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REVISTA ELECTR0NICA

GRUPO DE MECANICA COMPUTACIONALDEPARTAMENTO DE METALMECANICAINSTITUTO TECNOLOGICO DE QUERETARO

M E C A N I C A

ISSN 1870-1264REVISTA SEMESTRAL

VOLUMEN 30 JUNIO 2017

© GRUPO DE MECANICA COMPUTACIONALDEPARTAMENTO DE METALMECANICA

INSTITUTO TECNOLOGICO DE QUERETARO

REVISTA ELECTRONICA EN INGENIERÍA MECÁNICA

ITQu@ntum

EDITOR RESPONSABLE:GERARDO ATANACIO JIMENEZ

EDITORES ASOCIADOS:JORGE SANCHEZ MACIASABISAI J. RESENDIZ BARRON

DEPARTAMENTO DE METALMECANICAINSTITUTO TECNOLOGICO DE QUERETAROQUERETARO, QRO., MEXICO

COMITE ASESOR:

J. ORTIZ ROSALESDEPARTAMENTO DE INGENIERIA MECANICAITESM CAMPUS QUERETAROQUERETARO,QRO.MEXICO

F. GARCIA RODRÍGUEZDEPARTAMENTO DE INGENIERIA MECANICAINSTITUTO TECNOLOGICO DE CELAYACELAYA, GTO., MEXICO

R. RODRIGUEZ CASTRODEPARTAMENTO DE INGENIERIA MECANICAINSTITUTO TECNOLOGICO DE CELAYACELAYA, GTO., MEXICO

J. VARGAS DEPARTAMENTO DE METALMECANICAINSTITUTO TECNOLOGICO DE TIJUANATIJUANA, B.C., MEXICO

M. ROJASDMA-IMECC-UNICAMP 13081-9706065, CAMPINAS, S. P. BRASIL

J. FLORES MÉNDEZCOLEGIO DE INGENIERIA EN SISTEMAS BENEMÉRITA UNIVERSIDAD AUTÓNOMADE PUEBLA, PUEBLA,MEXICO

A. BALDENEBRO OBESODEPARTAMENTO DE CIENCIAS BASICASINSTITUTO TECNOLOGICO DE QUERETAROQUERETARO, QRO., MEXICO

N. SRINIVASANDEPARTAMENTO DE INGENIERIA MATEMATICAUNIVERSIDAD DE CHILECASILLA 170/3, SANTIAGO 3, CHILE

T. FERNÁNDEZ GÓMEZ


ISSN 1870-1264

DEPARTAMENTO DE METALMECANICAINSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABAORIZABA, VER, MÉXICO

R. TORRES MARTÍNEZDEPARTAMENTO DE MECATRONICACICATAQRO-IPNQUERETARO, QRO, MÉXICO

J. G. SUÁREZ ROMERODEPARTAMENTO DE METALMECANICAINSTITUTO TECNOLOGICO DE QUERETAROQUERETARO,QRO.MEXICO

AUTOMOTRICES

COMPARACIÓN DE RESISTENCIA A LA FRACTURA DE ÓRGANOS DENTARIOS INCISIVOS INFERIORES CON ACCESOS ENDODÓNTICOS:CONVENCIONAL, MÍNIMAMENTE INVASIVO E INCISAL POR PRUEBA UNIVERSAL DE COMPRESIÓN Y METODOLOGÍA DE VALIDACIÓNAPLICANDO ANÁLISIS POR ELEMENTO FINITO.Rosario Jiménez Flores, J. Flores Méndez, Manuel Aparicio Razo, Manuel Zapata y Sánchez, Godolfredo Sánchez Medina, B. Calixto Sirene, René Pérez Pérez.

PRUEBA DE DUREZA BRINELL EN MOLDES PARA FUNDICION.Manuel Aparicio Razo, Ines Abigail Morales Mateo, Bernardino Calixto Sirene, Javier Flores Méndez.

ADVANTAGES OF USING THE MANUFACTURE OF BLOW MOLD MOLDING CASE STUDY.Vladimir Damián Fernández Pérez.

ESTUDIO COMPARATIVO DE ALTERACIÓN EN LA RUGOSIDAD DEL MÁRMOL TIPO CAFÉ TABACO MEDIANTE PRUEBA DE CRISTALIZACIÓN DE SALES POR CLORURO DE SODIO.Adolfo Manuel Morales Tassinari, Javier Guevara Rivera, Pedro Cruz Ortega, Jorge Arturo Hernández Zárate, Alberto Servín Martínez.

MODELO CINEMÁTICO Y SIMULACIÓN DE UN ROBOT TIPO SCARA MEDIANTE EL USO DE SOFTWARE CAD SOLIDWORKS.José Carlos Ramírez Castillo, Javier Rivera Guevara, Adolfo Manuel Morales Tassinari,Pedro Cruz Ortega.

INSTRUMENTACIÓN DE UN TÚNEL DE VIENTO SUBSÓNICO.Manuel Aparicio Razo, Bernardino Calixto Sirene, Javier Flores Méndez.

FACTIBILIDAD DE LA SUSTITUCION DE COJINETES DE DESLIZAMIENTO POR RODAMIENTOS CILINDRICOS EN MOLINOS DE CAÑA.Bernardino Calixto Sirene, Manuel Aparicio Razo, Javier Flores Méndez, Walid Benites Atta.

COSECHADOR DE ENERGÍA BASADO EN CELDAS SOLARES Y CIRCUITO SEGUIDOR DE PUNTO DE MÁXIMA POTENCIA PARA ALIMENTARDISPOSITIVOS ELECTRÓNICOS PORTÁTILES.Alejandro Hernández Maldonado, Roberto Carlos Ambrosio Lázaro, Edna Iliana Tamariz Flores, Gustavo Manuel Minquiz Xolo, Javier Flores Méndez.

MODELO VIRTUAL DE UN GRIPPER PARA PIEZAS ESFÉRICAS.Alejandro Tapia Quiroz, Tomas Fernández Gómez, Gerardo Atanacio-Jiménez.

ISSN 1870-1264

REVISTA ELECTRÓNICA EN

INGENIERíA MECÁNICA

ITQu@ntum

Vol. 30 Junio 2017

SUMARIO

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE QUERÉTAROGRUPO DE MECÁNICA COMPUTACIONALDEPARTAMENTO DE METALMECÁNICA

cc

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25

38

56

63

76

91

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VOLUMEN 30, 1-11 REVISTA ELECTRONICA EN INGENIERIA MECANICA ISSN 1870-1264

© DMMITQ JUNIO 2017 QUERÉTARO, MÉXICO

1

COMPARACIÓN DE RESISTENCIA A LA FRACTURA DE ÓRGANOS DENTARIOS INCISIVOS INFERIORES CON ACCESOS ENDODÓNTICOS: CONVENCIONAL, MÍNIMAMENTE INVASIVO E INCISAL POR PRUEBA UNIVERSAL DE COMPRESIÓN Y METODOLOGÍA DE VALIDACIÓN APLICANDO ANÁLISIS POR ELEMENTO FINITO.

Rosario Jiménez Flores1, J. Flores Méndez2,3, Manuel Aparicio Razo4, Manuel Zapata y Sánchez4, Godolfredo Sánchez Medina4, B. Calixto Sirene4 y René Pérez Pérez2.

1Facultad de Estomatología-Benemérita Universidad Autónoma de Puebla, C.P. 72000, Puebla, PUE, México. 2Instituto Tecnológico de Puebla-División de Estudios de Posgrado e Investigación, C.P. 72220 Puebla, PUE, México. 3Ingeniería en Sistemas Automotrices-Benemérita Universidad Autónoma de Puebla, C.P. 72000, Puebla, PUE, México. 4Ingeniería Mecatrónica-Benemérita Universidad Autónoma de Puebla, C.P. 72000, Puebla, PUE, México.. Autor Titular/Corresponding author e-mail: [email protected] ©2017 Rosario Jiménez Flores et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. En el presente trabajo se utiliza una máquina de prueba universal de tensión/compresión y el análisis por elemento finito, para aplicar una carga a compresión y estudiar el comportamiento mecánico a través del eje longitudinal y paredes de un órgano dentario (incisivo inferior) con un diseño de acceso endodóntico convencional, mínimamente invasivo e incisal con el objetivo de determinar cuál de estos diseños soporta una mayor carga incisal (carga a compresión que surgen de la función masticatoria cuando un diente superior incide con el diente antagonista inferior) y definir las zonas de concentración de esfuerzos y deformaciones que proporcionen una idea de la forma en que fallará la pieza dentaria. Se identifica que el diseño de acceso endodóntico incisal presenta mayor resistencia a la fractura y deformación por carga compresiva. Palabras clave. Resistencia a la fractura, órgano dentario, análisis por elemento finito.

Abstract. In the present work a universal tensile/compression test machine and finite element analysis are used for to apply a compressive load and to study the mechanical behavior through the longitudinal axis and walls of a dental organ (lower incisor) with a conventional, minimally invasive and incisal endodontic access design with the objective of determining which of these designs supports a higher incisal load (compressive load arising from the masticatory function when an upper tooth impinges with the lower antagonist tooth) and define the areas of concentration of stresses and deformations that provide an idea of how the tooth will fail. It is identified that the design of incisal endodontic access presents greater resistance to the fracture and deformation by compressive load.

Key words. Resistance to the fracture, dental organ, finite element analysis.

Indizada/Resumida: Latindex-CatálogoLatindex-Directorio

Artículo Ordinario/Regular Paper Recibido/Received: Enero 2017

Aceptado/Accepted : Mayo 2017

Rosario Jiménez Flores, J. Flores Méndez, Manuel Aparicio Razo, Manuel Zapata y Sánchez, Godolfredo Sánchez Medina, B. Calixto Sirene y René Pérez Pérez.

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1. INTRODUCCIÓN.

El acceso endodóntico es la principal maniobra para realizar un tratamiento que permite la entrada al sistema de conductos radiculares para su preparación químico-mecánica, así como, la obturación de dicho sistema de conductos. Los accesos extensos, comprometen la estructura dentaria, debilitando el órgano dentario con el riesgo de presentar fractura. Un acceso en un diente incisivo, a 45º y luego a 90º facilita un efecto de cuña sobre el diente involucrado. Aunado a un acceso de mayores dimensiones, la rehabilitación requiere de preparaciones extensas y materiales más invasivos por lo que la restauración ya no será conservadora, su costo se elevará por la necesidad de un elemento reconstructor y en ocasiones de una corona total, además una restauración directa rígida, entre más grande el acceso, favorece a la fractura del diente. La rigidez de las aleaciones metálicas de los instrumentos rotatorios endodónticos, y su gran masa de la sección transversal, favorecía que estos instrumentos se rompieran (separación), lo que implicó la necesidad de hacer los accesos más grandes, libres de retenciones para evitar la fatiga de los instrumentos [1-3]. No existen estudios previos acerca de la resistencia a la fractura o de la distribución de fuerzas en la estructura remanente en dientes incisivos inferiores con distintos diseños de accesos; convencionales, mínimamente invasivos e incisales. Recientemente se ha empleado el uso de MEF (Método del elemento Finito) en el área odontológica, mediante pruebas aplicadas a materiales e instrumental dental, proporcionando confiabilidad en los resultados obtenidos ya que se reproducen las características físicas del objeto, así como de las fuerzas; compresivas y direccionales que sufre dicho objeto en la realidad [4-7]. No se han registrado estudios que determinen la distribución de fuerzas ya sea por medio de un software o de algún modelo físico de aplicación de fuerzas, con máquinas universales de pruebas en un órgano dentario que será tratado endodónticamente con un acceso cameral previo. Los resultados del presente estudio comprueban, que el remanente dentinario está asociado a la producción de fracturas dentarias y que el diseño del acceso endodóntico y los puntos críticos de abordaje debilitan la estructura dental, por lo tanto, es importante identificar el diseño de acceso endodóntico que presente mayor resistencia a la fractura y deformación. 2. METODOLOGÍA.

Las probetas de la roca caliza travertino tipo Dorado Tepexi se elaboraron en la empresa Industrias del Travertino S. A., que se encuentra ubicada en la Ciudad de Tepexi de Rodríguez, Puebla, México. Estas probetas se seleccionaron de acuerdo al color amarillo dorado característico del material; además, se verificó que las dimensiones de cada probeta fueran de 50X50X50 mm con una tolerancia de ±0.5 mm en cada cara.

La presente investigación tiene por objeto determinar la resistencia a la fractura de

accesos endodónticos convencionales, mínimamente invasivos e incisales, el estudio se



3

llevó a cabo in-vitro con una población de 24 órganos dentarios incisivos inferiores con indicación de extracción a los que se les realizó dichos accesos (Fig. 1). Se utilizaron 8 órganos dentarios para cada tipo de acceso.

Figura 1. Órganos dentarios incisivos inferiores.

Los datos geométricos se recolectaron ex-profeso, que consiste en una tabla de

mediciones de longitudes y anchos de los órganos dentarios incluidos en cada tipo de acceso, donde se obtuvieron promedios de medidas para cada grupo experimental (Tabla 1).

