a d o en e l c e n t r o de masa de l a prensa y su 1 í nea de a c c i ó n pasa p o r e l c e n t r o geométrico de l a sección t r a n s v e r --
s a l de l a e s t r u c t u r a de l a prensa, según diseño.
Por l o t a n t o ,
ninguna de l a s f u e r z a s e s t á t i c a s n i su r e s u l t a n t e p r o d u c i r á v o l -
\
t e o en l a prensa, pudiendo s o p o r t a r s e sobre su p r o p i a base y p e r manecer en e q u i l i b r i o e s t a b l e p o r su niismo peso, s i n n e c e s i t a r ningún a n c l a j e e s p e c i a l . De l a s cargas dinámicas que actúan en l'a prensa h i d r á u l i c a l a más i m p o r t a n t e es e l impacto o r i g i n a d o p o r e l macho de l a m a t r i z e l i n s t a n t e .que golpea l a lámina , n e t á l i c a .
en
P a r t e de e s t e impacto
l o absorbe l a lámina m e t á l i c a a l i n i c i a r s e e l t r a b a j o sobre e l l a , y a sea de c o r t e , doblado o estampado; l a o t r a p a r t e d e l impactu l o absorbe l a e s t r ü c t , u r a de l a prensa l a c u a l l o t r a n s m i t e í n t e igramente e inmediatamente a :a c i m e n t a c i ó n y é s t a a su vez a
-
la
t i e r r a , en donde se expande en forma de una onda v i b r a t o r i a . Las o t r a s cargas dinámicas, como l a s o r i g i n a d a s p o r l a r o t a c i ó n
de l a s bombas o p o r l a f u e r z a h i d r á u l i c a que mueve e l p i s t ó n no t i e n e n mucha i n f l u e n c i a en l a c i m e n t a c i ó n de l a prensa h i d r á u l i ca y no serán tomadas en cuenta a l d i s e ñ a r l a cimentación.
5.2 CIMENTACION DE CONCRETO
En general l a s dimensiones de l a s cimentaciones de c o n c r e t o e s t á n l i m i t a d a s p o r e l tamaño y forma de l a base de l a máquina.
La
p a r t e que e s t á en c o n t a c t o con l a máquina debe s e r p o r l o menos
115 s e i s pulgadas más grande que é s t a en todo su contorno.
La profun-
didad de la cimentación debe s e r t a l que asegure una e s t a b i l i d a d contra el volteo.
Como una recomendación para incrementar
l a re-
s i s t e n c i a al c o r t e e n t r e el terreno y l a Cimentación, cuando sea posible debe fundirse el concreto directamente contra el terreno s i n usar encofrado.
De acuerdo con l o expuesto, l a s dimensiones mínimas de l a cimentaI
ción de concreto en l a s u p e r f i c i e de contacto con l a prensa son: ANCHO: 60 + 6 + 6 = 72 pulgadas LARGO: 90 + 6 + 6 = 102 pulgadas
Para determinar l a s dimensiones de l a cimentación iisamos e l s i guiente procedimiento:
-
aplicamos una fuerza l a t e r a l horizontal
inaginaria en l a parte superior de l a prensa de una magnitud igual
a l diez por ciento del peso t o t a l de l a prensa.
Esta fuerza p r o -
ducirá un momento de volteo alrededor del e j e central de l a superf i c i e de contacto de l a cimentación con el s u e l o , el que será equilibrado por l a reacción del suelo, según s e muestra en l a f i gura No 17. E l valor t o t a l de l a reacción del suelo no v a r í a sino Únicamente
su distribución y como consecuencia de éso v a r í a también su ubicación y su valor u n i t a r i o máximo.
Es e s t e valor unitaro máximo el
que nos i n t e r e s a , pues t i e n e que s e r menor o igual a l a carga uni-
116
FIGURA No 17
1
0.1
wc
DISTRIBUCION TRIANGULAR DE LA REACCION DEL SUELO
117
t a r i a máxima permisible por el suelo.
