1

Resumen— El presente artículo es una síntesis del

procedimiento realizado en el diseño de la propuesta seleccionada como solución al problema presentado por la empresa HOR�OS �ACIO�ALES S.A en la etapa de transporte de palanquilla desde el horno de calentamiento hasta la primera caja de laminación. En él se presentan cálculos matemáticos basados en teorías mecánicas y eléctricas y respaldados por análisis obtenidos mediante el empleo de software especializados como A�SYS, I�VE�TOR, ARQUIMEDES, AUTOMATIO� STUDIO y ETAP.

Índice de Términos— Ménsula, palanquilla, rodamientos,

rodillos, ripador .

I. INTRODUCTION

La empresa HORNOS NACIONALES S.A. Siendo una de las empresas colombianas con más trayectoria en el sector siderúrgico ha venido desarrollando continuamente proyectos para mejorar sus procesos como estrategia para ser más competitiva a nivel Nacional e internacional. Como parte de estos proyectos se contempla incrementar la capacidad del horno de calentamiento, siendo necesario implementar un sistema de transporte de la palanquilla desde este hasta la primera caja de laminación, que este en capacidad de agilizar el proceso de acuerdo a la exigencia de este “nuevo horno”. Mediante el desarrollo del proyecto “Diseño de un sistema electromecánico para transporte de palanquilla desde la salida del horno de calentamiento hasta la primera caja del tren de laminación en la empresa HOR�OS �ACIO�ALES S.A - SIDERURGICA �ACIO�AL” se pretende hacer un apoyo significativo al proceso de laminación de dicha empresa agilizando esta etapa.

Julio 27, 2009. Este trabajo fue apoyado por la empresa HORNASA-SIDENAL S.A., Departamento de Mantenimiento y Proyectos. con el apoyo y el talento humano del empresa. La orientación de ingenieros pertenecientes a la universidad pedagógica y tecnológica de Colombia, Escuela Ingeniería Electromecánica..

Se busca diseñar un equipo adecuado a las necesidades, teniendo en cuenta estudios previos, teorías mecánicas, eléctricas y de control, soportadas en cálculos matemáticos y software de diseño y simulación, que complementan el análisis; Para lo cual se sigue un proceso consecutivo, describiendo cada elemento según los requerimientos, mostrando parámetros de diseño, especificaciones técnicas, cálculos de respaldo y resultados obtenidos mediante software, presentando además recomendaciones y plan de mantenimiento. Finalmente se dan algunas conclusiones y recomendaciones del trabajo realizado basadas en la experiencia adquirida en el desarrollo del proyecto.

II. PROBLEMA DE INVESTIGACION

A. Descripcion del problema

Con el fin de mejorar la eficiencia de la empresa HORNOS NACIONALES S.A-SIDERURGICA NACIONAL, se ha tomado la decisión de aumentar la capacidad del horno de calentamiento prolongando su longitud, lo que ha generado que el actual sistema de transporte de la palanquilla desde la salida del horno hasta la primera etapa del tren de laminación no sea útil, debido a que sus dimensiones no le permiten cumplir con las exigencias del nuevo horno. Además presenta otros problemas como la excesiva necesidad de mantenimiento, debido a que el transporte de la palanquilla se realiza directamente sobre las cadenas generando un gran desgaste y provocando fallas y/o roturas; se evidencia un sobre diseño en la estructura, dificultad de limpieza y un elevado costo de funcionamiento por el empleo de sistemas de gran consumo de energía.

Diseño Electromecánico de un Sistema de Transporte de Palanquilla desde la Salida del

Horno hasta la Primera Caja de Laminación en la Empresa HORNOS NACIONALES SA-

SIDERURGICA NACIONAL

A. Daniel Alonso Higuera M., B. Edward Ferney Suesca O., Director. Carlos Andrés Pérez M.

2

III. OBJETIVOS

A. Objetivo General

Realizar el diseño de un sistema electromecánico para transportar la palanquilla desde la salida del horno de calentamiento hasta la primera caja del tren de laminación en la empresa Hornos Nacionales S.A - Siderúrgica Nacional, con el fin de mejorar la productividad y eficiencia de la empresa.

B. Objetivos Especìficos

• Determinar el estado del arte de los equipos existentes. • Diseñar el mecanismo de transporte de palanquilla

desde la salida del horno hasta la entrada a la primera caja de laminación.

• Diseñar y calcular un sistema para la evacuación de la calamina y del material no conforme.

• Calcular los componentes mecánicos del sistema • Diseñar los circuitos eléctricos de fuerza y de control

del sistema • Seleccionar los componentes eléctricos y electrónicos

necesarios • Desarrollar el proyecto de acuerdo a las normas

técnicas y ambientales existentes.

IV. ESTADO DEL ARTE

La empresa Hornos Nacionales S.A. (HORNASA) cuenta con un equipo de transporte de palanquilla desde el horno de calentamiento hasta las cajas de laminación, (fig. 1), desarrollado y ensamblado en la propia empresa, debido a que no se encuentran soluciones comerciales.