PROMEDIO ACCESO ENDODÓNTICO Longitud

corono-apical (mm)

Longitud mesio-distal

(mm)

Máximo espesor-

Cervical (mm)

Máximo espesor-Incisal

(mm) Convencional 20.95 6.19 6.50 2.51

Mínimamente Invasivo 20.24 4.99 5.817 1.75 Incisal 21.82 5.9 6.54 2.62

Tabla 1. Promedio de longitud, ancho y espesor de los órganos dentarios incluidos por grupo experimental.

Los órganos dentarios incisivos inferiores se colocaron en un molde diseñado con Polivinil-Siloxano, donde se llenaron de acrílico hasta la unión cemento-esmalte, para su posterior colocación en la máquina de prueba universal a compresión [8,9], las pruebas se realizaron para una carga a velocidad de 1cm × 1min, con una angulación de muestras a 30°, ver Fig. 2.



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(a) (b) (c)

Figura 2. Montaje para el ensayo a compresión de órganos dentarios.

En la Fig. 3(a)-(d) se observa la forma de la cavidad de las muestras para cada acceso endodóntico, posteriormente se restauraron con resina compuesta, marca Filtek Z250 color A3, siguiendo la técnica de fotopolimerización de contracción guiada.

(a) (b)

(c)

Figura 3. Acceso endodóntico convencional (a), mínimamente invasivo (b) e incisal (c).



5

3. RESULTADOS.

Los resultados de los ensayos a compresión para cada acceso endodóntico se

muestran en la Fig. 4. En la tabla 2 se establecen los promedios de los valores máximos de fuerza y desplazamiento para cada grupo experimental a los cuales sucedió la fractura.

(a) (b)

(c)

Figura 4. Resultados de los ensayos a compresión para 8 órganos dentarios de accesos endodónticos convencional (a), mínimamente invasivo (b) e incisal (c).

PROMEDIO

ACCESO ENDODÓNTICO Fuerza Máxima (N) Desplazamiento Máximo (mm)

Convencional 232.22 1.37

Mínimamente Invasivo 229.25 1.12 Incisal 256.73 1.11

Tabla 2. Promedio de los valores máximos a la fractura de fuerza y desplazamiento para cada grupo experimental.

Para establecer una metodología de pruebas no destructivas en piezas dentarias se

diseñó un modelo tridimensional con las medidas promedio de cada acceso endodóntico. La dentina constituye la mayor parte de la estructura dental y sus propiedades son determinantes en casi todos los procedimientos de odontología restauradora [10], su módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson son: 18600 MPa y 0.31, respectivamente. Para la resina compuesta, módulo de elasticidad: 16600 MPa y coeficiente de Poisson:



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0.24. Dicho modelo en CAD y propiedades mecánicas serán empleados en el modelado y simulación por elemento finito computacional. Utilizando una malla tetraédrica fina de aristas curvas en el software de diseño CATIA V.5 R21 y los valores máximos de fuerza de la Tabla 2, se obtiene la distribución y concentración de esfuerzos para cada grupo experimental, además de los valores y ubicación geométrica de la deformación (Fig. 5-6).

(a) (b)

(c)

Figura 5. Modelado y simulación de los valores y distribución de esfuerzos para los accesos endodónticos convencional (a), mínimamente invasivo (b) e incisal (c).



7

(a) (b)

(c)

Figura 6. Modelado y simulación de los valores y distribución de deformación para los accesos endodónticos convencional (a), mínimamente invasivo (b) e incisal (c).



8

En la Tabla 3 se presentan los resultados obtenidos por modelado y simulación mediante elemento finito computacional de cada grupo experimental.

PROMEDIO

ACCESO ENDODÓNTICO Esfuerzo Máximo

(GPa) Desplazamiento Máximo

(mm) Convencional 69.70 1.788

Mínimamente Invasivo 74.70 1.773 Incisal 165.80 1.720

Tabla 3. Valores máximos de esfuerzo y desplazamiento para cada grupo experimental.

Las ventajas del modelado y simulación en mecánica computacional es la de observar las zonas con mayor concentración y la distribución de esfuerzos y desplazamientos, los cuales dan una idea de la tendencia de ruptura (fractura) de la pieza dentaria. Como pudo observarse, los resultados por elemento finito se validan experimentalmente con los valores del desplazamiento proporcionados por el ensayo de compresión. Uno de los objetivos de los accesos endodónticos, incluye conseguir un acceso en línea recta hasta el foramen apical o hasta la curvatura inicial del conducto, de esta manera se consigue una irrigación, conformación, limpieza completa y una correcta obturación para conservar la estructura dental sana.

4. CONCLUSIONES.

El grupo de acceso convencional, presenta una resistencia de carga de fractura intermedia de 232.22 N con una concentración de esfuerzos más baja, respecto a los otros dos accesos. El análisis por elemento finito, pronostica una deformación máxima de 1.788 mm y un patrón de concentración de esfuerzo por debajo de la unión cemento-esmalte, traduciéndose en una fractura desfavorable para una posible rehabilitación post-fractura, la validación por medio de FEA, coincide con las evidencias fotográficas y radiográficas del Anexo 1.

Por lo tanto, este tipo de diseño de acceso es el que compromete desfavorablemente

la estructura dentaria remanente, condenándola a la extracción después de sufrir una fractura, sin posibilidad de rehabilitación. Cabe señalar, que en este tipo de acceso no se forzan los instrumentos endodónticos, la limpieza y desinfección es facilitada por las amplias dimensiones del acceso.

Por otra parte, el grupo de accesos mínimamente invasivos presentó menor

resistencia de carga a la fractura (229.25 N), aunque la concentración de esfuerzos es intermedia respecto a los accesos incisal y convencional. Este tipo de accesos presenta ciertas limitaciones en su diseño, ya que el abordaje al sistema de conductos es reducido, los instrumentos endodónticos sufren esfuerzo y deformación, el intercambio de los irrigantes es insuficiente, por lo que una limpieza y desinfección se ven comprometidas. La obturación por medio de una técnica de compactación vertical también se dificulta, por el espacio reducido para realizar una adecuada compactación.

El análisis por MEF, proporciona una deformación de 1.773 mm y un patrón de

concentración de esfuerzo limitado a la unión cemento-esmalte, representando un patrón de fractura en forma de “V” (el cual coincide con las evidencias del Anexo 1), favorable



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para una rehabilitación post-fractura, aunque involucre tratamientos restauradores adicionales.

Finalmente, el grupo de accesos incisales, fue el que presentó mayor resistencia a la

carga de fractura, con un valor de 256.73 N, por consiguiente una mayor concentración de esfuerzo, comparado con los accesos mínimamente invasivos y convencionales. El acceso incisal, permite un abordaje paralelo al eje longitudinal del órgano dentario, evita la torsión, deformación y esfuerzo mecánico de los instrumentos endodónticos.

La irrigación y desinfección es efectiva, debido a que la aguja de irrigación alcanza

una longitud ideal para el intercambio del irrigante, la obturación por medio de técnica de compactación vertical no presenta complicaciones. El análisis por MEF, proporciona el comportamiento máximo de deformación de 1.720 mm, la deformación es uniforme, distribuida hacia la raíz del órgano dentario, absorbiendo las cargas equitativamente por el eje longitudinal del órgano dentario y tejidos periodontales adyacentes (ligamento periodontal y hueso alveolar), protegiendo al diente de una fractura desfavorable. El patrón de distribución de esfuerzos se distribuye hacia ambos ángulos incisales de las caras proximales, resultando en un patrón de fractura oblicuo en tallo, limitándose a la corona y protegiendo la proporción radicular, lo cual se valida con las pruebas experimentales del Anexo 1.

Se puede resumir que no solo es importante la resistencia a la carga que soportan

los órganos dentarios a la fractura, sino también la distribución de esfuerzo y deformaciones que definen un probable patrón de fractura para poder realizar una rehabilitación post-fractura. De los análisis anteriores se concluye que el acceso incisal es el que mejor protege al órgano dentario con un mejor pronóstico para una rehabilitación post-fractura.

ANEXO 1.

(a)



10

(b)

(c)

Figura A.1. Radiografías de las pruebas destructivas (fractura) en órganos dentarios incisivos inferiores por carga a compresión con accesos endodónticos convencional (a), mínimamente invasivo (b) e incisal (c).

5. REFERENCIAS

[1] Clark D. Las nuevas formas de acceso endodóntico, Dental Tribune Hispanic & Latin America, Vol. 9(11), 2012.

[2] Ingle, John I. Endodóncia. 5 ed. Ed. McGraw Hill Interamericana. México, 2002. [3] Vire D.E. Failure of endodontically treated teeth: clasification and evaluation.

Journal of Endodontics, Vol. 17 (7), 1991. [4] Ho M., Lee S. Three dimensional finite element analysis of the effects of post on

stress distribution in dentin. J. Prosthet Dent, Vol. 72(4), 1994. [5] Mantilla F. y Malaga J. Distribution of strains by finite element analysis in directly

and indirectly restored teeth after endodontic treatment. Kiru, Vol. 4(1), 2008. [6] Coelho P.G, Calamia C., Harsono M., Thompson V.P., Silva N.R. Laboratory and

FEA evaluation of dentin-to-composite bonding as a function Finite element analysis, Indian J Dent Res., Vol. 24(10), 2008.

[7] Bilan M., Wailld N. Finite element stress analysis of endodontically treated teeth restored by prefabricated post. Int. J. Bagh College Dentistry. Vol. 17(3), 2005.



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[8] Crespo Barahona M. E., et al. In vitro comparison of resistance to compressive forces of healthy teeth, with direct endodontics and reconstruction; and rehabilitated with a dental fiberglass posts cylindrical through the universal testing machine. Revista Odonto-Investigación, 2015.

[9] Vallejo M., Maya C., Martínez N. Resistencia a la fractura de dientes con raíces debilitadas usando postes con y sin relleno radicular. Revista Odontológica Mexicana, Vol. 19(3), 2015.

[10] Fuentes Fuentes Ma.V., Propiedades mecánicas de la dentina humana, Avances en Odontoestomatología, Vol. 20 (2), 2004.R. Esbert, M. Montoto y J. Ordaz. "La Piedra como Material de Construcción: Durabilidad, Deterioro y Conservación". Materiales de Construcción, Vol. 41, No. 221, pp. 61-73. (1991)




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PRUEBA DE DUREZA BRINELL EN MOLDES PARA FUNDICION.

Manuel Aparicio Razo1, Ines Abigail Morales Mateo1, Bernardino Calixto Sirene1, Javier Flores Méndez1.

1Facultad de Ciencias de la Electrónica-Benemérita Universidad Autónoma de Puebla, Ciudad Universitaria, Puebla, Puebla. Autor Titular/Corresponding author e-mail: [email protected] ©2017 Manuel Aparicio Razo et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. Este artículo se enfoca en mostrar el diseño de un ensayo de dureza superficial tipo Brinell para moldes de arena de fundición; los cuales se elaboraron por medio de la técnica de secado en frio utilizando arena silica 70/80, resina de fenol-formaldehido PRHA600 y catalizador FC-74 en diferentes concentraciones con el fin de compararlas con los moldes fabricados por medio de la manufactura aditiva, también llamada impresión 3D. Palabras clave. Moldes de arena, Manufactura aditiva, Fundición.

Abstract. This paper shows the design of Brinell superficial hardness test on metal casting sand molds; these was made through the cold-drying technique using silica sand 70/80, phenol-formaldehyde resin PRHA600 and catalyst FC-74 in different concentrations in order to compare them to the additive manufacture molds also called 3D printing.

Key words. Sand molds, Additive manufacturing, Metal Casting.


Artículo Ordinario/Regular Paper Recibido/Received: Abril 2017


Rosario Jiménez Flores, J. Flores Méndez, Alfonso Andrade Ramos, Manuel Zapata y Sánchez, y Godolfredo Sánchez Medina.

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1. INTRODUCCIÓN.

El proceso de fundición de metales actualmente se realizan por medio de dos tipos de moldes: moldes desechables y moldes permanentes. La diferencia radican que los moldes desechables (Fabricados con arena) se destruye para remover la parte fundida, lo que conlleva a fabricar un nuevo molde por cada fundición. Mientras que los moldes permanentes (Fabricados con metal) permite usarlos en repetidas ocasiones. La fundición en moldes desechables son sin duda los más utilizados actualmente por la industria metal-mecánica; la producción por medio de este método representa la mayor parte del tonelaje total de fundición. Casi todas las aleaciones pueden fundirse en arena; de hecho, es uno de los pocos procesos que pueden usarse para metales con altas temperaturas de fusión, como son el acero, el níquel y el titanio. La AFS (Asociación Norte Americana de Fundidores), ha estandarizado una serie de ensayos para medir las características de los moldes de arena, tales como: Granulometría, Contenido de humedad, Permeabilidad, Ensayos mecánicos (dureza, resistencia a la tracción, resistencia a la compresión, resistencia a la flexión, resistencia al corte), Refractariedad, Fluidez y Durabilidad. Las pruebas de dureza mecánica en moldes de arena se realizan con la finalidad de conocer las propiedades de resistencia de la arena a la presión y erosión del metal a fundir. Existen diferentes concentraciones de arena y aglomerante (Solvente y Catalizador) que habitualmente se utiliza dentro de la fundición para producción de corazones. Tradicionalmente la fabricación de los moldes de arena se utiliza un proceso de secado en frio de manera manual, sin embargo la tecnología de la impresión 3D esta empezando a revolucionar estos procesos. La finalidad es este artículo tiene como fin comparar las propiedad mecánica de dureza de los moldes hechos con los procesos tradicionales y los de impresión 3D. 2. METODOLOGÍA.