En s i t u a c i o n e s normales l a
d i s t r i b u c i ó n de l a reacción del suelo e s uniforme, su representación y el v a l o r t o t a l de l a reacción e s igual a l produc-
e s rectangular
t o del valor u n i t a r i o por e l área de l a cimentación en contacto RT = Ru x
con e l suelo:
(53)
A5
En s i t u a c i o n e s de v o l t e o , l a d i s t r i b u c i ó n de l a reacción no e s u n i forme, su representación e s t r i a n g u l a r y su v a l o r t o t a l es igual a l producto del v a l o r u n i t a r i o máximo por el área de l a cimenta ción, dividido para dos:
RT
=
Rum x As
(54)
2
Igualando l a s ecuaciones (53) y (54) tenemos:
Ru x A5 RU Lo que
=
Rurn x
A5
Rum
= -
2
tios indica que e l v a l o r u n i t a r i o de l a reacción uriiforme
es un medio del valor u n i t a r i o máximo de l a d i s t r i b u c i ó n triangul a r de l a reacción e igual también a un medio de l a carga u n i t a r i a máxin;a permisible por e l suelo.
Calcularemos entonces e l área de
l a Cimentación, necesaria para e v i t a r e l v o l t e o y hundimiento lateral.
Ru
=
Ru
=
1
Rum
=
2
$
(55)
Peso de Prensa + Peso de cimentación Area de Cimentación
118 Peso de l a prensa: 17.400 l b s .
Estructura
Sistema H i d r á u l i c o 6.000 l b s . '
23.400 lbs. Peso de l a cimentación: Asumimos u n peso igual a l de l a prensa: 23.400 l b s . La carga u n i t a r i a máxima permisible para el s u e l o de l a ciudad de Guayaquil y sus a l r e d e d o r e s se toma en general con
un v a l o r recomendado de 7 Tons/m2. Para u n c a s o e s p e c í f i c o es n e c e s a r i o hacer u n a n á l i s i s de s u e l o y determinar su carga permisible,
.q,'= 9,933 I b s / p u l g 2
Gs= m J *.
Ru
1 = 2
9 933
=
'
46'800 9,933
As =
23.400 + 23.400 As = 9,423,135 pulg2
La f u e r z a de impacto que debe s o p s r t a r e s t a cimentación es l a fuer-za que l l e v a el vástago del c i l i n d r o h i d r á u l i c o a l a c e r c a r s e a l a lámina y que e s t á actuando por 7;
presión h i d r á u l i c a generada por
l a bomba de e n g r a n a j e s .
Fi =
PO
x n x 82
Fi = 30 x
T
x 64 = 6.031,8579 l b s .
Uno de l o s métodos para calcu'lar e s f u e r z o s producidos por f u e r z a s
119
de impacto consiste en estimar la máxima fuerza de impacto, multiplicarla por un factor de impacto y su producto usarlo como carga e s t á t i c a en l a s fórmulas generales de los esfuerzos. E l factor de impacto está determinado por l a siguiente fórmula ( 9 ) : FACTOR DE IMPACTO =
K =
Ai . ns t=
B I2 B12 + D I 1
2h 1
JAS t
(58)
(11- A)
h l representa l a a l t u r a de caida l i b r e del cuerpo de peso P , pero en nuestro caso no tenemcs calda l i b r e por l o tanto encontramos l a a l t u r a equivalente que corresponde a una velocidad igual a la
velocidad de acercamiento del vástago: l
*. v2
=
v,
v 2
=
J29fi,'
V1
= 100
g
= 386,4
Pulg/min. Pulg/seg2
1o02 - OyC535944 pulg. h1 = 2 x 6 0 2 x 3 z 4 -
Sustituyendo l o s valores de Ii, 12, B y D, P y E en l a s expresiones de K y A, tenemos: 78 x 1.305,22 + 138 x 45.923,91
= 7 8 x 1.035,22
120 0,0158 6.000 x 7,83 192 x 30 x lo6 x 45.923,91 A1
( 3
X
0,0158 - 4 )
=-0,00004255
Factor de Impacto = =
2 x 0,0035944 o,oooo4255 12,9981
Usaremos como f a c t o r de impacto 13,O. La carga t o t a l que se transmite a l suelo a t r a v é s de l a cimentación es l a suma de l a carga de impacto más el peso de l a prensa más e l peso de la cimentación. Calcularemos entonces e l área de l a cimentación, necesaria para evit a r e l hundimiento v e r t i c a l , para l o cual usaremos l a carga unita r i a permisible para el suelo. Carga t o t a l : PT = 13 x 6.000 + 23.400 + 23.400 = 124.808 15s. ,
A5
=.h-
A5
=
124.800 9,933
A5
=
12.564,18 pulgadas2
Gs
.