Fig. 1. Vista general del actual sistema

Actualmente el proceso se realiza mediante un equipo

conformado por varios sistemas como lo son: mesa basculante, camino de rodillos de salida del horno, ripador y camino de rodillos de entrada a las cajas de laminación.

La mesa basculante está conformada por una estructura que

sostiene el camino de rodillos de la salida del horno y un sistema de cilindro hidráulico.

Fig. 2. Camino de Rodillos de Salida del Horno.

El camino de rodillos de salida del horno, está conformado

por cinco rodillos con sus respectivos motorreductores y un tope de fin de carrera.

El ripador está conformado por un sistema de cadenas que incluyen tres espadas que sirven de guía para tres cadenas, sus respectivos piñones y sistemas motrices, además de un sistema neumático para elevación.

El camino de rodillos de entrada a las cajas de laminación, está conformado por seis rodillos acoplados entre sí mediante un sistema de piñon – cadena y accionados por un solo motorreductor.

El equipo presenta un evidente estado de deterioro observado especialmente en las estructuras de la mesa basculante donde las soldaduras se fracturan constantemente debido a las vibraciones y son motivo de permanente mantenimiento.

Fig. 3. Labores de Mantenimiento de la mesa

Los rodillos de transporte se encuentran desalineados

dificultando el avance de la palanquilla y provocando una perdida desmesurada de tiempo, la estructura que soporta el sistema de ripador presenta un sobredimensionamiento que además de impedir una limpieza adecuada demanda gran cantidad de energía para su movimiento

V. SELECCIÓN Y DISEÑO DEL EQUIPO

Para la elección del diseño más pertinente en la solución del problema planteado se sugieren tres alternativas: transporte por medio de cadenas sobre barras inclinadas (fig. 4a), transporte por arrastre superior (fig. 4b) y transporte por elevación y traslación (fig. 4c).

(a) (b)

(c)

Fig. 4. Alternativas de diseño.

Después de analizar las ventajas y desventajas de cada

propuesta de diseño, se concluye que la mejor opción para el transporte de la palanquilla es la de elevación y traslación, debido al poco mantenimiento que requiere, además de la generación de un espacio libre, antes ocupado por los ripadores, entre los dos caminos de rodillos que permite la limpieza de la zona de una forma rápida y sencilla.

Fig. 5. Vista general del diseño. El sistema está compuesto por dos caminos de rodillos, uno

a la salida del horno y otro a la entrada de la caja de laminación, los cuales están accionados por motorreductores.

El sistema de elevación está compuesto por un

motorreductor y dos perfiles en C que sirven de guía a la ménsula, y se sostienen de la viga puente mediantEl motorreductor está acoplado a una cadena en la que se ensambla una ménsula, la cual es la responsable de sostener la palanquilla.

El sistema de traslación está compuesto por dos motorreductorreductores ensamblados a cada una de las vigatesteras ubicadas a lado y lado de la viga puente. Dentro de la viga testera existen dos ruedas, una que es la que se conecta al motor y la otra que es impulsada.

Las ruedas se desplazan sobre un carril que está soportado sobre una viga ubicada longitudinalmente y llamada viga riel,

Después de analizar las ventajas y desventajas de cada propuesta de diseño, se concluye que la mejor opción para el transporte de la palanquilla es la de elevación y traslación, debido al poco mantenimiento que requiere, además de la

io libre, antes ocupado por los ripadores, entre los dos caminos de rodillos que permite la limpieza de la zona de una forma rápida y sencilla.

El sistema está compuesto por dos caminos de rodillos, uno horno y otro a la entrada de la caja de

laminación, los cuales están accionados por motorreductores.

El sistema de elevación está compuesto por un sirven de guía a la

ménsula, y se sostienen de la viga puente mediante soldaduras. El motorreductor está acoplado a una cadena en la que se ensambla una ménsula, la cual es la responsable de sostener la

El sistema de traslación está compuesto por dos motorreductorreductores ensamblados a cada una de las vigas testeras ubicadas a lado y lado de la viga puente. Dentro de la viga testera existen dos ruedas, una que es la que se conecta al

Las ruedas se desplazan sobre un carril que está soportado inalmente y llamada viga riel,

que a su vez está soportada en cuatro columnas, sujetabases atornilladas.

VI. INGENIERIA DEL PROYECTO

El diseño de las diferentes piezas m

mediante los criterios de factor de seguridad y deflexiones máximas permitidas por la norma DIN 120 y 2:2005.

Para la realización de los cálculos de cada parte del montaje, es necesario tener en cuenta teórico de la palanquilla que se utiliza en la empresa es de 4937.5 N y la máxima longitud es de 4.32 m [1].

El equipo funcionando en estado normal debe transportar una palanquilla por ciclo, sin embargo teniendo en cuenta la información suministrada por los operarios de la planta, existe una alta posibilidad de que salgan dos palanquiuna pequeña posibilidad de tres pegadas, por lo cual realizan los cálculos para dos palanquillas.