La manufactura de los moldes para fundición tiene diversas características, aplicaciones, ventajas, limitaciones y costos. Algunos de los más importantes son las siguientes:

• La fundición tiene la virtud de producir formas complejas con cavidades internas o

secciones huecas. • Se pueden producir partes grandes de una sola pieza. • La fundición puede utilizar materiales cuyo proceso por otros medios es difícil o no

económico. • El proceso de fundición es competitivo frente a otros procesos de manufactura.



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La industria de fundición presenta hoy en día dos tendencias vitales para mejorar su productividad, la primera es la mecanización y automatización de los procesos, que ha conducido a cambios significativos en el uso del equipo y la mano de obra. Maquinaria avanzada y sistemas automáticos de control de procesos han reemplazado a los métodos tradicionales de fundición. La segunda tendencia importante es la creciente demanda de fundiciones de alta calidad, con tolerancias dimensionales cerradas.

En procesos convencionales la fabricación de una pieza compleja exige un aumento

de la complejidad en el proceso de fabricación lo que se traduce en un sobre costo. En el caso de procesos aditivos un aumento de la complejidad de la pieza no se tiene por qué traducir en un aumento de dificultad en el proceso de fabricación; generalmente un aumento de la complejidad se refleja en ahorro de material y por lo tanto de tiempo. Las complejidades añadidas a un diseño se transforman en dificultades a nivel CAD de la pieza. [1]

La impresión en 3D o Manufactura Aditiva (AM) es una tecnología que permite

fabricar rápidamente moldes para piezas de fundición. El procedimiento, conocido como “Generis‐Sand”, se basa en una tecnología de impresión 3D, en la que un material de moldeado, como puede ser arena de cuarzo, se dispone en finas capas sobre una base de moldeado Figura 1. Se puede variar el tamaño de grano de la arena dependiendo de la calidad superficial que deseemos; se imprime de forma selectiva, inyectando sobre la fina capa un material aglutinante, generalmente resina de furano. La resina se inyecta solo en las áreas necesarias para ir conformando el molde y une las partículas dentro y por debajo de la capa. Finalmente, se procede a limpiar la arena no aglutinada, mediante aire comprimido, un aspirador, un cepillo o un pincel, obteniendo así el molde de arena listo para trabajar.

Figura 1. Molde realizado por impresión 3D.

El procedimiento de adición permite crear moldes con geometrías complejas y con

una excelente precisión. Son innumerables las ventajas que nos brinda este innovador método de fundición, desde una enorme reducción de tiempos, hasta una notable mejora de las calidades de las piezas fundidas. No se necesita disponer de ángulos de desmoldeo y la inexistencia de costos de herramientas lo que conyeva a que sea un proceso especialmente rentable. Con esta tecnología se puede pensar en cualquier geometría de pieza, incluso se pueden producir piezas que no son fabricables en la fundición tradicional, como pueden ser acoples de piezas ensambladas sin posibilidad de desmontaje.

Las impresoras 3D son generalmente rápidas, fáciles de usar y más baratas que otras

tecnologías de fabricación por adición, y el abanico de servicios ofrecido es muy amplio. Con los moldes de fundición de arena fabricados podemos llegar a fundir piezas de gran



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tamaño y varias toneladas de peso. No obstante, también se pueden fabricar moldes de arena para piezas de fundición extremadamente pequeñas y con un grosor muy reducido.

Durante mucho tiempo, la principal área de aplicación de las impresoras 3D fue la

industria automovilística que utiliza el procedimiento para la producción de piezas de automóvil y componentes de motor, pero cada vez se producen en mayor medida moldes para series más reducidas dirigidas al usuario final. Incluso la preparación de repuestos específicos está teniendo un gran auge [2].

Los sistemas de proyección aglutinante, están basados en la construcción por capas

de material en polvo que se adhiere por medio de un aglutinante. El compuesto de material en polvo se coloca en bateas o carros; por medio de una boquilla se desprenden pequeñas gotas de aglutinante, normalmente de resina o cola con o sin pigmento, moviéndose en el plano X-Y, estos cabezales o boquillas se mueven así por cada capa de material en polvo sobre la que se imprimen los datos de las secciones transversales, lo que se denomina técnica de chorro de tinta, formando capas de espesor definido en el eje Z. Terminada una capa, se crea una nueva cuando la plataforma desciende gracias al pistón de construcción, seguidamente un rodillo extiende y apelmaza el polvo para que se mantenga uniforme en cada capa y así sucesivamente hasta crear la pieza. Los modelos o figuras formados, deben ser limpiados del polvo sobrante que se acumula a su alrededor, actualmente las nuevas máquinas, llevan incorporadas un sistema de absorción y reciclaje [3]. Por otro lado, podemos obtener distintos acabados según los materiales a utilizar [4].

La fundición en arena requiere un patrón o modelo al tamaño de la parte,

ligeramente agrandado, tomando en consideración la contracción y las tolerancias para el maquinado de la pieza final [5]. En la mayoría de las operaciones de fundición en arena se utiliza arena sílice (SiO2) como material para el molde, porque es barata y resulta adecuada debido a sus características de alta temperatura y elevado punto de fusión. Existen dos tipos generales de arena: aglutinada naturalmente (banco de arena) y sintética (arena de lago). La mayoría de los talleres de fundición prefiere esta última porque puede controlar su composición con mayor facilidad y permite una fundición apropiada.. Aunque la arena de grano fino refuerza la resistencia del molde, estos granos también reducen su permeabilidad (penetración a través de los poros).

Una buena permeabilidad de los moldes y de los machos o corazones permite que

los gases y el vapor generado durante la fundición escapen fácilmente. El molde también debe tener una colapsabilidad adecuada para permitir que la fundición se contraiga al enfriarse, evitando así defectos como el desgarramiento y agrietamiento en caliente [3]. Las arenas de fundición dotados de estas cualidades que se encuentran constituidas por granos de cuarzo (bióxido de silicio, SiO2, muy refractario) y por arcilla (silicato hidratado de aluminio: 2SiO2. Al2O3.2H2O), que es el elemento de unión y confiere plasticidad y disgregabilidad al molde; la estructura granular propia de la arena asegura la permeabilidad.

Una primera clasificación de las arenas naturales puede basarse en su contenido de

arcilla; se distinguen cuatro clases [6]: 1. – Tierras grasas, cuyo contenido de arcilla es superior el 18%. 2. – Tierras semigrasas, cuyo contenido de arcilla va del 8 al 18%. 3. – Tierras magras, cuyo contenido de arcilla va del 5 al 8%. 4. – Arenas silìcas, cuyo contenido de arcilla es inferior al 5%



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La arena sílica se encuentra en muchos depósitos naturales, y es adecuada para

propósitos de moldeo por que puede resistir altas temperaturas sin descomponerse. Esta arena es de bajo costo, tiene gran duración y se consigue en una gran variedad de tamaño y formas de grano. Por otra parte, tiene una alta relación de expansión cuando está sometida al calor y tiene cierta tendencia a fusionarse con el metal. La arena sílica pura no es conveniente por sí misma para el trabajo de moldeo puesto que adolece de propiedades aglomerantes. Las propiedades aglomerantes se pueden obtener por adición de 8 a 16% de arcilla [6].

Los tres tipos de arcilla comúnmente usados son, la Caolinita, Ilita y Bentonita. Esta

última, usadas con más frecuencia, proviene de cenizas volcánicas [7]. El más común de los minerales utilizados en la fundición para producir moldes y corazones es la silica (sio2) su forma más común es el mineral de cuarzo, algunas de las razones de la popularidad de su uso es por su abundancia, bajo costo, dureza y resistencia a la abrasión, amplio tamaño de grano y forma, excelente refractario y resistencia al calor. La silica exhibe un drástico cambio en el volumen cuando se incrementa la temperatura, los fundidores han aprendido a compensar este problema a través del uso de aditivos específicos [8].

Los usos industriales del sílice derivan de sus importantes propiedades físicas y

químicas, destacándose especialmente su dureza, resistencia química, alto punto de fusión, piezoelectricidad, piroelectricidad y transparencia [9].

Existen diversos métodos de fabricación de moldes para fundición de arena, sin

embargo método de moldeo en frio o caja fría asimila las condiciones de manufactura de los prototipos generados por la tecnología aditiva. El moldeo de caja fría consiste en la reacción de dos componentes con poliuretano (Compuesto por una resina de fenol formaldehído y isocianato), la reacción de endurecimiento es muy rápida, lo que hace que el proceso de caja fría de poliuretano sea particularmente atractivo para una producción de alto rendimiento de series de componentes. El elevado nivel de resistencia permite que la producción de machos sea rápida y automatizada y con una gran fiabilidad en los procesos. Los componentes, la resina de fenol formaldehído y el isocianato, se mezclan con el material del molde, se comprimen en una caja de machos y se endurecen con un catalizador. Las proporciones de adición pueden variar en función de la aplicación y del material del molde; en lo que al material del molde se refiere, normalmente se sitúan entre el 0,4 % y el 1,2 % por pieza. Los puentes de aglomerante que se desarrollan durante la reacción garantizan la estabilidad del compuesto del material de moldeado. Después de la fundición, la temperatura de fundición ha debilitado los puentes de aglomerante hasta el punto de poder retirar la arena de la pieza fundida mediante entrada mecánica. [10]

Tomando como base la investigación previa, se decidio seleccionar los siguientes

materiales para elaborar los moldes utilizando la técnica de moldeo en frio: • Arena sílica 70/80 • Resina de fenol- formaldehido PRHA 600 • Catalizador FC-74 Para determinar las cantidades para la mezcla de resina y catalizador respecto a la

arena, se partió de un documento de procesos de fundición donde asigna las siguientes en Tabla 1 [11]



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Material Cantidad

Arena sílice 100Kg Resina 2Kg Catalizador 0.6Kg

Tabla 1. Cantidades establecidas en fabricación habitual.

De un modo simplificado, se utilizaron las siguientes cantidades en Tabla 2 para la

realizar cada una de las mezclas para la obtención de los moldes.

No. de mezcla Arena sílica 70/80 Resina Catalizador Mezcla 1 300gr 9.02gr 1.95gr Mezcla 2 300gr 10.57gr 1.95gr Mezcla 3 300gr 9.02gr 1.46gr

Tabla 2. Cantidades para mezclas propuestas.

La dureza con la cual se apisona o sopla un molde afecta casi todas las propiedades

físicas de los moldes de arena, resistencia, deformación, tenacidad, permeabilidad, densidad, resistencia en caliente, expansión y contracción[12].

Actualmente los moldes de arena se someten a pruebas de dureza que consisten en

aplicar una carga controlada por medio de un penetrador de geometría conocida [13]. Debido a la consistencia frágil de los moldes es necesario contar con procedimientos cuidadosos y estandarizados que permitan la evaluación de los prototipos de manera adecuada; la norma ASTM-E10-15 es un referéndum que proporciona la normativa mínima necesaria que deben contar los ensayos de dureza, que en nuestro caso se trata de un ensayo tipo Brinell.

El principio general de indentación Figura 2 en la prueba de dureza Brinell consiste

en dos pasos.1) El indentador se pone en contacto con la probeta en una dirección perpendicular a la superficie y se aplica la fuerza de prueba F. La fuerza de prueba se mantiene durante un tiempo de permanencia especificado y después se retira. 2) El diámetro de la penetración se mide en al menos dos direcciones perpendiculares entre sí. El valor de dureza de Brinell se deriva de la media de las mediciones de diámetro.



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Figura 2. Principio general de identación.

Las escalas de dureza Brinell estándar y las fuerzas de ensayo se indican en la Tabla

3, correspondientes a relaciones fuerza-diámetro de 1, 1,25, 2,5, 5, 10 y 30 (Tabla 3). Los valores de dureza deben determinarse e informarse de acuerdo con una de estas escalas estandarizadas[14].

El método diseñado para realizar el ensayo de dureza se enfoco en utilizar un

indentador de 10mm de diámetro con una carga máxima de 100kgf durante un periodo de 15 segundos, el cual se programó en una maquina de ensayos universales de la marca Shimadzu® que cuenta con una licencia con la cual es posible realizar etapas de control. El programa se elaboró por medio del Software Trapezium® como se puede apreciar en Figura 3.