E s t o nos indica que e l área calculada anteriormente e igual a
9.423,135 pulgadas' no es adecuada para t r a n s m i t i r e l impacto sin producir asentamiento en e l suelo.
Las dimensiones de l a cimenta-
ción l a s seleccionamos a p a r t i r de e s t a á r e a , tomando en conside
-
ración que el ancho no puede ser menor a 72", por l o t a n t o escoge-
121
mos l a s siguientes:
LARGO:
160 pulgadas
ANCHO:
80 pulgadas
Estas dimensiones nos dan un área de sustentación de 12.800,OO pulgadas2 que e s 235,82 pulg2 más grande que l a calculada.
Establece-
remos entonces que l a cimentación con e s t a s dimensiones nos e v i t a r á el hundimiento del suel o. La profundidad de l a base l a calcularemos tomando en consideración
el momento f l e c t o r y el esfuerzo de c o r t e a que e s t á sonietida. E l momento f l e c t o r se calcula considerando en mensula l a parte
que s e proyecta fuera
de l a base de l a prensa; l a secci6n c r í t i -
ca del momento f l e c t o r s e l a ubica a l centro de l a distancia e n t r e
l a l í n e a media de l a base y e l extremo de l a misma base.
La carga
e s t á uniformemente repartida e igual a l a carga u n i t a r i a perniisible por el suelo.
Esto e s t á representado en l a figura No 18 ( 8 ) .
M , = R u ( b 3 x c 2) 80 x 38*) 2
MF =
9,933 (
&
573.730,08 l b s .
=
-
pulgada
Usando un concreto de una r e s i s t e n c i a Última a l a compresión de f ' c = 2500 lbs/pulg2; con u n esfuerzo permisible a l a tensión de
f c = 1.000 lbs/pulg2 ; con h i e r r o de un esfuerzo permisible a l a
122
FIGURA No 18
SECClON L
CR171CA PARA FLECTCR
MQMENTO
UBICACION DE LA SECCION CRITICA PARA EL MOMENTO FLECTOR EN LA CIMENTACION DE CONCRETO
123 tensión de 20.000 lbs/pulg2
, con una r e l a c i ó n de l o s módulos de
e l a s t i c i d a d n = 1 2 , con una relación de área de acero a área
de
concreto p = 0,0094, con un f a c t o r del momento f l e c t o r K = 164,1, según s e indica en l a Tabla Nz 10, y con un ancho de l a cimenta ción
= 80 pulg, calculamos l a profundidad e f e c t i v a de l a cimen-
b3
tación, necesaria para r e s i s t i r e s t e momento, u t i l i z a n d o
la
si-
guiente ecuación ( 8 ) :
MF
= 164,l bxd;
(61 1
573.730,08 = 164,l x 80 x d; 2
d2
- 5.73.730,08 - -80 x 164,l
d2 = 43,7028 d2
= 6,6108 .pul g .
‘Calcularemos ahora l a profundidad necesaria para s o p o r t a r el esfuer-
zo de c o r t e , e l cual e s producido p o r l a fuerza t o t a l hacia a r r i b a que e j e r c e el suelo en l a cimentaci6r sobre el á r e a e x t e r i o r a sección c r í t i c a para e l esfuerzo de c o r t e .
la
Esta sección c r í t i c a
e s t á ubicada a una d i s t a n c i a d 2 de lc sección c r í t i c a para el momento f l e c t o r ,
la
cual e s t á rZtJresmtad3 en l a f i g u r a No 19.
t o hace que no podamos obtener directamente e l valor de
d2
Es-
sino
que debemos asumir un valor y c a l c u l e r el esfuerzo de c o r t e a que e s t a r á sometido l a cimentación, el que deberá s e r menor que e l esfuerzo de c o r t e periiii s i bl e .