A. Diseño Mecánico

1) Diseño de los rodillos de la salida del horno.

reducción de costos, se utilizan seis motorreductores de las mismas características, que actualmente reposan en el itinerario de la empresa.

TABLA 1.

CARACTERÍSTICAS DE LOS MOTORREDUCTORES DE

DESCRIPCIÓ� REVOLUCIONES ENTRADA REVOLUCIONES SALIDA POTENCIA VOLTAJE TORQUE

Fuente. Departamento de Mantenimiento Hornasa. Se desea una velocidad de salida de la palanquilla de 0.5 a

0.6 m/s, por lo tanto el radio exterior del cilindro es: � � �� � ������� ������ � ������

Fig. 6. Disposición de los rodillos

Para analizar los esfuerzos que soporta el rodillo, se estudia

el caso menos favorable, en el que las palanquillas salgan arqueadas y queden soportadas solo por dos rodillos.

De los casos posibles, el menos favorable es que qsoportadas en los rodillos A y E.

3

en cuatro columnas, sujetadas a

DEL PROYECTO

l diseño de las diferentes piezas mecánicas se realizó mediante los criterios de factor de seguridad y deflexiones

imas permitidas por la norma DIN 120 y UNE 58-132-

Para la realización de los cálculos de cada parte del montaje, es necesario tener en cuenta que el máximo peso

la que se utiliza en la empresa es de longitud es de 4.32 m [1].

El equipo funcionando en estado normal debe transportar una palanquilla por ciclo, sin embargo teniendo en cuenta la información suministrada por los operarios de la planta, existe una alta posibilidad de que salgan dos palanquillas pegadas y

de tres pegadas, por lo cual se realizan los cálculos para dos palanquillas.

Diseño de los rodillos de la salida del horno. Por reducción de costos, se utilizan seis motorreductores de las

características, que actualmente reposan en el

S MOTORREDUCTORES DE LOS RODILLOS

VALOR 1750 RPM 44 RPM 1.2 HP 120 V 318 NM

Fuente. Departamento de Mantenimiento Hornasa.

Se desea una velocidad de salida de la palanquilla de 0.5 a 0.6 m/s, por lo tanto el radio exterior del cilindro es:

(1)

Para analizar los esfuerzos que soporta el rodillo, se estudia el caso menos favorable, en el que las palanquillas salgan arqueadas y queden soportadas solo por dos rodillos.

De los casos posibles, el menos favorable es que queden

Fig. 7. Diagrama de cuerpo libre de la palanquilla sobre los rodillos

�� � ������ �� � ������

Fig. 8. Diagrama de cuerpo libre de la máxima reacción sobre un rodillo

� � � � ���� �! � �������� �� � ��������

Fig. 9. Diagrama del esfuerzo cortante

Fig. 10. Diagrama de momento del rodillo

De la cual se obtiene un momento Máximo El movimiento es completamente invertido y se asume un

espesor del cilindro de 5 mm, un acero 1020. Para hallar los factores de Marín [2], se asumirá una

superficie como sale de forja, un diámetro de 240 mm y una temperatura de trabajo de 400 °C

Con estas consideraciones se obtiene un factor de seguridad de 16.35, mediante el criterio de Goodman [3]factor de seguridad alto y suficiente para una de las piezas que mas uso va a tener. Es importante destacar que a medida que pase el tiempo este factor va a disminuir, debido a que el desgaste al cual está sometido reduce el espesor, y por lo tanto su seguridad.

Mediante el programa de elementos finitos ANSYS,

Ra

Wt

Re

-2000

0

2000

0 0,5 1 1,5

Diagrama de Momento

-5000

0

5000

0 0,5 1 1,5

Diagrama Cortante

Fig. 7. Diagrama de cuerpo libre de la palanquilla sobre los rodillos

Fig. 8. Diagrama de cuerpo libre de la máxima reacción sobre un rodillo

de 1883 Nm. El movimiento es completamente invertido y se asume un

, se asumirá una

superficie como sale de forja, un diámetro de 240 mm y una

Con estas consideraciones se obtiene un factor de seguridad criterio de Goodman [3], el cual es un

factor de seguridad alto y suficiente para una de las piezas que Es importante destacar que a medida que

pase el tiempo este factor va a disminuir, debido a que el duce el espesor, y por lo tanto

Mediante el programa de elementos finitos ANSYS,

aplicación inmersa en Autodesk Inventor, se realiza un análisis de esfuerzo para comparar los cálculos realizados.

Fig. 11. Factor de Seguridad del rodillo. Se observa que el factor de seguridad es muy cercano al calculado, lo cual nos garantiza una alta confiabilidad de la aplicación.

2) Diseño del eje del cilindro. Para calcular el diámetro del eje, se analiza el caso más crítico que ocurre cuando la palanquilla se recarga a un solo lado. utiliza acero 1020 debido a su bajo precio y facilidad de adquisición en el mercado

Fig. 12. Diagrama de cuerpo libre de la máxima reacción sobre un rodillo con carga recargada

Momento Máximo: 1572.6 Nm Momento a 0.03m: 132.4 Nm Momento a 0.265m: 1169.38 Nm Para un par de torsión constante un momento totalmente

alternante [3]

" � #�� $ �%& '()% *�+% ,! - � (.+/,

!