Figura 3. Especificaciones de proceso en método realizado para prueba en programa Trapezium®



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Tabla 3. Escalas de dureza estándar de acuerdo a la norma ASTM-E10-15.

3. RESULTADOS.

Con la elaboración de cada mezcla, se obtuvieron los siguientes moldes Figura 4(a), Figura 4(b) y Figura 4(c) con una consistencia adecuada para la aplicación de la prueba de dureza Brinell; así como también se muestra un molde realizado por medio de manufactura aditiva por una maquina patentada Figura 4(d), para comparar la dureza entre los moldes propuestos y los fabricados actualmente.



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(a) (b)

(c) (d)

Figura 4. (a) Molde realizado con mezcla 1, (b) Molde realizado con mezcla 2, (c) Molde realizado con mezcla 3, (d) Molde 3D.

Una vez hecho el método para la prueba Brinell, se sometió cada uno de los moldes a

ella, de la cual se obtuvieron las huellas de penetración con las cuales se determina la dureza a partir del diámetro arrojado y visto con un microscopio Brinell. Además se registró el tiempo en el cual llegaban cada molde a la carga máxima establecida que era de 100kgf. A continuación en la Tabla 4 se muestra los tiempos registrados para cada molde.

Tiempo de llegada a fuerza máxima durante prueba Brinell Molde Tiempo Observaciones

Molde 3D 47.50 seg No fractura y llega a carga de 100kgf Mezcla 1 Arena 70/80 43.25 seg No fractura y llega a carga de 100kgf Mezcla 3 Arena 70/80 50.55 seg No fractura y llega a carga de 100kgf Mezcla 4 Arena 70/80 62.03 seg No fractura y llega a carga de 100kgf

Tabla 4. Escalas de dureza estándar de acuerdo a la norma ASTM-E10-15.

Los moldes, en 3D como los de las mezclas, se sometieron a 30 indentaciones para determinar la dureza con la que cuentan midiendo el diámetro de cada una de ellas.



21

Figura 5. Huella de identador en molde 3D vista desde microscopio.

Figura 6. Huella de identador en molde 70/80 vista desde microscopio.

Así mismo se registró la dimensión de los diámetros de cada marca de penetración,

recabando cada uno de ellos para finalmente promediarlos e incluirlos en la fórmula (1) para determinar la dureza Tabla 5.



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No. Muestra Molde 3D Mezcla 1 70/80 Mezcla 2 70/80 Mezcla 3 70/80

1 6.6 6.1 6.4 6.82 6.6 5.8 6.3 6.53 6.4 6.5 6.6 6.94 6.7 6.8 6.3 6.45 6.7 6.7 6.7 6.56 6.7 5.8 6.8 6.97 6.8 6.5 6.5 6.88 6.7 6.4 6.4 6.59 6.4 7 6.7 6.6

10 6.2 6.7 5.9 6.511 6.9 6.3 6.6 6.512 6.8 6.4 6.2 6.413 6.3 6.3 6.4 6.514 6.5 6 5.9 6.715 6.7 5.7 6.1 6.816 6.7 6.2 6.4 6.617 6.4 6.5 6.9 6.618 6.7 6.8 6.4 6.819 6.8 6.7 6.8 6.420 6.8 5.8 6.9 6.521 6.6 6.1 7 6.622 6.9 5.8 6.8 6.523 6.5 6.5 6.5 6.624 6.6 6.8 6.7 6.525 6.2 6.7 6.5 6.426 6.3 6.3 6.4 6.527 6.5 6.4 6.7 6.528 6.7 6.3 6.7 6.629 6.6 6.5 6.6 6.430 6.7 6.8 6.8 6.5

Promedio 6.60 6.3 6.53 6.58 Dureza 2.56 2.77 2.62 2.58

Tabla 5. Mediciones de muestras promediadas y su resultante en dureza Brinell.

4. DISCUSIÓN.

Para determinar los resultados de la dureza Brinell para cada molde, se utilizó la fórmula

(1) en base a la norma ASTM-E10-15.

2 2

2FHBπD D D d

(1)

F-fuerza aplicada en kgf D- diámetro de indentador en mm d- diámetro de huella en mm En los gráficos que se muestran en las figuras 7 y 8 se aprecia el comportamiento de

la prueba diseñada según la norma ASTM-E10-15 de 100 kgf (figura 8) y el



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comportamiento de pruebas de dureza de procedimientos establecidos bajo la misma norma con distintas cargas.

Figura 7. Comportamiento de durezas con cargas establecidas.

Figura 8. Comportamiento de durezas para carga de 100kgf.

En los gráficos anteriores podemos observar que el comportamiento de la prueba

diseñada cumple con el comportamiento según se establece en la norma. Lamentablemente no se logró verificar el acabado superficial de las piezas coladas, pero a pesar de ello, la granulometría de las arenas del molde impreso con la maquina de impresión 3D y las hechas con el método de moldeo en frio cuentan con características similares según un estudio que se realizo previamente bajo la norma ASTM D422-63 [15]. Cabe mencionar que las resina propuesta se encuentra disponible en el mercado, existen



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sus variantes de acuerdo al material a fundir, estas resinas soportan temperaturas muy altas debido a que normalmente se utilizan para la formación de corazones de arena.

5. CONCLUSIONES.

En base a los moldes realizados por medio del moldeo de caja fría comparados con el impreso por la maquina en 3D, cuentan con una porosidad, textura y conformación considerablemente similar. Al procesar los datos obtenidos de los diferentes ensayos de dureza, podemos concluir que la impresión 3D cuenta con una dureza Brinell de 2.56, mientras que de las distintas mezclas hechas, la numero 3 de arena 70/80 se asemejo más al original con una dureza Brinell de 2.58. Por otro lado los resultados tanto de dureza como de similitud de los moldes propuestos con el original de la máquina, aportan una gran viabilidad de sustitución de materiales en el caso de ser necesario requerirlo.

6. REFERENCIAS

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[3] S. S. S. Kalpakjian, Manufactura, ingenieria y tecnologia, Quinta ed., México: Pearson Pretice Hall, 2008, p. 1328.

[4] R. V. P. Miguel Angel Roque Lopez, LA OBSERVACIÓN Y PERCEPCIÓN DEL ENTORNO Y MODELOS EN EL ESPACIO A TRAVES DE APLICACIONES PRACTICAS CON SISTEMAS DE IMPRESIÓN EN LA EDUCACION ARTISTICA, La mancha, 2012.

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[11] K. A. Martinez, «Docslide,» Universidad de Malaga, 15 02 2016. [En línea]. Available: http://documents.tips/documents/procesosfundicion1pdf.html. [Último acceso: 23 03 2017].

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https://www.astm.org/DATABASE.CART/HISTORICAL/D422-63R98.htm. [Último acceso: 20 01 2017].

[15] Standard Test Method for Particle-Size Analysis of Soils (Withdrawn 2016) [En línea]. Available: https://www.astm.org/Standards/D422.htm [Último acceso: 05 04 2017].




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ADVANTAGES OF USING THE MANUFACTURE OF BLOW MOLD MOLDING CASE STUDY.

Vladimir Damián Fernández Pérez

Mechanical Department. Yekaterinburg. Russia. Ural Federal University.

Autor Titular/Corresponding author e-mail: : [email protected]

©2017 Vladimir Damián Fernández Pérez et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Abstract. We currently live in a globalized world, where we have a competition between companies, where we need to constantly innovate to ensure a competitive advantage over their competitors. The problem occurs when small and medium-sized companies want to enter the market because being companies with a reduced budget is difficult to try to compete with large companies, because the biggest problem they have: is to try to sell, distribute and position their product Within the market to which they belong. To solve this problem, small and medium-sized companies turn to plastic bottle. These packages serve to improve the distribution and sale of their products and at the same time they become the image of the company. For example a small company wants to make an innovation of its products but it is necessary a plastic bottle with specific characteristics that only this company requires, this small company will look for a supplier of plastic packaging to solve its problematic. But small and medium-sized companies can not afford the cost of producing their plastic bottle because companies specializing in this area need a specific number of units to start production, this specific number of units ensures their return on investment. The manufacture of plastic bottle can have a high cost depending on the type of bottle to be manufactured. When doing this project an investigation is carried out. Which demonstrate that it is possible to manufacture a blow mold at low cost, and to be able to provide a low-cost mold, small and medium-sized enterprises will be able to produce their own plastic packaging with their own specifications at a lower cost. This gives them a competitive advantage..

Key words. Molds, extraction, blowing, computer numerical control, packaging, plastics, manufacturing, Computer aided design, computer aided manufacturing.





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1. INTRODUCTION.

1.1 Contribution of research.

This document seeks to provide insight into the current state of plastic packaging, focusing on plastic bottles manufactured by blow molds. It tries to expose the forms of execution, method of manufacture and the possibility of production. To solve this task a small design, systematic figures, and process representations were chosen, which make it easy to understand the manufacturing process of a "Plastic blow mold." It must be clarified that the word packaging is used here as a concept General, comprising container, box, bottle, bag, etc. Products that are manufactured thanks to the blowing of plastics.

1.2 Problem Statement.

At present most of the problems that the technology aims to solve is to have the adequate means and knowledge to be able to satisfy the demand of plastics. To focus on a specific problem will take as an example the need for a customer who needs a body to pack a liquid so it can be transported and sold. The client will seek to solve their needs in the existing industrial means so that they can supply them with such containers, their need will be solved with: "the manufacture of exclusive packaging for your business." The problem will be solved with the manufacture of a blow mold with the characteristics and attributes that the client requires for its exclusivity.

1.3 Justification.

The technological development that exists today allows us to create a "blow mold" that meets the needs of a small or medium-sized company. In this way these companies will be able to create their plastic bottles at a low cost and with features they need, giving them a level of customization according to the needs of each product. Granting them a competitive advantage. In order to successfully solve this problem, a "blow mold" manufacturing project will be developed. The blow mold will be built with CNC machines are high-tech working tools, which have reduced the delivery time in mold machining jobs, these machines are operated with the help of CAD-CAM. Providing a competitively high level of quality. Remembering that this type of plastic packaging is also part of the image of the product.



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1.4 Advantages of using the blow mold.

Variety of products. Multiple production methods. Automation of blow molding. Environmental impact. The process manufactures articles with full endings and without neccesity cuts. The high quality of the neck model provides precision in dimensions and finishes

"for children" High productivity.

2. COMPUTER AIDED DESIGN.

2.1 Design of the blow mold.

Blow molds do not have to withstand high pressures the amount of materials available for their construction is large. For small parts aluminum, steel, copper-beryllium alloys are used. The aluminum molds have very good thermal conductivity, they are easy to manufacture but their durability is not very high. In comparison steel molds are more durable and rigid, and Cu / Be are those with better thermal conductivity.

Aluminum molds are the most used because they have the best balance between thermal conductivity, duration and cost: Most blow molds are not capable of providing as high cooling capacity as the molds used in injection, Which passes through a suitable design of the cooling channels of the mold. In blowing, as was done in rotational molding, the part is cooled only by the external surface, apart from the small contribution to the cooling performed by the blowing air, so that the cooling is quite poor compared to the process of injection.

In the company for the elaboration of a blow mold can be started in different ways and as long as the quotation is approved and authorized by the customer, the factors on which the quote depends are:

• The customer only has the idea of a mold for a certain volume, the quotation starts from the development of engineering, design, machining to the finished mold.

• That the customer has only one bottle and wants to modify their design or have their drawings in 2D, then the quotation starts from the design, machined to the finished mold.

• That the client already has a 3D design of his bottle, then the quotation starts from the programming for machining to the finished mold.



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2.2 CAD-CAM.

Computer-Aided Design (CAD). Computer-Aided Manufacturing (CAM).

CAD / CAM, a process in which computers or computers are used to improve the manufacture, development and design of products. These can be manufactured faster, more accurately or at a lower price, with the appropriate application of computer technology. Computer Aided Design (CAD) systems can be used to generate models with many if not all of the characteristics of a particular product. These features could be the size, outline and shape of each component, stored as 2D and 3D drawings. Once these dimensional data have been entered and stored in the computer system, the designer can manipulate them or modify the design ideas more easily to advance the development of the product. In addition, the combined ideas of various designers can be shared and integrated, since it is possible to move data within computer networks, so that designers and engineers located in distant locations can work as a team. CAD systems also allow you to simulate the operation of a product. They make it possible to verify whether a proposed electronic circuit will operate as intended, whether a bridge will be able to withstand the hazards predicted loads and even if a tomato sauce will flow adequately from a newly designed container.

2.3 Applications.

Scheduling for numerical control, computer numerical control and industrial robots.

Design of die and molds for casting in which, for example, shrinkage tolerances are reprogrammed.

Quality control and inspection; For example, coordinate measuring machines programmed in a CAD / CAM workstation.

Distribution plant.

In this case the blow molding part of the need of a customer that only had a 2D plane and a bottle shows which would serve to make the new bottle design.