124
Grado de f, = Concreto .40fC
Ec
n
1 fs
,
.O089
.400 .867
2,000,OOC--15
20,000 .O075
.375 .875
2000- 1b. *800 *2,000,OOC
15
*18,'000
138.6
_ I
800
l
131.2 I -
2500- 1b
1000
2,500 ,OOC
12
20,000 .O094
.375 .e75
164.1
3000- 1b
1200
3,000 ,OO(
10
20,000-.O113
.375 1.875
196.9 ---
*Los valores de e s t a s columnas e s t a n en lbs/pulg
r-
2
CONSTANTES COMUNMENTE USADAS PARA TRES GRADOS DIFERENTES DE CONCRETO-(8)
125
FIGURA -No 19
UBICACION DE LA SECCION CRITICA PARA EL ESFUERZCI DE CORTE EN LA CIMENTACION DE CONCRETO
126
E l concreto t i e n e una r e s i s t e n c i a mucho mayor a l a flexión que a l c o r t e , l o que equivale a d e c i r que s i una cimentación de concreto de 6,6108 pulgadas de profundidad e f e c t i v a e s s a t i s f a c t o r i a
para
r e s i s t i r e l momento f l e c t o r , no l o será para r e s i s t i r e l c o r t e . Iniciaremos e s t e cálculo estableciendo e l espesor de l a cimenta-
nos
ción que 23.400
d3
=
dé
u n peso de 23.400 l b s . , supuesto inicialmente:
160 x 80 x d 3 x 150 1.728 23.400 x 1.728 x 150
= 160 x 80
d 3 = 21,06 pulgadas
La profundidad e f e c t i v a d 2 e s igual a l a profundidad t o t a l de l a cimentación menos 2,5 pulgtidas de revestimiento del acero. I
*.
d2 = 21-2,5
- 18.5
De acuerdo con l a f i g u r a N o 19 l a sección c r í t i c a para e l esfuerzo de c o r t e l i m i t a dos á r e a s alrededor de cada una de l a s patas
de
l a prensa, con u n v a l o r t o t a l de 2(43 x 67) = 5.762 pulg!
E l área e x t e r i o r a e s t á multiplicada por l a carga permisible del suelo e s l a que origina l a fuerza t o t a l de c o r t e : V
= (12.800
- 5.762)
x 9,933
V = 69.908,45 l b s
El esfuerzo de c o r t e t para e
concreto e s t á dado por l a sigu en-
127
t e ecuación ( 8 ) :
Substituyendo l o s valores correspondientes en l a ecuación (óZ), t e nemos :
= '
8 x 69.908,454 7 x 80 x 18,5
z=53,983
1bs/pul g ?
Este valor obtenido para el
esfuerzo de c o r t e e s s a t i s f a c t o r i o
pues es menor que e l esfuerzo permisible a l c o r t e de 75 lbs/puly2 para el concreto de 2.500 lbs/pul$ de r e s i s t e n c i a ú l t i r a a ¡a compresión. Ver Tabla N o 11 ( 8 ) . Como l a d i f e r e n c i a e n t r e e s t o s dos esfuerzos de c o r t e e s nuy g r a n -
de, disminuiremos l a profundidad e f e c t i v a en t r e s pulgadas y recalcularemos el esfuerzo: Profundidad Efec'tiva: 15,5 pulg. Deacuerdocon l a f i g u r a N o 19, l a sección c r í t i c a para el esfuer-
zo de c o r t e l i m i t a dos á r e a s con un valor t o t a l de: 2(37 x 61) = 4.514 pulg?