Haciendo las respectivas correcciones y aplicando los

factores de concentración correspondientes, se obtienen los diámetros de: "� � ���� "! � �����

3) Diseño de las ménsulas para elevación de palanquilla

Teniendo en cuenta la alta probabilidad de que dos palanquillas salgan pegadas del horno, las ménsulas se diseñan para soportar dos palanquillas, asumiendo que el peso se distribuye en dos ménsulas y que en el peor de los casos se sitúa en el extremo de la pieza.

1,5

4

aplicación inmersa en Autodesk Inventor, se realiza un análisis de esfuerzo para comparar los cálculos realizados.

e observa que el factor de seguridad

es muy cercano al calculado, lo cual nos garantiza una alta confiabilidad de la

Para calcular el diámetro del eje, se analiza el caso más crítico que ocurre cuando la palanquilla se recarga a un solo lado. Para efectos de diseño se utiliza acero 1020 debido a su bajo precio y facilidad de

de cuerpo libre de la máxima reacción sobre un rodillo

Para un par de torsión constante un momento totalmente

,!0�!1�2

���������������3�4 Haciendo las respectivas correcciones y aplicando los

factores de concentración correspondientes, se obtienen los

Diseño de las ménsulas para elevación de palanquilla. Teniendo en cuenta la alta probabilidad de que dos palanquillas salgan pegadas del horno, las ménsulas se diseñan para soportar dos palanquillas, asumiendo que el peso se distribuye en dos ménsulas y que en el peor de los casos se

Fig. 13. Diagrama de Cuerpo Libre de la Ménsula *5 � �� �5 6 3�� 6 ����47 *5 � �� 3 �����4 6 ����3 �����4 � ������� Utilizando un acero 1045 y una temperatura de trabajo de

400 °C se obtiene:

TABLA 2. FACTORES PARA CALCULAR EL FACTOR DE SEGURIDAD

FACTOR VALORResistencia a la cedencia +/ � ����*89Resistencia ultima a la tensión

+:; � ����*89Factor de concentración de esfuerzos

)% � ����

Momento de Inercia < � ���� = ��Limite de resistencia a la fatiga sin corregir +� ′ � ���� �Factor de Superficie )� � ���� Factor de Tamaño )> � ���� Factor de Temperatura )� � ��� Limite de resistencia a la fatiga corregida +� � ������

Con estas consideraciones se obtiene un factor de seguridad

de 2.72, mediante el criterio de Goodman [3]. Mediante elementos finitos se realiza un análisis de la

ménsula. La figura 14 muestra una visualización general del factor de seguridad de la pieza.

Fig. 14. Distribución del factor de seguridad en la ménsulaesta tiene un factor de seguridad mínimo de 3.382, lo cual es un factor permitido dentro de los rangos establecidos por la norma DIN 120, para elementos de elevación menores a 2 Ton.

Por otro lado, la figura 15 presenta la máxima deformación que sufre la pieza con las cargas aplicadas en el caso menos favorable

�����

y una temperatura de trabajo de

IDAD DE LA MÉNSULA

VALOR *89

*89

��? �� ��*89

���*89

Con estas consideraciones se obtiene un factor de seguridad

se realiza un análisis de la muestra una visualización general del

. Distribución del factor de seguridad en la ménsula. Se observa que esta tiene un factor de seguridad mínimo de 3.382, lo cual es un factor permitido dentro de los rangos establecidos por la norma DIN 120, para

presenta la máxima deformación que sufre la pieza con las cargas aplicadas en el caso menos

Fig. 15. Distribución de la deformación en la ménsula

máxima deformación es 0.9 mm, la cual es aceptable para el diseño.

4) Diseño de la Guía de la ménsula.

ménsula están orientados mediante un carril guía en forma de C. Debido a que las fuerzas que soporta son iguales y de sentido opuesto, el único análisis que se realiza es la deformación que sufre en el extremo inferior, mediante el usde análisis finitos.

Fig. 16. Diagrama de cuerpo libre y deformación de la guíamáxima deformación se ubica en el extremo inferior y es igual a 0.04 mm, que es un valor muy aceptable para el diseño.

5) Diseño viga puente. Para el correcto análisis de la viga puente, el diseño se debe evaluar de acuerdo deflexión y por fatiga.

• Análisis por deflexión La viga puente debe cumplir flecha vertical máxima de L/750 y una fmáxima de L/1000

Fig. 17. Diagrama de cuerpo libre Viga Puente @ABC � ��ABC� 6 DABC� 6EF�AB 6 ��� C� 66EF2AB 6 ����C� - �*ABC � ��ABC� 6 D� ABC! 6EF�AB 6 ��� C� 66EF2AB 6 ����C� - �G<H � ��� ABC! 6 D� ABC2 6EF�� AB 6 ��� C! 6

6EF2� AB 6 ����C! - ��

5

. Distribución de la deformación en la ménsula. Se observa que la es aceptable para el diseño.