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Figure 1. Left and front side view. Source: own development using Solid Edge ST3.

Figure 2. Top and isometric view. Source: own development using Solid Edge ST3



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Figure 3. Selected view in the design program. Source: own development using Solid Edge ST3.

2.4 External dimension of the blow mold.

The dimensions of the blow mold is required to know the type of machine that will manufacture the containers mainly statistics of minimum and maximum closure and opening of the machine. With this statistic it will be possible to define the volume that will occupy the mold in the machine blower. Having the volume mentioned above can already know the amount of material that is needed to manufacture the mold cavity as well as the cutter and its crown.



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Figure 4. Creating the mold cavity. Source: own development using Solid Edge ST3

To create the mold virtually relate the bottle drawn in 3D with the pieces created to contain the cavity, the necessary operations are applied to obtain in this case a bolean and the part that occupies the bottle with respect to the solid material will be extracted and with it The casting of the mold will rapidly be created as shown in Figure 5, in the extraction procedure for the mold cavity it must be ensured that the partition line is exactly at the middle of the bottle although this is very easy with the aid of Program.



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Figure 5. 3D preview of the mold cavity. Source: own development using Solid Edge ST3

Figure 5 clearly shows half of the blow mold and you can also see the color separation of each of the parts that make up the mold, in the program SOLID EDGE will be done only once this operation because the other Part is obtained directly from the machining program of the parts. The parts that can be distinguished in the previous figure are the bottom, body, crown and cutter although the process still does not finish because the lines of exit of air and cooling are still missing. 2.5 1.4 Mold Cooling.

All blow molds, however simple, should carry their cooling lines. These are designed in the same program. Drills are made on the sides and laterally to be joined together, so that no leaks from the holes are plugged and are sealed with silicone. When the top of the mold is assembled both the crown and the crown insert is inserted an oring to prevent refrigerant leaks and mold malfunction.



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Figure 6. Cooling lines. Source: own development using Solid Edge ST3

3. COMPUTER-ASSISTED MANUFACTURING.

3.1 Mold Body Machining.

The machining of the mold body as can be seen in figure 5 is done as follows and already having a 3D emptied part is passed to MASTERCAM apply the tools available in the workshop and in this case it is arranged to place the material To be machined in any available machining center, the program created by MASTERCAM is sent via the network and the relevant modifications are made to the program so that no errors occur when the machine places the selected tool in the program.

In order to start with the machining of the part it must have been aligned on the X, Y and Z axes. With a tolerance of 0 +/- 0.0005 "the face to be machined the cavity must be rectified, this is necessary for the parts of the Cavity to be joined do not present variations or displacement in the cavity. If alignment and grinding are not done properly, errors in the mold may occur, such that they would only be seen when the mold is working. The zero part is placed as the programmer indicates.



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Figure 7. View of the Mold Body. own development using Mastercam Design X4

Figure 7 shows the cavity of the mold body. It is worth mentioning that in order to create the opposite cavity, only a mirroring is done in the program, thus saving a great deal of work automatically, since the tools used would be the same. Also this action allows that at the time of the closing of the mold does not have displacement one cavity with another one.

3.2 Mold Crown.

For the machining of the crown of the mold two pieces are made as shown in figure 8 are made with an approximate measurement in the center of machining and its process ends joining the 2 half moon and turning them to an exact measurement, it has to Match the body of the mold. This piece will serve to make the threaded part of the bottle.

Figure 8. Crown of the mold. own development using Mastercam Design X4



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3.3 Dome cutter.

This piece has a process similar to that of the crown, its function in the mold is to leave in the crown of the container to stretch of extra material so that it does not have imperfections in the threaded part.

Figure 9. Cutting dome. own development using Mastercam Design X4

3.4 Crown corsage.

This piece like the previous ones will be machined individually each one and will be united with similar one to give the inner diameter. Its function is to protect and bring cooling to the surface of the cavity.

Figure 10. Crown insert. own development using Mastercam Design X4



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3.5 Mold Background.

This piece unlike the previous ones is machined with its other half so that at the moment of closing the displacement errors are minimal.

Figure 11. Mold Background. own development using Mastercam Design X4.

3.6 Cooling Blowers.

Cooling holes are made once the mold body has been joined with its counter cavity, will be placed in the machine in so many ways is required for the chill guides to join with the respective inlet or outlet.

Figure 12. Cooling bores. own development using Mastercam Design X4



37

4. CONCLUSION.

This article seeks to use the tenologies of the design area to demonstrate that it is possible to design and manufacture a blow mold with which it will be a cheap option for the manufacture of plastic packaging. This is focused on small and medium-sized companies that are looking for a position in the market, and when using the technological advances to be able to obtain a competitive advantage that allows them to consolidate.

5. REFERENCES.

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Edge.




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ESTUDIO COMPARATIVO DE ALTERACIÓN EN LA RUGOSIDAD DEL MÁRMOL TIPO CAFÉ TABACO MEDIANTE PRUEBA DE CRISTALIZACIÓN DE SALES POR CLORURO DE SODIO.

Adolfo Manuel Morales Tassinari1, Javier Guevara Rivera1, Pedro Cruz Ortega1, Jorge Arturo Hernández Zárate2 y Alberto Servín Martínez2.

1Ingeniería Mecánica, Instituto Tecnológico Superior de Tepexi de Rodríguez, Puebla, México. 2Ingeniería Mecánica, Instituto Tecnológico de Veracruz, Veracruz, México.

Autor Titular/Corresponding author e-mail: [email protected]

©2017 Adolfo Manuel Morales Tassinari et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. La presente investigación tiene como propósito realizar un estudio comparativo de la alteración en la rugosidad del mármol tipo Café Tabaco extraído de la cantera ubicada en Agua de Luna, Tepexi de Rodríguez, Puebla, México, propiedad de la empresa Mármoles Tepeaca S.A. de C.V. Para el estudio se realizó una prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio, el cual consistió en secar las probetas a una temperatura de 60°C durante 16 horas, después se enfrían a temperatura ambiente durante 2 horas, y finalmente, se sumergen en solución de cloruro de sodio en porcentajes del 10%, 16% y 20% durante 6 horas, repitiéndose durante 15 ciclos. El resultado obtenido en esta investigación es que el mármol tipo Café Tabaco extraído de la cantera tiene un porcentaje de aumento en la rugosidad del 94.54%. Los resultados muestran que el mármol tipo Café Tabaco tiene una alteración salina por cloruro de sodio capaz de disminuir brillo y su belleza estética.

Palabras clave. Alteración, cloruro de sodio, cristalización de sales, mármol, rugosidad.

Abstract. This research has the purpose to do a comparative study of the alteration in the roughness of the marble type Café Tabaco extracted from the quarry located in Agua de Luna, Tepexi de Rodríguez, Puebla, México, property of Mármoles Tepeaca S.A. de C.V. factory. For the study was carried out a salt crystallization test by sodium chloride, which consisted of drying the specimens at 60° C for 16 hours, then cooling to room temperature for 2 hours, and finally, they are immersed in sodium chloride solution in percentages of 10%, 16% and 20% for 6 hours, repeating for 15 cycles. The result obtained in this research is that the marble type Café Tabaco extracted from the quarry has a percentage of increase in roughness of the 94.54%. The results show that the marble type Café Tabaco has a saline alteration by sodium chloride capable of reducing glare and its aesthetic beauty.

Key words. Alteration, sodium chloride, salt crystallization, marble, roughness.


Artículo Ordinario/Regular Paper Recibido/Received: Febrero 2017


Adolfo Manuel Morales Tassinari, Javier Guevara Rivera, Pedro Cruz Ortega, Jorge Arturo Hernández Zárate y Alberto Servín Martínez.

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1. INTRODUCCIÓN.

El mármol es una roca metamórfica cristalina de grano grueso que deriva de calizas o dolomías; así, la roca a partir de la cual se forma el mármol a menudo contiene impurezas que tienden a colorear la piedra. Por tanto, el mármol puede ser rosa, gris, verde o incluso negro y puede contener gran diversidad de minerales accesorios (clorita, mica, granate y, normalmente, wollastonita) [1].

En la localidad de Agua de Luna, Tepexi de Rodríguez, Puebla, México se encuentra una cantera de mármol tipo Café Tabaco que es un mármol de color café obscuro con vetas color claras. En la Figura 1, se muestra una fotografía de la cantera; mientras que en la Figura 2, se muestra una fotografía del material:

Figura 1. Fotografía de la cantera. Figura 2. Fotografía del mármol tipo Café Tabaco.

En una investigación en esta cantera de mármol tipo Café Tabaco se identificaron dos fases presentes en los estratos correspondiente a la calcita y dolomita con un sistema cristalino romboédrico; y por espectroscopia infrarroja, se identificaron las tres bandas características del carbonato en 1419.10 cm-1, 876.65 cm-1 y 727.44cm-1, así como las bandas características de la dolomita en 1040.14 cm-1 y 728 cm-1 [2].

En cualquier tipo de roca es habitual la realización de ensayos de durabilidad para evaluar su comportamiento una vez puesto en obra y sometido a unas condiciones externas determinadas [3]. La durabilidad se puede definir como la capacidad de un material para resistir la alteración manteniendo sus cualidades estéticas y propiedades mecánicas con el paso del tiempo [4]. La prueba de cristalización de sales es un ensayo de durabilidad que trata de reproducir de forma acelerada la alteración sufrida en un material expuesto a condiciones ambientales extremas; esta prueba, consiste en la saturación de las muestras a ensayar en una disolución salina, y su posterior secado, tras un periodo de enfriamiento se completa el ciclo con la nueva inmersión de las probetas en la disolución [3].



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La presente investigación tiene como finalidad realizar un estudio comparativo del porcentaje de aumento en la rugosidad mediante una prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio en el mármol tipo Café Tabaco que se extrae de la cantera ubicada en Agua de Luna, Tepexi de Rodríguez, Puebla, México, y cuya propietaria es la empresa Mármoles Tepeaca S.A. de C.V. Para la realización de la prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio se consideraron concentraciones al 10%, 16% y 20% de cloruro de sodio; además, de una solución de agua destilada para el grupo de control.

2. METODOLOGÍA.

Las probetas del mármol tipo Café Tabaco empleadas para la prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio fueron procesadas por la empresa Mármoles de Tepeaca S. A., que se encuentra ubicada en la Ciudad de Amozoc, Puebla, México. Las probetas fueron seleccionadas de acuerdo al color café obscuro característico del material; además, se verificó que las dimensiones de cada probeta fueran de 50X50X50 mm con una tolerancia de ±0.5 mm en cada cara. Se seleccionaron 48 probetas en total, ya que de acuerdo con el diseño del experimento, se contemplaron 4 grupos de 12 probetas por grupo.

2.1 Preparación de las probetas.

A las 48 probetas seleccionadas, se les seleccionó una cara que fuese la cara para la medición de rugosidad. Esta cara seleccionada, se lijó y pulió en una pulidora marca MTI KJ GROUP modelo UNIPOL 820; esto se realizó, para eliminar las imperfecciones del proceso de corte. Posteriormente, a esta cara pulida, se pusieron 5 marcas de referencia para medir la rugosidad en la cara. En la Figura 1, se muestran dos fotografías de este proceso de lijado, pulido y marcado de las 48 probetas:

a) Lijado y pulido de probetas. b) Probetas marcadas.

Figura 1. Proceso de lijado, pulido y marcado de las 48 probetas.



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Finalmente, a las 48 probetas, se les asignó un número para que pudiesen ser identificadas durante la prueba; de esta manera, se les asignaron los números PA01 a PA12, PB01 a PB12, PC01 a PC12 y PD01 a PD12. En la Figura 2, se muestran las 48 probetas preparadas:

a) Probetas PA01 a PA12. b) Probetas PB01 a PB12. c) Probetas PC01 a PC12. d) Probetas PD01 a PD12.

Figura 2. Fotografías de las 48 probetas preparadas.

2.2 Secado Inicial de las Probetas.

Para el secado inicial de las 48 probetas de mármol tipo Café Tabaco, se precalentó el horno de secado marca Memmert modelo UP 500 a una temperatura de 60°C. Después, se colocaron las 48 probetas en dos charolas; en la que, en una charola (charola de arriba) se colocaron las probetas PA01 a PA12 y PB01 a PB12, mientras que en la otra charola (charola de abajo) se colocaron las probetas PC01 a PC12 y PD01 a PD12. En la Figura 3, se muestran dos fotografías del secado inicial de las probetas:

a) Horno precalentado a 60°C. b) Probetas dentro del horno precalentado.

Figura 3. Fotografía del secado inicial de las 48 probetas.