E l área que origina l a fuerza de c o r t e será: 12.800
-
4.514 = 8.286 pülg2
Al disminu r l a profundidad e f e c t i v a disminuye tamb én l a profun-
128
I
I
l
T A B L A
N o 11 Esfuerzos Pemis i b l es Unitarios Para c o n c r e - P a r a . c o n c r e t o s cutos de c u a l - ya r e s i s t e n c i a q u i e resis queda e s t a b l e c i d a t e n c i a , obpor e l contenidc t e n i d a s porpruebas. f'c= f'c= f'c= 2.000 2.500 3.000 30.000 n = Lbs/pld W p l ? . f'c n = 1 5 n = 1 2 n = 10
DESCRI PC ION
Wpld,
Flexión: f c
F i b r a extrema en c a n p r e s i ó n
fc
O, 4 0 f ' c
800
1.000
F i b r a extrema en c a n p r e s i ó n adyacente a s o p o r t e s de v i gas contínuas o f i j a s .
fC
O, 4 5 f ' c
900
1 . 1 % 5 1.350
Vigas s i n e s t r i b o s y con a n c l a j e e s p e c i a l en l a s v a r i l l a s longitudinales
0,03f' c
60
75
90
Plintos s i n a n c l a j e e s p e c i a l en l a s v a r i l l a s l o n g i t u dinales
o ,02f' c
40
50
60
Plintos c o n a n c l a j e e s p e c i a l en l a s v a r i l l a s l o n g i t u d i nales.
0,03f' c
60
1.2CC)
E s f u e r z o de C o r t e
ESFUERZOS PERMISIBLES DEL
CONCRETO ( 8 )
b
129
didad total y el peso de l a cimentación y como consecuencia de es-
t o v a r í a l a resistencia unitaria del suelo, l a cual será: _-
Profundidad total d.e cimentación: 15,5 + 2,5 = 18 x 80 x 18 x 150 Peso de cimentación = -160 1.728 = 20.000 lbs.
Ru =
Ru
13 x 6.000 +. 23.400 + 20.000 160 x 80
..
= 9,4844
La fuerza total de corte será entonces: V = 8.286 x 9,4844 = 78.587,5313 Ibs.
Substituyendo los valores correspondientes en la ecuación ( 6 2 ) , tenemos :
2 = 8 x 78.587,53136 7 x 80 x 15.5 1
*.
2 = 72,4309 1bs/piil g
Este valor también es s a t i s f a c t o r i o pués es menor que 75 Ibs/pulg2 que es el permisible. Estableceremos entonces s i con e s t a s dimensiones de l a cimentación se impide e l volteo a l hacer el a n á l i s i s con l a carga imaginaria.
Para una profundidad de l a base de 18 pulgadas, según l a figura No 17 y tomando en cuenta momentcs con respecto al p u n t o A , en e l centro de la cimentación, tenemos: 2.340
X
(192 + 18)
2.340 x 210
-
1/6
-
1/6b3(23.400 + 20.000) = O
b 3 X:
43.400 = O
130 bj = 6
X
2.340
X
210 = 67,9355
43.400
El ancho mínimo que debe t e n e r l a base para e v i t a r e l v o l t e o es
67,9355 pulgadas. Definimos entonces l a s dimensiones de l a cimer+ tación de concreto en: Largo: 160 pulgadas Ancho: 80 pulgadas Profundidad: 18 pulgadas. Esta cimentación ha s i d o calculada para' ser construida con concre- t o reforzado de una r e s i s t e n c i a Última a l a compresión de f ' c 2.500 l b s / p u , l g 2 con una r e l a c i ó n de acero p de 0,0094, por
=
lo
t a n t o l a cantidad de acero necesaria l a calculamos con l a siguien-
t e fórmula ( 8 ) ; Aa
P = E Aa = p x Ac Aa = 0,0094 x 8 0 x 15,5 Aa = 11,6560 pulg' Esta es el á r e a t o t a l t r a n s v e r s a l del a c e r o requerido, l a cual puede obtenerse mediante l a combinación de v a r i o s diámetros de varillas
O
con v a r i l l a s de u n s ó l o diámetro.