Diseño de la Guía de la ménsula. Los rodamientos de la están orientados mediante un carril guía en forma de

Debido a que las fuerzas que soporta son iguales y de sentido opuesto, el único análisis que se realiza es la deformación que sufre en el extremo inferior, mediante el uso

. Diagrama de cuerpo libre y deformación de la guía. Se observa que la se ubica en el extremo inferior y es igual a 0.04 mm, que

Para el correcto análisis de la viga puente, el diseño se debe evaluar de acuerdo a análisis por

La viga puente debe cumplir una y una flecha horizontal

Fig. 17. Diagrama de cuerpo libre Viga Puente

EF!AB 6 �� �C���������>AB 6 ��C��������������������������������3�4� C 6EF!AB 6 �� �C���>AB 6 ��C���������������������������������3 4 6EF!� AB 6 �� �C!�>� AB 6 ��C! - I��������������������3�4�

G<J � ��� ABC2 6 D� ABC� 6EF�� AB 6 ��� C2 6EF!� AB 66EF2� AB 6 ����C2 - �>� AB 6 ��C2

Fig. 18. Diagrama de Momento de la Viga Puente

Condiciones de contorno B � � K J � � K I! � � B � �� K J � � K I� � 6������ Por lo tanto: JLMN�3OP4 � ������

• Análisis por fatiga. Se debe verificar el factor de seguridad tanto estático como dinámico.

� Estático: Solicitaciones en el Sentido Vertical

Mmax = (Mdebido peso propio de la viga + Mdebido peso del grupo

cargaQ R)�ST

R � Coeficiente dinámico o de compensación el cual tiene en cuenta la elevación más o menos brusca de la carga de servicio, que constituye el choque más importante. Las aceleraciones debidas a la elevación se desprecian, así como las reacciones verticales debidas a la rodadura, pues se asumen vías correctamente montadas. [4]

ST � Coeficiente de mayoración, el cual se debe aplicar , debido a imperfecciones de cálculo o imprevistos, que depende del grupo en el que está clasificado el aparato.

*�"UVW"X�9Y�ZU[X�Z�XZWX�"U�Y9�@W\9 �773Nm *"UVW"X�9Y�ZU[X�"UY�\�]ZX � �������Nm *"UVW"X�9�Y9^9�\9 � � ��� �N-m R � � - _ a; _ K ^XUbW^WUcdU�UBZU�W�Ucd9Y

para gruas puente.

a K Velocidad elevación =0.5m/s R � � - ��� Q ��� � ���� ST � ���� Reemplazando se tiene: *e��f � ���� ���Nm g/ � �����*Z9 Solicitaciones en el Sentido Horizontal: Para

en el sentido horizontal se debe tener en cuenta los efectos de choque:

�� �C2C2 - I�ABC� - I!���3�4

Se debe verificar el factor de seguridad

Solicitaciones en el Sentido Vertical

debido peso del grupo +Mdebido a la

(7)

Coeficiente dinámico o de compensación el cual tiene en cuenta la elevación más o menos brusca de la carga de servicio, que constituye el choque más importante. Las aceleraciones debidas a la elevación se desprecian, así como

idas a la rodadura, pues se asumen

Coeficiente de mayoración, el cual se debe aplicar , debido a imperfecciones de cálculo o imprevistos, que depende del grupo en el que está clasificado el aparato.[5]

773Nm

UBZU�W�Ucd9Y se toma 0.6 (8)

Para los momentos en el sentido horizontal se debe tener en cuenta los efectos de

Φ= coeficiente de compensación Para velocidad ≤ 1m/s Φ= 1.1 *h��f � *h Q i Q ST *h � ������ Nm *h��f � ������ Q ��� Q ���� � ��

gj � *^< � ���*Z9 gf k ��*Z9 gl � ������*Z9

c � +/gl � ��

� Dinámico: Solicitaciones en el Sentido Vertical

*�9B � ���� ���mn� *�Wc � ������ �mn *� � �����mn g/�� � ������*89 * � ���������� g/� � ������*Z9

Solicitaciones en el Sentido Horizontal *�9B � �� ���mn� *�Wc � ��������� *� � ��������� gj�� � �����*Z9 * � ���� ��� gj� � �����*Z9 gl� � �����*Z9 gl � �����*89 Utilizando acero estructural A36

Goodman se obtiene un factor de seguridad de 4. 6) Diseño de las ruedas del puente

de las ruedas del puente se utilizan las de Hertz [6], y se asume D1=200 mm

Utilizando un esfuerzo de Von Mises para ejes xyz con los esfuerzos cortantes iguales a cero y utilizando el criterio de Goodman se obtiene un factor de seguridad de 2.7.

Para efectos de análisis con elementos finitos, se ubica el valor calculado de Pmax en la superficie de contacto de la rueda con el carril, obteniendo una visión general de la distribución del factor de seguridad mostrado en la figura 1

6

(9)

�� �� N-m

Solicitaciones en el Sentido Vertical

Solicitaciones en el Sentido Horizontal

y mediante el criterio de Goodman se obtiene un factor de seguridad de 4.