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Las 48 probetas se mantuvieron dentro del horno de secado a una temperatura de 60±2°C durante las 48 horas que duró el secado inicial de las probetas. Para garantizar que las 48 probetas estuviesen secas, se pesaron en una báscula digital marca Mettler Toledo modelo PB3002-S DeltaRange® en la hora 46, hora 47 y hora 48. Como en estas tres horas consecutivas los pesos de las probetas permanecieron constantes, se consideró que en la hora 48 las probetas tenían su peso seco inicial. En la Figura 4, se muestran cuatro fotografías del peso seco inicial de las probetas PA01, PB01, PC01 y PD01:

a) Probeta PA01. b) Probeta PB01. c) Probeta PC01. d) Probeta PD01.

Figura 4. Fotografías del peso seco de las probetas PA01, PB01, PC01 y PD01.

2.3 Medición de la rugosidad inicial de las probetas.

Para la medición de la rugosidad inicial de las 48 probetas secas de mármol tipo Café Tabaco, se utilizó un rugosímetro marca MITUTOYO modelo SJ201. A cada probeta seca se le midió la rugosidad inicial en los cinco lugares previamente marcados; de tal manera que, el punto 1 es la marca superior, el punto 2 es la marca derecha, el punto 3 es la marca inferior, el punto 4 es la marca izquierda y el punto 5 es la marca central. En la Figura 5, se muestran ocho fotografías de la rugosidad inicial en el punto 5 (medición en el centro) de las probetas secas PA01, PA07, PB01, PB07, PC01, PC07, PD01 y PD07:



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a) Probeta PA01. b) Probeta PA07. c) Probeta PB01. d) Probeta PB07.

a) Probeta PC01. b) Probeta PC07. c) Probeta PD01. d) Probeta PD07.

Figura 5. Fotografías de la rugosidad inicial en el punto 5 de las probetas.

Cabe hacer mención que cada medición de la rugosidad se realizó a temperatura ambiente. En la Tabla 1, se muestran los valores de las rugosidades iniciales de las 48 probetas secas:



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Rugosidad Inicial de Probetas Secas (R0) •m # de probeta Punto 1 Punto 2 Punto 3 Punto 4 Punto 5 Promedio

PA01 0.40 0.32 0.42 0.42 1.10 0.53PA02 0.10 0.77 0.14 0.15 0.18 0.27PA03 0.24 0.38 0.38 0.38 0.65 0.41PA04 0.65 0.38 0.57 0.44 0.19 0.45PA05 0.29 0.64 0.49 0.70 0.57 0.54PA06 0.66 0.68 0.61 0.57 0.93 0.69PA07 0.22 0.15 0.75 0.56 0.26 0.39PA08 0.41 0.54 0.22 0.81 0.60 0.52PA09 0.55 0.57 0.23 0.42 0.20 0.39PA10 0.32 0.71 0.43 0.52 0.32 0.46PA11 0.44 0.35 0.34 0.36 0.59 0.42PA12 0.46 0.52 0.54 0.46 0.57 0.51PB01 0.23 0.32 0.22 0.21 0.35 0.27PB02 0.25 0.32 0.58 0.25 0.51 0.38PB03 0.33 0.38 0.24 0.27 0.60 0.36PB04 0.36 0.41 0.25 0.43 0.85 0.46PB05 0.54 0.33 0.28 0.26 0.27 0.34PB06 0.43 0.27 0.30 0.81 0.63 0.49PB07 0.43 0.43 0.35 0.76 0.37 0.47PB08 0.49 0.53 0.37 0.77 1.35 0.70PB09 0.61 0.42 0.40 0.45 0.80 0.54PB10 0.80 0.61 0.48 0.46 0.50 0.57PB11 0.32 0.41 0.40 0.79 0.48 0.48PB12 0.23 0.48 0.69 0.37 1.39 0.63PC01 0.39 0.51 0.58 0.49 0.23 0.44PC02 0.81 0.30 0.88 0.69 1.11 0.76PC03 0.53 0.16 0.16 0.59 0.15 0.32PC04 0.62 0.29 0.20 0.59 0.44 0.43PC05 0.47 0.47 0.29 0.57 0.26 0.41PC06 0.72 0.54 0.64 0.55 0.57 0.60PC07 0.56 0.88 0.17 0.43 0.27 0.46PC08 0.77 0.51 0.47 0.44 1.06 0.65PC09 0.98 0.82 0.46 0.81 0.43 0.70PC10 0.87 0.53 0.76 0.50 1.47 0.83PC11 0.26 0.92 0.54 0.86 0.85 0.69PC12 0.78 0.37 0.58 0.52 0.42 0.53PD01 0.53 0.51 0.75 0.32 0.96 0.61PD02 0.64 0.43 0.34 0.47 0.18 0.41PD03 0.40 0.28 0.56 0.25 0.09 0.32PD04 0.56 0.66 0.43 0.33 0.18 0.43PD05 0.59 0.68 0.34 0.73 0.42 0.55PD06 0.76 0.44 0.53 0.49 0.51 0.55PD07 0.79 0.85 0.48 0.42 0.14 0.54PD08 0.58 0.55 0.53 0.79 0.86 0.66PD09 0.45 0.66 0.67 0.55 0.52 0.57PD10 0.57 0.73 0.50 0.64 0.80 0.65PD11 0.66 0.40 0.48 0.42 0.72 0.54PD12 0.50 0.45 0.62 0.50 0.56 0.53

Tabla 1. Rugosidad inicial de las probetas PA01 a PA12, PB01 a PB12, PC01 a PC12 y PD01 a PD12.



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2.4 Inmersión de probetas secas en solución salina.

Para la inmersión de las 48 probetas, se prepararon cuatro distintas soluciones, tres de ellas de cloruro de sodio; de esta forma, se prepararon 10 kilogramos de agua destilada, 10 kilogramos de solución salina de cloruro de sodio al 10%, 10 kilogramos de solución salina de cloruro de sodio al 16%, y 10 kilogramos de solución salina de cloruro de sodio al 20%.

Posteriormente, se sumergieron las probetas en los contenedores con las distintas soluciones; de esta manera, en el contenedor con agua destilada se sumergieron las probetas PA01 a PA12, en el contenedor con cloruro de sodio al 10% se sumergieron las probetas PB01 a PB12, en el contenedor con cloruro de sodio al 16% se sumergieron las probetas PC01 a PC12 y en el contenedor con cloruro de sodio al 20% se sumergieron las probetas PD01 a PD12. En la Figura 6, se muestran las probetas sumergidas en las distintas soluciones preparadas:

a) Probetas PA01 a PA12. b) Probetas PB01 a PB12. c) Probetas PC01 a PC12. d) Probetas PD01 a PC12.

Figura 6. Fotografías de las probetas sumergidas en las diferentes soluciones.

Las probetas se dejaron sumergidas durante 48 horas a una temperatura ambiente para que se saturaran con las distintas soluciones. Para garantizar que las 48 probetas estuviesen saturadas, se pesaron en una báscula digital marca Mettler Toledo modelo PB3002-S DeltaRange® en la hora 46, hora 47 y hora 48. Como en estas tres horas consecutivas los pesos de las probetas fueron constantes, se consideró que en la hora 48 las probetas tenían peso saturado. En la Figura 7, se muestran cuatro fotografías del peso saturado de las probetas PA01, PB01, PC01 y PD01:


Figura 7. Fotografías del pesado saturado de probetas PA01, PB01, PC01 y PD01.



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2.5 Ciclos de la prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio.

Una vez que se obtuvieron los pesos saturados de todas las probetas en las distintas soluciones, las probetas saturadas PA01-PA12, PB01-PB12, PC01-PC12 y PD01-PD12 se secaron en un horno marca Memmert modelo UP 500 a una temperatura de 60±2ºC durante 16 horas.

Después de estas 16 horas de secado, las probetas se enfriaron a temperatura ambiente durante 2 horas; esto se realizó, para evitar en lo posible un choque térmico superficial cuando las probetas fuesen a sumergirse en las soluciones.

Finalmente, las probetas se sumergieron en las distintas soluciones; de esta forma, en el contenedor con agua destilada se sumergieron las probetas PA01 a PA12, en el contenedor con cloruro de sodio al 10% se sumergieron las probetas PB01 a PB12, en el contenedor con cloruro de sodio al 16% se sumergieron las probetas PC01 a PC12 y en el contenedor con cloruro de sodio al 20% se sumergieron las probetas PD01 a PD12, permaneciendo sumergidas durante 6 horas a temperatura ambiente.

En la Figura 8, se muestran las fotografías del proceso de ciclo de prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio:

a) Secado. b) Enfriado. c) Inmersión en soluciones.

Figura 8. Fotografías del ciclo de prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio.

Al término de las 6 horas de inmersión, las probetas se sacaron de las soluciones salinas; por lo que, el ciclo de prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio terminó. De esta manera, se inicia otro ciclo de prueban con el secado de las 48 probetas.

Cabe aclarar que, el ciclo de prueba de secado-enfriado-inmersión que duró 24 horas, se repitió durante 15 ciclos; por lo tanto, el ciclo de prueba se repitió durante 15 días consecutivos.



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2.6 Lavado de las probetas.

Después del quinceavo ciclo, las 48 probetas de mármol tipo Café Tabaco se lavaron con agua destilada hasta que la sal fuese eliminada por completo; para esto, se vertieron 10 litros de agua destilada en un contenedor y se lavaron superficialmente las probetas. En la Figura 9, se muestran dos fotografías del lavado de las probetas:

Figura 9. Fotografías del lavado de probetas con agua destilada

Después del lavado superficial, las probetas se sumergieron en agua destilada durante dos horas; al término de esas dos horas, se verificó que la resistividad del agua destilada sea la misma que la resistividad inicial de 200M-cm; en la Figura 10, se muestran dos fotografías de las mediciones de la resistividad:

Figura 10. Fotografías de la verificación de la resistividad del agua destilada

Como la resistividad del agua destilada después del lavado no era la misma que antes del lavado, se realizaron cuatro lavados más hasta que la resistividad del agua destilada fuese la misma, antes y después del lavado de las probetas.



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2.7 Secado final de las probetas.

Para el secado final de las 48 probetas de mármol tipo Café Tabaco, se precalentó el horno de secado marca Memmert modelo UP 500 a una temperatura de 60°C. Después, se colocaron las 48 probetas en dos charolas; en la que, en una charola (charola de arriba) se colocaron las probetas PA01 a PA12 y PB01 a PB12, mientras que en la otra charola (charola de abajo) se colocaron las probetas PC01 a PC12 y PD01 a PD12. En la Figura 11, se muestran dos fotografías del secado final de las probetas:

a) Horno precalentado a 60°C. b) Probetas dentro del horno.

Figura 11. Fotografías del secado final de las probetas

Las 48 probetas se mantuvieron dentro del horno de secado a una temperatura de 60±2°C durante las 48 horas que duró el secado final de las probetas. Para garantizar que las 48 probetas estuviesen secas, se pesaron en una báscula digital marca Mettler Toledo modelo PB3002-S DeltaRange® en la hora 46, hora 47 y hora 48. Como en estas tres horas consecutivas los pesos de las probetas permanecieron constantes, se consideró que en la hora 48 las probetas tenían su peso seco final. En la Figura 12, se muestran cuatro fotografías del peso seco final de las probetas PA01, PB01, PC01 y PD01:


Figura 12. Fotografías del peso seco final de las probetas PA01, PB01, PC01 y PD01.



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2.8 Medición de la rugosidad final de las probetas.

Para la medición de la rugosidad final de las 48 probetas secas de mármol tipo Café Tabaco, se utilizó un rugosímetro marca MITUTOYO modelo SJ201. A cada probeta seca se le midió la rugosidad final en los cinco lugares previamente marcados; de tal manera que, el punto 1 es la marca superior, el punto 2 es la marca derecha, el punto 3 es la marca inferior, el punto 4 es la marca izquierda y el punto 5 es la marca central. En la Figura 13, se muestran cuatro fotografías de la rugosidad final en el punto 5 (medición en el centro) de las probetas secas PA01, PB01, PC01 y PD01:

a) Probeta PA01. b) Probeta PA07. c) Probeta PB01. d) Probeta PB07.

a) Probeta PC01. b) Probeta PC07. c) Probeta PD01. d) Probeta PD07.

Figura 13. Fotografías de la rugosidad final en el punto 5 de las probetas.