Seleccionaremos 15
v a r i l l a s de l"@, que según l a Tabla No 1 2 tiene u n á r e a t r a n s v e r s a l de 0,79 pu1g2 cada una, l o que nos da u n á r e a t o t a l de ( 6 ) : Aa = 15 x 0,79 Aa = 11,85 puig2
131
T A B L A
No
12
I Designación
Dimensiones Nominales de l a Secc iÓn Redonda
Peso .b/pie
Diámetro (pulg )
.
3
l
,376
Area Transversd (PUh12)
Y375
4
6
8
9
-
D i áme t r o Ex t e r io r Máximo
1,178
7/ 16
1,571
9/ 16 11/16
1.O43
,625
331
1,963
1n 502
,750
Y44
-2,356
2,044
,875
$60
2 ,749 -
2,670
1,000
Y79
3,142
1-1/8
1,128
1,o0
3.544
1- 114--
3,400
'
- 7/8-
1
10
4,303
1,270
1,27
3 ,990
1- 7/16
11
5,313
1,410
1,56
4,430
1- 5/8
PESO, AREAS Y PERItlETRO DE VARILLAS DE ACERO CORRUGAOO (6)
132 Esta á r e a es mayor que l a r e q u e r i d a (11,656 p u l g 2 ) ; por l o t a n t o e s s a t i s f a ct o r i a . Además del a c e r o c a l c u l a d o a n t e r i o r m e n t e que r e f u e r z a a l c o n c r e t o para que pueda r e s i s t i r l a s c a r g a s , se n e c e s i t a o t r a c a n t i d a d de a c e r o para r e s i s t i r l a s v a r i a c i o n e s de temperatura que ocasionan e s f u e r z o s por temperatura, l o s c u a l e s causan r a j a d u r a s en e l conc r e t o si no e s t á r e f o r z a d o c o n t r a é s t o s . La c a n t i d a d de a c e r o n e c e s a r i a e s t á dada por una r e l a c i ó n de ace-
ro de p
=
0,0025, en ambas d i r e c c i ó n , a s í :
En d i r e c c i ó n a l e j e l o n g i t u d i n a l : Aa
=
p Ac
= 0,0025 x 80 x 18 .
1 *.
Aa
= 3.6 pu1g2
Seleccionamos 12 v a r i l l a s de 1/2 pulgada de diámetro que según l a Tabla N o 12 tiene 0,31 pulgadas 2 de á r e a t r a n s v e r s a l cada una, t o t a l izando: 0,31 x 12
=
3,72 pulg2
En d i r e c c i ó n a l e j e t r a n s v e r s a l Aa = p Ac = 0,0025 x 160 x 3.8
Aa = 7.2 pulg2 Seleccionarnos 24 v a r i l l a s de 1 / 2 pulgada de diámetro, t o t a l izando:
133 0,31 x 24 = 7.44 pulg'
E l diseño de l a cimentación e s t á representado en l a f i g u r a No 20. Calcularemos ahora el diámetro de l o s pernos de a n c l a j e . Indicamos anteriormente que l a prensa no n e c e s i t a un a n c l a j e espec i a l , s i n o Únicamente para mantenerla f i j a a l p i s o , sin embargo, para determinar e l diámetro adecuado de l o s pernos de a n c l a j e usaremos el mismo procedimiento que utilizamos para c a l c u l a r e l ancho mínimo de l a cimentación que e v i t a e l volteo.
Refiriéndonosa l a
f i g u r a N o 21, é s t a indica l a reacción de l a cimentación de concre-
t o y tensión de l o s pernos de a n c l a j e . E l volteo l o o r i g i n a l a carga imaginaria horizontal de 2.340 l b s . y es r e s i s t i d o por e l par momento creado por l a r e s u l t a n t e d? l a d i s t r i b u c i ó n t r i a n g u l a r de l a presión de c o n t a c t o e n t r e l a base
de l a prensa y l a cimentación y l a tensión del perno de a n c l a j e . Haciend., l a suma de.momentos alrededor de A igual a c e r o . 2 Ma = 3 57 x T
T =
-
2.340 x 192 = ' O
2340 x 192 x 3 = 11.823,15 2 x 5 7
lbs.