6) Diseño de las ruedas del puente. Para realizar el cálculo de las ruedas del puente se utilizan las ecuaciones de contacto

=200 mm [7] . esfuerzo de Von Mises para ejes xyz con los

y utilizando el criterio de Goodman se obtiene un factor de seguridad de 2.7.

Para efectos de análisis con elementos finitos, se ubica el n la superficie de contacto de la rueda

con el carril, obteniendo una visión general de la distribución uridad mostrado en la figura 19.

Fig. 19. Distribución del factor de seguridad en la ruedafactor de seguridad arrojado por el programa coincide con el calculado anteriormente; además advierte que existe otro punto crítico localizado en el centro de la rueda con un factor de seguridad menor, pero que satisface lo recomendado por la norma DIN 120, por lo tanto el diámetro asumido es correcto

7) Calculo de la Viga Testera. La longitud de la viga

testera se calcula asumiendo una distancia entre centros de 1.3 m, suficiente para evitar un vuelque generado por la mayor carga cuando está en movimiento.

Después de varias pruebas y análisis por elementos finitos con varios espesores de láminas de acero estructural A36, se encuentra que la mejor opción para la construcción de la viga testera es una lámina de 1/4 in de espesor, si ésta soporta su propio peso y la máxima reacción producida por la viga puente, equivalente a 8521 N, distribuida en la zona de sujeción.

Fig. 20. Distribución del esfuerzo en la viga testera

observados en la zona de aplicación de la fuerza se distribuyen uniformecon valores que varían de 45 a 56 MPa. Los mayores esfuerzos principales están ubicados en los alojamientos del eje de la rueda, producidos por la concentración de esfuerzos que genera un agujero en una lámina, los cuales presentan valores cercanos a los 100 MPa.

Fig. 21. Distribución del factor de seguridad en la viga testeraseguridad presenta su menor valor, tanto en la zona de aplicación de la fuerza, como en los alojamientos del eje de la rueda, con un valor de 2, el cual es un valor que está dentro de los parámetros establecidos por la DIN 120.

Fig. 19. Distribución del factor de seguridad en la rueda. Se observa que el

ad arrojado por el programa coincide con el calculado anteriormente; además advierte que existe otro punto crítico localizado en el centro de la rueda con un factor de seguridad menor, pero que satisface lo

diámetro asumido es

La longitud de la viga testera se calcula asumiendo una distancia entre centros de 1.3 m, suficiente para evitar un vuelque generado por la mayor

Después de varias pruebas y análisis por elementos finitos con varios espesores de láminas de acero estructural A36, se encuentra que la mejor opción para la construcción de la viga testera es una lámina de 1/4 in de espesor, si ésta soporta su

y la máxima reacción producida por la viga puente, equivalente a 8521 N, distribuida en la zona de

. Distribución del esfuerzo en la viga testera. Los esfuerzos observados en la zona de aplicación de la fuerza se distribuyen uniformemente

Los mayores esfuerzos principales están ubicados en los alojamientos del eje de la rueda, producidos por la concentración de esfuerzos que genera un agujero en una lámina, los cuales

. Distribución del factor de seguridad en la viga testera. El factor de

seguridad presenta su menor valor, tanto en la zona de aplicación de la fuerza, como en los alojamientos del eje de la rueda, con un valor de 2, el cual es un alor que está dentro de los parámetros establecidos por la DIN 120.

Fig. 22. Distribución de la deformación en la viga testera.

deflexión que presenta la pieza es de 0.3 mm, ubicada en la zona de aplicación de la fuerza, y se disminuye hasta cero en los extremos, lo que permite concluir que la viga testera presenta amplios márgenes de confianza con las dimensiones y materiales asumidos anteriormente.

8) Selección del Carril. Es muy frecuente el empleo de carriles Burbach según la DIN 536 que presenta una cabeza ancha para soportar las grandes cargas y un patín muy ancho que facilita la fijación. Para seleccionar el carril adecuado es necesario conocer la distancia interna de ccon el carril k.

Fig. 23. Vista frontal del Carril Burbach

Debido a que las empresas importadoras colombianas

trabajan con perfiles europeos, se escoge el carril Burbach ASCE 40, cuyas características están en el Anexo B9.

9) Diseño Viga Carril. El procedimiento para diseñar la

viga carril es el mismo empleado para diseñar la viga puente, con el cual se obtienen los siguientes resultados.

Fig.24. Diagrama de Cuerpo Libre de la Viga Carril

JLMN�3OP4 � �������, factor de seguridad estático de 7.6 y un factor de seguridad dinámico de 6.13.

10) Diseño de las columnas para las vigas carril.

más crítico se presenta cuando la viga puente se encuentra a 8.728 m del extremo izquierdo, para lo cual se realiza el diagrama de cuerpo libre

7

Fig. 22. Distribución de la deformación en la viga testera. La máxima deflexión que presenta la pieza es de 0.3 mm, ubicada en la zona de aplicación

cero en los extremos, lo que permite concluir que la viga testera presenta amplios márgenes de confianza con las dimensiones y materiales asumidos anteriormente.