Cabe hacer mención que cada medición de la rugosidad se realizó a temperatura ambiente. En la Tabla 2, se muestran los valores de las rugosidades finales de las 48 probetas secas:



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Rugosidad Final de Probetas Secas (RF) •m # de probeta Punto 1 Punto 2 Punto 3 Punto 4 Punto 5 Promedio

PA01 0.48 0.37 0.52 0.46 1.63 0.69PA02 0.18 0.98 0.18 0.16 0.27 0.35PA03 0.37 0.50 0.50 0.48 0.74 0.52PA04 0.71 0.59 0.73 0.62 0.49 0.63PA05 0.38 0.67 0.57 0.74 0.64 0.60PA06 0.77 0.81 0.65 0.63 1.00 0.77PA07 0.36 0.27 0.84 0.62 0.35 0.49PA08 0.54 0.64 0.28 0.93 1.00 0.68PA09 0.68 0.76 0.40 0.54 0.38 0.55PA10 0.38 0.75 0.47 0.60 0.42 0.52PA11 0.48 0.39 0.36 0.49 0.98 0.54PA12 0.49 0.63 0.57 0.54 0.92 0.63PB01 0.33 0.45 0.30 0.28 0.36 0.34PB02 0.40 0.43 0.75 0.48 0.85 0.58PB03 0.41 0.55 0.36 0.44 0.79 0.51PB04 0.51 0.68 0.38 0.87 1.32 0.75PB05 0.57 0.44 0.43 0.27 0.70 0.48PB06 0.52 0.46 0.53 0.84 1.00 0.67PB07 0.53 0.56 0.45 0.86 0.90 0.66PB08 0.69 0.73 0.42 0.97 2.50 1.06PB09 0.82 0.72 0.41 0.65 0.88 0.70PB10 0.89 0.75 0.67 0.74 0.60 0.73PB11 0.43 0.76 0.63 0.84 1.98 0.93PB12 0.33 0.57 0.77 0.43 2.79 0.98PC01 0.49 0.71 1.01 1.52 1.46 1.04PC02 1.16 2.81 1.31 1.05 1.80 1.63PC03 0.98 0.85 0.94 0.88 0.86 0.90PC04 0.86 0.80 0.63 0.67 0.90 0.77PC05 0.53 0.59 0.70 0.79 0.43 0.61PC06 0.62 1.01 0.89 0.83 0.74 0.82PC07 1.61 0.55 0.73 0.80 0.48 0.83PC08 0.71 0.84 1.40 0.97 1.66 1.12PC09 0.98 0.99 1.58 0.75 0.91 1.04PC10 1.38 1.66 1.19 1.51 2.27 1.60PC11 0,68 1.88 1.64 1.45 1.19 1.54PC12 1.81 0.68 0.89 0.86 1.58 1.16PD01 0.63 0.66 0.83 0.42 2.29 0.97PD02 0.72 0.48 0.58 0.54 0.57 0.58PD03 0.53 0.44 0.59 0.51 1.96 0.81PD04 0.68 0.78 0.52 0.62 0.23 0.57PD05 0.67 0.74 0.45 0.79 0.89 0.71PD06 0.83 0.48 0.64 0.57 0.77 0.66PD07 1.04 1.01 0.75 0.81 0.81 0.88PD08 0.66 0.64 0.73 0.88 1.81 0.94PD09 0.64 0.61 0.79 0.83 0.81 0.74PD10 0.84 1.11 0.97 0.74 1.61 1.05PD11 0.95 0.59 0.68 0.78 1.14 0.83PD12 0.82 0.55 0.72 0.82 0.71 0.72

Tabla 2. Rugosidad final de las probetas PA01 a PA12, PB01 a PB12, PC01 a PC12 y PD01 a PD12



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3. RESULTADOS.

A partir del promedio de la rugosidad inicial (Ro) y el promedio de la rugosidad final (RF), el porcentaje de aumento en la rugosidad (AR) se obtiene a partir la ecuación 1:

%100

O

OF

RRR

AR

(1)

3.1 Resultados del porcentaje de aumento en la rugosidad.

En la Tabla 3 y la Tabla 4, se muestran los resultados del porcentaje de aumento en la rugosidad de la prueba de cristalización de sales por cloruro de sodio:

Solución Número De Probeta

Promedio de la Rugosidad Inicial. Ro (m)

Promedio de la Rugosidad Final.RF (m)

Porcentaje de Aumento en la Rugosidad AR (%)

Agua Destilada

PA01 0.53 0.69 30.08 PA02 0.27 0.35 32.09 PA03 0.41 0.52 27.59 PA04 0.45 0.63 40.81 PA05 0.54 0.60 11.52 PA06 0.69 0.77 11.88 PA07 0.39 0.49 25.77 PA08 0.52 0.68 31.40 PA09 0.39 0.55 40.10 PA10 0.46 0.52 13.91 PA11 0.42 0.54 29.81 PA12 0.51 0.63 23.53

Promedio 26.54 Desviación Estándar 9.89

Cloruro de

Sodio al

10%

PB01 0.27 0.34 29.32 PB02 0.38 0.58 52.36 PB03 0.36 0.51 40.11 PB04 0.46 0.75 63.48 PB05 0.34 0.48 43.45 PB06 0.49 0.67 37.30 PB07 0.47 0.66 41.03 PB08 0.70 1.06 51.28 PB09 0.54 0.70 29.85 PB10 0.57 0.73 28.07 PB11 0.48 0.93 93.33 PB12 0.63 0.98 54.75


Tabla 3. Porcentaje de aumento en la rugosidad de las probetas PA01 a PA12 y PB01 a PB12



52

Solución Número De Probeta

Promedio de la Rugosidad Inicial. Ro (•m)

Promedio de la Rugosidad Final. RF (•m)

Porcentaje de Aumento en la Rugosidad AR (%)

Cloruro de

Sodio al

16%

PC01 0.44 1.04 135.91 PC02 0.76 1.63 114.51 PC03 0.32 0.90 183.65 PC04 0.43 0.77 80.37 PC05 0.41 0.61 47.57 PC06 0.60 0.82 35.43 PC07 0.46 0.83 80.52 PC08 0.65 1.12 71.69 PC09 0.70 1.04 48.86 PC10 0.83 1.60 93.95 PC11 0.69 1.54 124.49 PC12 0.53 1.16 117.98


Cloruro de

Sodio al

20%

PD01 0.61 0.97 57.33 PD02 0.41 0.58 40.29 PD03 0.32 0.81 155.06 PD04 0.43 0.57 31.02 PD05 0.55 0.71 28.26 PD06 0.55 0.66 20.51 PD07 0.54 0.88 64.93 PD08 0.66 0.94 42.60 PD09 0.57 0.74 29.12 PD10 0.65 1.05 62.65 PD11 0.54 0.83 54.48 PD12 0.53 0.72 37.64


Tabla 4. Porcentaje de aumento en la rugosidad de las probetas PC01 a PC12 y PD01 a PD12

3.2 Comparación de los resultados del porcentaje de aumento en la rugosidad.

Para comparar los resultados del porcentaje de aumento en la rugosidad en las distintas soluciones, se realizó un análisis de varianza de un factor para determinar si existe una diferencia significativa entre el porcentaje de aumento en la rugosidad y el porcentaje de cloruro de sodio. En la Tabla 5, se concentran los resultados del porcentaje de aumento en la rugosidad en cada solución, obtenidos de la Tabla 3 y de la Tabla 4:



53

Número de Probeta

Porcentaje de Aumento en la Rugosidad AR (%) Agua

Destilada (Probetas PA)

Cloruro deSodio al 10% (Probetas PB)

Cloruro deSodio al 16% (Probetas PC)

Cloruro deSodio al 20% (Probetas PD)

01 30.08 29.32 135.91 57.33 02 32.09 52.36 114.51 40.29 03 27.59 40.11 183.65 155.06 04 40.81 63.48 80.37 31.02 05 11.52 43.45 47.57 28.26 06 11.88 37.30 35.43 20.51 07 25.77 41.03 80.52 64.93 08 31.40 51.28 71.69 42.60 09 40.10 29.85 48.86 29.12 10 13.91 28.07 93.95 62.65 11 29.81 93.33 124.49 54.48 12 23.53 54.75 117.98 37.64

Promedio 26.54 47.03 94.58 51.99 Desv. Est. 9.89 19.29 42.86 35.53

Tabla 5. Concentrado del porcentaje de aumento en la rugosidad

A partir de los datos de la Tabla 5, se realizó un análisis de varianza de un factor para el porcentaje de aumento en la rugosidad del mármol tipo Café Tabaco estudiado. En la Tabla 6, se muestran os resultados obtenidos del análisis de varianza:

RESUMEN Agua

Destilada 12 318.49 26.54 97.77

Cloruro de Sodio al 10% 12 564.32 47.03 334.56



ANÁLISIS DE VARIANZA

Origen de las variaciones

Suma de cuadrados

Grados de libertad

Promediode los

cuadradosF Probabilidad Valor crítico

de F

Entre grupos 29387 3 9795.71 11.10 0.00002 2.82 Dentro de los grupos 38846 44 882.87 - - -

Total 68233 47 - - - -

Tabla 6. Resultados del análisis de varianza de un factor



54

De la Tabla 6, se observa que el valor de F=11.10 es mayor que Fcrítico=2.82; esto quiere decir que, con una significancia del 5%, sí existe una diferencia significativa entre las distintas soluciones.

Por lo tanto, se considera que al haber una diferencia significativa, la solución en donde más se aumenta la rugosidad es la solución de cloruro de sodio al 16%; de tal forma que, el mármol tipo Café Tabaco de la cantera estudiada tiene un porcentaje promedio de aumento en la rugosidad del 94.58% con una desviación estándar del 42.86%.

En la Figura 14, se muestra una gráfica de comparativa del porcentaje promedio del aumento en la rugosidad de las distintas soluciones:

Figura 14. Gráfica comparativa del porcentaje promedio de aumento en la rugosidad



55

4. CONCLUSIONES.

El mármol tipo Café Tabaco de la cantera ubicada en Agua de Luna, Tepexi de Rodríguez, Puebla, México, presentó un aumento de la rugosidad del material en cada concentración según los siguientes resultados, en agua destilada se obtuvo un porcentaje de aumento en la rugosidad de 26.54%, en la solución de cloruro de sodio al 10% se obtuvo un porcentaje de aumento en la rugosidad de 47.03%, en la solución de cloruro de sodio al 16% se obtuvo un porcentaje de aumento en la rugosidad de 94.58% y en la solución de cloruro de sodio al 20% se obtuvo un porcentaje de aumento en la rugosidad de 51.99%.

En cuanto al análisis de varianza para determinar si existe diferencia significativa entre las diferentes concentraciones de cloruro de sodio, se observa que sí existe diferencia significativa; por lo que, la concentración que más alteración presenta es la solución con cloruro de sodio al 16%.

Finalmente el mármol presenta un porcentaje de aumento en la rugosidad del

94.58% con una desviación estándar del 42.86%. La alteración en la rugosidad presentada por este material es alta, por lo que, pierde su principal cualidad estética que es el brillo; de esta manera, y como parte del cuidado estético que este material debe de tener, se debe de considerar el uso de recubrimientos para mejorar la durabilidad y estética de este material.

5. REFERENCIAS.

[1] Tarbuck, Edward J.; Ludgens, Frederick K. y Tasa, Dennis. "Ciencias de la Tierra. Una Introducción a la Geología Física". Editorial Pearson Education S.A. Octava Edición. España, 2005. ISBN: 84-205-4400-0.

[2] M. Tlatempa; R. Estrada; E. Rubio y V. Rodríguez-Lugo. "Caracterización Microestructural de Mármol de la Cantera Café Tabaco Procedente de Tepexi de Rodríguez, Puebla". Acta Microscópica, Vol. 20, No. 1, pp. 60-65. (2011)

[3] D. Benavente, A. Bernabeu, y J. Cañaveras. "Estudio de Propiedades Físicas de las Rocas", Enseñanzas de la Ciencia de la Tierra, vol. 1, pp. 62-68. (2004)

[4] F. Bell. "Durability of Carbonate Rock as Building Stone with Comments on its Preservation", Environmental Geology, vol. 21, pp. 87-200. (1993)




56

MODELO CINEMÁTICO Y SIMULACIÓN DE UN ROBOT TIPO SCARA MEDIANTE EL USO DE SOFTWARE CAD SOLIDWORKS.

José Carlos Ramírez Castillo1, Javier Rivera Guevara2, Adolfo Manuel Morales Tassinari2, Pedro Cruz Ortega2.

1Alumno del Instituto Tecnológico Superior de Tepexi de Rodríguez, Pue., México. 2Instituto Tecnológico Superior de Tepexi de Rodríguez, Pue., México.


©2017 José Carlos Ramírez Castillo et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. En este trabajo se presenta el modelo cinemático y simulación de un robot tipo SCARA (Selective Compliance Assembly Robot Arm) [1] de tres grados de libertad adaptado para realizar ensayos de degradación en materiales pétreos [2]. Para la obtención del modelo cinemático se empleó el método de Denavit-Hartenberg; con el cual se obtienen las ecuaciones de movimiento del efector final. En la validación de las ecuaciones dadas por el modelo cinemático se utilizó una herramienta de CAD Solidworks [3], el cual se emplea para realizar simulaciones y mediciones de elementos mecánicos tridimensionales. Además de que en su última versión cuenta con nuevas características, entre las cuales son; herramienta de controlador de relaciones de posición; con el cual se tiene control perfecto de relaciones de posición, posiciones instantáneas, y animaciones.

Palabras clave. Robot, Cinemática, Simulación.

Abstract. In this work, present the kinematic model and simulation of a robot type SCARA (Selective Compliance Assembly Robot Arm) of three degrees of freedom. To obtain the kinematic model, the Denavit-Hartenberg method was used; With which the equations of motion of the final effector are obtained. In the validation of the equations given by the kinematic model we used a CAD tool (Solidworks), which is used to perform simulations and measurements of three-dimensional mechanical elements. Besides that in its latest version has new features, among which are; Positioning controller tool; With which you have perfect control of position relationships, instantaneous positions, and animations.