Suponiendo que e s t a carga imaginaria fuera aplicada repentinainen-
t e como e s e l caso en que s e produzca una vibración o sismo, u n f a c t o r de impacto igual a dos permitirá u n diseño seguro, por l o t a n t o l a tensión a que quedará sometido e l perno de a n c l a j e e s :
134 FIGURA No 20
t
CIF.1ENTACION DE CONCRETO
80
135 FIGURA
N Z 21 --
-
-
2 3 L O Ibr
N
a-4 c
I
3
c
57
REACCION DE LA CIMENTACION DE CONCRETO Y T E N S I O N
DE LOS PERNOS DE A N C L A J E +
136 T = 2 x 11.823,15 = 23.646,3 l b s .
Para l a construcción del perno de a n c l a j e usaremos acero AISI 1018 que t i e n e u n esfuerzo de f l u e n c i a G y
=
40.000 lbs/pulg2 el que nos
permite u n esfuerzo permisible a l a tensión de:
G
= 0,6Gy
G G
= 0.6 x 40.000 = 24.000 lbs/pulg2
E l área necesaria del perno de a n c l a j e s e r á : A6
=
23.646,3 l b s 24 ..O00 1b s/ p u 1g
A6
=
0,9853 pulg?
’
Como en realidad tenemos dos pernos de a n c l a j e a cada lado de l a base, cada uno tendrá u n área de:
De acuerdo con l a Tabla
Ng
13, un perno de 7/8 pulg de diámetro
t i e n e una área de esfuerzo a l a tensión de 0,462 pulg2 y uno dn
1 pulg.
t i e n e 0,606 pulg2
.
Por l o que seleccionamos e l perno
de una pulgada de diámetro, e l cual i n c l u s i v e nos ofrece u n f a c
-
t o r de seguridad mayor (1). Establecemos entonces que l a prensa tendrá 4 pernos de a n c l a j e de una pulgada de diámetro cada uno, hechos de acero AISI 1018.
137
T A B L A NG 13
.-----l Hi 1 os
Exterior D pulg.
Raíz
__
* Esfuerzo
Exterior
K
AD
pu l q .
p u l 9:
114
,185
,049
3/8
y
294
,110
112
,400
,196
AK
1 518
--
,202
,226
11
302
,334
10
y
712
,731
Y
0 6 0 1_.
-- 1
,838
,785
1 1/8 -
,939
,994
1 114
1,084
1,227
1 318
1,158
1,485
1 112
1,283
1,767
1,29
DIClENSIOí\IES G E N E R A L E DE LOS PERNOS-~ 1)
6
l l
C A P I T U L O
VI
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES CONCLUSIONES
El diseño de una prensa hidráulica de cualquier capacidad requiere establecer l o s siguientes parámetros, t a l e s como:
a . Aplicación b . Dimensiones (carrera del pistón y área Útil de t r a b a j o )
c . Rigidez deseada d l Ve1 ocidades de operaci Ó n
e . Modo de operación:
Automática o semi-automática
f . Presión de t r a b a j o del sistema hidráulico
Algwos de estos paiárnetros están establecidos p o r rango de variación, dentro de l o s cuales puede escogerse el valor adecuado; pero otros no tienen establecido ningún rango por l o que se hace necesario que el diseñador f i j e los valores que necesita a partir de observaciones experiencias con otras prensas.
y
Algunos de estos paráinetros han sido
establecidos por los fabricantes de prensas hidráulicas, y son quienes
los poseen como propiedad exclusiva, p o r l o que no están a l alcance de todo el público.
139 RECOMENDACIOAU .
La parte principal de esta t e s i s ha sido el a n á l i s i s matemático del diseño por rigidez de l a estructura de l a prensa y l a deriva.ción l a s fórmulas necesarias.
de
Se recomienda para futuros a n á l i s i s , el ha-
cer un programa de computadoras con el f i n de obtener los valores óptimos de algunos parámetros a s í coino también establecer l o s rangos de
variación aceptables para un buen diseño.
R I B L I O G R A F I A
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