Es muy frecuente el empleo de carriles Burbach según la DIN 536 que presenta una cabeza ancha para soportar las grandes cargas y un patín muy ancho que facilita la fijación. Para seleccionar el carril adecuado es necesario conocer la distancia interna de contacto de la rueda

Debido a que las empresas importadoras colombianas trabajan con perfiles europeos, se escoge el carril Burbach ASCE 40, cuyas características están en el Anexo B9.

El procedimiento para diseñar la viga carril es el mismo empleado para diseñar la viga puente, con el cual se obtienen los siguientes resultados.

. Diagrama de Cuerpo Libre de la Viga Carril

de seguridad estático de 7.6 y un factor de seguridad dinámico de 6.13.

Diseño de las columnas para las vigas carril. El caso más crítico se presenta cuando la viga puente se encuentra a 8.728 m del extremo izquierdo, para lo cual se realiza el

Fig. 25. Diagrama de Cuerpo libre de la columna

Por lo tanto la carga máxima estimada equivale a

Si se requiere un factor de seguridad de 3, asumiendo una columna de tipo Euler, con condiciones de extremo empotrado libre y una longitud de 2.084 m.

8T� � c8 8T� � �3�������4 � ������� 8T� � opqrsaq

Despejando el momento de inercia de la ecuación 11. < � ���� = ��? �� Se selecciona el perfil I estándar europeo IPN 160 cuyo

momento de inercia más pequeño es de 5.47= at � !�u����� � � ���

v atw� � x!pqoryz {|q

v atw� � �����

Como at } v atw� entonces la ecuación de Euler es válida para

calcular la columna.

B. SISTEMA ELECTRICO DE CO;TROL Y

1) Sistema de control. Para controlar el funcionamiento del equipo se recurre al uso de lógica programable, debido a la gran versatilidad, facilidad de instalación y confiabilidad que estos presentan. El programa diseñado utiliza lenguaje Ladder para su funcionamiento y da la posibilidad de maniobrar tanto de forma automática como de forma manual, evitando así una parada ocasionada por una falla en los sensores.

TABLA 3.

UTILIZACIÓN DE SENSORES

APLICACIÓ� TIPO DE

SE�SOR MESA DE RODILLOS SALIDA DE

HORNO FOTOELÉCTRICO

MÉNSULA INDUCTIVO EXTREMOS DE LA VIGA CARRIL CAPACITIVO

2) Sistema de Potencia. El diseño contempla la necesidad de utilizar 17 motores distribuidos de la siguiente forma:

Por lo tanto la carga máxima estimada equivale a 11996 N. Si se requiere un factor de seguridad de 3, asumiendo una columna de tipo Euler, con condiciones de extremo empotrado

(10)

(11)

de la ecuación 11.

el perfil I estándar europeo IPN 160 cuyo = ��? �� .

(12)

(13)

(14)

entonces la ecuación de Euler es válida para

SISTEMA ELECTRICO DE CO;TROL Y POTE;CIA

Para controlar el funcionamiento del equipo se recurre al uso de lógica programable, debido a la gran versatilidad, facilidad de instalación y confiabilidad que

El programa diseñado utiliza lenguaje Ladder para su funcionamiento y da la posibilidad de maniobrar tanto de forma automática como de forma manual, evitando así una parada ocasionada por una falla en los sensores.

CA�T.

OTOELÉCTRICO 1

12 8

El diseño contempla la necesidad de utilizar 17 motores distribuidos de la siguiente forma:

TABLA 4. DESCRIPCIÓN DE LOS M

CA�TIDAD APLICACIÓ� VOLTAJE

6 MESA DE RODILLOS

DE SALIDA HORNO

3 MOTORREDUCTORES

ELEVACIÓN

2 MOTORREDUCTORES

DE TRASLACIÓN

6 MESA DE RODILLO

ENTRADA CAJA

Para realizar los cálculos necesarios en la selección de las diferentes protecciones se requiere conocer la corriente nominal de cada motor, para lo cual se recurre a los datos del fabricante

TABLA 5. CORRIENTE DE MOTORES A

POTE�CIA MOTOR

[HP] 0.6 1.2 2.5

FUENTE: CATÁLOGO SIEMENS

• Calibre del Conductor del Alimentador

conducción de corriente del alimentador es: < � �����<~o�/����;�� - � <~o��;���< � ����� Por lo cual se utilizan 3 conductores THW N° 2 AWG en un tubo Conduit Metálico de 1*1/4”. • Calibre de los Conductores de los Circuitos Derivados

< � �����<~o

TABLA 6. CONDUCTORES DE CIRCUITOS

DEPE�DE�CIA CORRIE�TE

[A] MESA DE RODILLOS

DE SALIDA HORNO 9.25

SISTEMA DE

ELEVACIÓN 5

SISTEMA DE

TRASLACIÓN 2.75

FUENTE: NORMA NTC 2050. • Cálculo de la Protección del Alimentador

8�Xd�a���;���� � ���<~o�/����;�� - 8�Xd�a���;���� � ������� Por lo tanto se puede utilizar un interruptor termomagnético de 110 A.

8

(10)

MOTORES

VOLTAJE [

V ]

POTE�CIA [ HP]

[KW]

220 1.2 0.9

220 2.5 1.8

220 0.6 0.45

220 1.2 0.9

Para realizar los cálculos necesarios en la selección de las diferentes protecciones se requiere conocer la corriente nominal de cada motor, para lo cual se recurre a los datos del

OTORES A PLENA CARGA

I� [A]

2.2 4

7.4

Calibre del Conductor del Alimentador. La capacidad de conducción de corriente del alimentador es:

�;�����;���� (15)

Por lo cual se utilizan 3 conductores THW N° 2 AWG en un

Calibre de los Conductores de los Circuitos Derivados

~o

IRCUITOS DERIVADOS

CO�DUCTOR TUBO

3 X THW N° 14 CONDUIT

1/2”

3 X THW N° 14 CONDUIT

1/2”

3 X THW N° 14 CONDUIT

1/2”

Alimentador

- �<~o��;�����;���� (16)

Por lo tanto se puede utilizar un interruptor termomagnético

9

• Protección del Circuito Derivado de Cada Motor. Para la protección de los motores de traslación se utiliza lo estipulado en el Artículo 430 – 32 c de la norma NTC 2050. < � ����<~o � ������ (17)

Por lo cual se puede emplear un relé de protección térmica de 3 A. Para los motores de elevación se utilizan motores estándar con elevación de temperatura no superior a 40 grados. Por lo tanto la capacidad de los elementos térmicos es de 1.25 Ipc, equivalente a 9.25 A, por lo cual se puede emplear un relé de protección térmica de 10 A.

Para los motores de las mesas de rodillos se utiliza el anterior criterio, por lo cual cada motor debe tener un relé de protección térmica de 5 A.

Para la selección de contactores se utiliza la categoría AC-3, debido a que el corte se realiza con el motor lanzado. El objetivo es de 3 millones de ciclos de maniobras, por lo tanto del Anexo B12.

TABLA 7. DESCRIPCIÓN DE LOS CONTACTORES

MOTOR CORRIE�TE DE

CORTE [A] CALIBRE DE

CO�TACTOR CAMINO DE RODILLOS 4 LC 1-LP1 K 09 SISTEMA DE

ELEVACIÓN 7.4 LC 1 D 09

SISTEMA DE

TRASLACIÓN 2.2 LC 1-LP1 K 06

VII. CONCLUSIONES

• Para solucionar el problema del transporte de la palanquilla, se desarrollo un sistema de elevación y traslación que reduce significativamente los costos de producción y mantenimiento, además de optimizar los tiempos de recorrido, obteniendo de esta forma una menor pérdida de temperatura. • A través de este diseño se mejora el ambiente de trabajo debido a la reducción de tiempo de exposición de los trabajadores ante el calor producido por horno, cuando se realizan tareas de limpieza de calamina. • Todas las partes del sistema se diseñaron y seleccionaron de acuerdo a las ofertas de equipos y materiales que se presentan en el mercado regional y nacional, lo cual garantiza una disponibilidad inmediata y económica de cualquier pieza del sistema.

• El uso de lógica programable permite tener una gran confiabilidad y exactitud en el control del sistema, así como la flexibilidad de incorporar nuevas instrucciones que conlleven al mejoramiento del proceso.

• Las opiniones e ideas presentadas por el personal operativo fueron de gran importancia a la hora de tomar decisiones,

debido a que su amplia experiencia y trayectoria en la industria siderúrgica les da la posibilidad de sugerir alternativas viables. • Por medio de este diseño se comprueba que el adecuado uso de teorías y conceptos permiten dar soluciones a problemas reales que la industria presenta a diario, aportando de esta forma a reducir la gran brecha que existe entre industria y academia.

REFERENCIAS

[1] Uzeta Acosta Luis. Jefe Gestión de Calidad Sidenal. [2] NORTON, Robert L. Diseño de Máquinas. México: Prentice Hall, 2000.

Cap 6. [3] SHIGLEY, Joseph y MISCHKE, Charles. Diseño en Ingeniería

Mecánica. 6 ed. México: Mc Graw Hill, 2002. Cap 6. [4] NORMA UNE 58-112 [5] DIN 150 22 Tabla 26 [6] SHIGLEY, Joseph y MISCHKE, Charles. Diseño en Ingeniería

Mecánica. 6 ed. México: Mc Graw Hill, 2002. P 147. [7] NORMA DIN 15046, Tabla 42

DANIEL ALONSO HIGUERA MARTÍNEZ Estudiante de Ingeniería electromecánica. Universidad Pedagógica y Tecnológica de Colombia. Facultad Seccional Duitama. inghiguera@gmail.com EDWARD FERNEY SUESCA OCHOA Estudiante de Ingeniería Electromecánica. Universidad Pedagógica y tecnológica de Colombia. Facultad Seccional Duitama. ingsuesca@gmail.com

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