Key words. Robot, Kinematics, Simulation.


Artículo Ordinario/Regular Paper Recibido/Received: Mayo 2017


José Carlos Ramírez Castillo, Javier Rivera Guevara, Adolfo Manuel Morales Tassinari, Pedro Cruz Ortega.

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1. INTRODUCCIÓN.

Actualmente el uso de robots manipuladores es cada vez más un tema del cual no solo se estudia en las grandes industrias, sino también en escuelas, y recientemente en hogares. Actualmente la tecnología avanza rápidamente, el uso de estos se encuentra en un sinfín de aplicaciones; desde robots industriales, robots dedicados al aprendizaje, hasta robots dedicados al entreteniendo, etc. [4]

En este artículo se aborda el tema del modelo cinemático de un robot tipo SCARA de tres grados de libertad, usando el método de Denavit-Hartenberg para la obtención de su matriz de transformación la cual describe la posición y orientación del efector final con respecto a su base, posteriormente se validad mediante el uso de herramientas de CAD; en este se ejecuta el modelo del robot tipo SCARA y mediante el mismo se realiza una simulación dando relaciones de posición para poder controlar el movimiento de cada articulación y saber la posición del efector final. Los resultados son comparados con los obtenidos de la matriz de trasformación homogénea en la cual sustituyendo los ángulos y/o desplazamientos que toma cada articulación se obtiene la orientación y posición del efector final.

2. MODELO CINEMÁTICO.

La Figura 1 muestra un esquema del robot manipulador tipo SCARA, diseñado en Solidworks, en el que se aprecian los tipos de articulaciones que posee en el plano , , . Teniendo dos articulaciones rotacionales y una prismática en el eje z, con esto se desarrolló el algoritmo Denavit-Hartenberg con el cual se obtienen los parámetros de las matrices de transformación homogénea.

Figura 1 Esquema general del robot manipulador tipo SCARA.



Una vez establecido los ejes de cada articulación y estableciendo en ellos un sistema de referencia , , , se procede a obtener los parámetros , , , , los cuales se colocarán en la tabla de parámetros Denavit-Hartenberg, la cual servirá para la realización de las matrices de trasformación homogéneax. [5]

La Tabla 1 muestra los valores , , , , que toma cada articulación.

Articulación 1 65 38 0 2 -10 27 180 3 0 -8.5 0 0

Tabla 2 Parámetros Denavit-Hartenberg.

Para la obtención de las matrices de trasformación homogéneas, se calculó el convenio de conexión contigua de Denavit-Hartenberg [6] dadas por la Ecuación 1 para obtener la matriz de trasformación básica de paso de eslabón. = ( , ) ( , ) , ( , ) (1)

Por lo tanto, sustituyendo las matrices de rotaciones y traslaciones de la Ecuación 1, se obtiene la Matriz de trasformación básica de paso de eslabón, ver Ecuación 2.

= cos( ) − ( ) 0 0( ) cos( ) 0 000 00 1 00 10 0 00 0 0 000 00 1 00 1

0 0 0 00 0 0 000 00 10 10 0 0 00 cos( ) − ( ) 000 ( )0 ( ) 00 1

= ( ) cos( ) − ( ) ( ) ( ) ( )( ) cos( )cos( ) − ( )cos( ) ( )00 00 ( ) 0 1 (2)

Sustituyendo los datos de la Tabla 1 en la Ecuación 2, se obtienen las matrices de transformación homogéneas, las cuales describen la posición y orientación de cada articulación dadas por , , , ver Ecuación (3, 4, 5). [7]

A continuación, se realiza el producto de todas las matrices de trasformación homogéneas teniendo = , donde describen la posición y orientación del efector final, ver Ecuación (6).[7]

VOLUMEN 30, 56-62 58

REVISTA ELECTRONICA EN INGENIERIA MECANICA ISSN 1870-1264


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= cos( ) − ( ) 0 38 cos( )( ) cos( ) 038 ( )00 00 1 650 1 (3)

= cos( ) ( ) 0 27 cos( )( ) − cos( ) 027 ( )00 00 −1 −100 1 (4)

= 1 0 0 00 1 0 000 00 1 − 8.50 1 (5)

= 0 38 ∗ ( ) 27 cos( )0 38 ∗ sin( ) 27 sin( )00 00 −10 46.5 − 1 (6)

Por tanto, la posición del efector final está dada por las ecuaciones 7, 8, 9. = 38 ( ) 27 cos( ) (7)= 38 sin( ) 27 sin( ) (8) = 46.5 − 3 (9)

3. VALIDACIÓN.

Para la validación de las ecuaciones 7, 8, 9 de posición del efector final del robot tipo SCARA, se ejecuta una simulación en Solidworks donde se tiene el modelo en 3D, ver Figura 2, en donde usando la herramienta de controlador de relaciones de posición, se sustituyen los valores que tomara cada articulación y así, el efector final del robot tipo SCARA se coloca en una posición dada los valores que toman cada articulación.

A continuación, usando Excel, se programan las ecuaciones 7, 8, 9 y se asignan los valores que toma cada articulación, esto para validar las ecuaciones 7, 8, 9.



60

Figura 2 Interfaz del Controlador de relaciones de posición del Robot tipo SCARA (Solidworks).

Por último, se dan a las articulaciones diferentes valores, usando la simulación en Solidworks y la programación en Excel se comparan resultados y se obtienen satisfactoriamente los resultados deseados, Ver figuras 3 ,4, 5.

Figura 1 Posición del efector final , , , con valores = º, = º y = cm en cada articulación.



61

Figura 2 Posición del efector final , , , con valores = º, = º y = cm en cada

articulación.

Figura 3 Posición del efector final , , , con valores = º, = º y = cm en cada articulación.

4. CONCLUSIONES.

En este trabajo se realizó el modelado cinemático y su validación computacional de un robot tipo SCARA de 3 grados de libertad, utilizando el método de Denavit-Hartenberg y empleando herramientas computacionales como lo son SOLIDWORKS para la realización de simulaciones. Se desarrolló en algoritmo de Denavit-Hartenberg para la obtención de las ecuaciones que describen la posición del efector final en el espacio tridimensional. Se realizó una simulación, empleando la herramienta computacional SOLIDWORKS. Se presentaron los resultados obtenidos, los cuales son la comprobación de las ecuaciones del modelo cinemático, el cual pasa de valores articulares a valores en el espacio tridimensional.

A partir de los resultados obtenidos se observa que al realizar la comparación de las ecuaciones del modelo cinemático con el modelo computacional en SOLIDWORKS se obtiene un error nulo, por lo cual se da valides al modelo cinemático del robot manipulador tipo SCARA.



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5. REFERENCIAS.

[1] L. P. C. B. R. A. A. Barrientos, Fundamentos de Robótica, Madrid: McGraw-Hill, 2007.

[2] ESTUDIO COMPARATIVO DE LA ALTERACIÓN DEL PESO EN LA ROCA. (2016). ITQu@ntum, 1-19.

[3] D. S. S. Corp, «Dassault Systèmes SolidWorks Corp,» [En línea]. Available: http://www.solidworks.es/sw/183_ESN_HTML.htm. [Último acceso: 5 Noviembre 2016].

[4] Saha, S. K. (2008). Introducción a la Robótica. India: McGRAW-HILL. [5] Martín Hernández Ordoñez, M. B. (2014). Robótica:Análisis, modelado, control e

implementación. México: OmniaScience. [6] J. J. Craig, Robótica, México: PEARSON EDUCACIÓN, 2006. [7] A. O. Baturone, Robótica Manipuladores y robots móviles, Barcelona (España):

MARCOMBO, S.A., 2001.




63

INSTRUMENTACIÓN DE UN TÚNEL DE VIENTO SUBSÓNICO.

Manuel Aparicio Razo1, Bernardino Calixto Sirene1, Javier Flores1.

1Facultad de Ciencias de la Electrónica-Benemérita Universidad Autónoma de Puebla, Ciudad Universitaria, Puebla, Puebla.


©2017 Manuel Aparicio Razo et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. El propósito de este proyecto es el diseño y la puesta en marcha de un sistema de instrumentación para realizar mediciones automatizadas dentro de un túnel de viento subsónico de tipo académico. Se propone un mecanismo acoplado con sensores de fuerza (balanza de fuerzas) para determinar las fuerzas aerodinámicas de arrastre, sustentación y momento de cabeceo en modelos a escala de automóviles y edificios. El sistema cuenta además con sensores para monitorear las propiedades del fluido (aire), tales como velocidad, temperatura y presión estática. El usuario puede interactuar con el sistema y visualizar los resultados a través de una computadora. Palabras clave. Aerodinámica, Túnel de viento, Instrumentación, Coeficientes aerodinámicos, LabVIEW®.

Abstract. The main purpose of this project is the design and installation of an instrumentation system that takes automatic measurements of the existent conditions inside the test chamber of an educational subsonic wind tunnel. A three-component force balance is proposed to determinate the aerodynamic forces (drag, lift and pitch) of scale cars and buildings. The system is also equipped with sensors to monitor the properties of the fluid (wind) such as wind speed, temperature and static pressure. The user can interact with the system and read the results in the computer.

Key words. Aerodynamics, Wind Tunnel, Instrumentation, Aerodynamic coefficients, LabVIEW®.




Manuel Aparicio Razo, Bernardino Calixto Sirene, Javier Flores.

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1. INTRODUCCIÓN.

En México, el interés por la aerodinámica ha incrementado en los últimos años, lo cual se puede observar en la adquisición o reacondicionamiento de túneles de viento; sin embargo, pocos esfuerzos se han hecho en obtener datos concretos a través de las pruebas realizadas en dichos túneles o en explicar el funcionamiento de la adquisición de datos.

La instrumentación del túnel de viento permite medir las variables del comportamiento aerodinámico del objeto a prueba (autos, aviones y edificios, entre otros) al oponerse al movimiento de un fluido a diferentes velocidades. Las mediciones más importantes que se pueden obtener mediante estas pruebas son las fuerzas de arrastre y sustentación (Fig. 1).

El arrastre con frecuencia es de más interés, ya que se verá reflejado directamente en el consumo de combustible. La sustentación, por otro lado, es de vital importancia en automóviles de alto desempeño o autos de carreras, ya que predice con claridad la controlabilidad del objeto a altas velocidades. Estas mediciones permiten caracterizar el desempeño aerodinámico de automóviles y edificios, lo cual nos ayuda a tomar decisiones desde etapas tempranas del diseño.

Figura 1: Sistema de coordenadas usado para definir las cargas aerodinámicas.



65

2. METODOLOGÍA.

El Instituto de Desarrollo e Investigación Tecnológica (IDIT), de la Universidad Iberoamericana de Puebla, cuenta con un túnel de viento subsónico de tipo abierto con una cámara de prueba, sin embargo, no cuenta con un sistema de instrumentación, lo que permite realizar pruebas visuales del comportamiento del fluido alrededor de los modelos a escala pero no es posible conocer el comportamiento aerodinámico del objeto.

A través de la construcción de una balanza de fuerzas, es posible conocer el comportamiento aerodinámico de un objeto puesto a prueba en el túnel de viento, para medir las fuerzas que actúan sobre él.

Figura 2: Túnel de viento y diagrama general del proyecto.

Como puede verse en la figura 2, por medio de un Arduino® se realizarán las lecturas de cada sensor (temperatura, humedad relativa y presión) cuyos resultados serán utilizados por el instrumento virtual realizado en LabVIEW®. De la misma manera, a través de una tarjeta NI-USB-6008 se controlará la velocidad del viento en la cámara de pruebas. Por último, los datos mostrados en LabVIEW® permiten calcular los coeficientes de arrastre y sustentación del objeto probado.



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3. FUERZAS AERODINÁMICAS Y TÉRMINOS BÁSICOS.

Existen dos tipos de caracterización aerodinámica: en 2D y 3D. Nos enfocaremos en la 2D, donde conocer dos fuerzas (sustentación, arrastre) y un momento (cabeceo) es suficiente. El desempeño aerodinámico del vehículo se determina a través de coeficientes adimensionales: en otras palabras, los coeficientes permiten conocer el desempeño aerodinámico del vehículo sin importar su tamaño, sólo su forma.

Las definiciones exactas de los coeficientes de sustentación CL y arrastre CD se proporcionan a continuación: = (1) = (2)

Donde: L es la fuerza de sustentación (N), D es la fuerza de arrastre (N), ρ es la densidad de flujo del aire, V es la velocidad del viento (m/s), A es el área frontal de prueba (m2).

Figura 3: Área frontal usada para calcular los coeficientes aerodinámicos.

El área de referencia usada en aplicaciones automotrices es comúnmente tomada como el área frontal del vehículo (Fig. 3).



67

4. PROPIEDADES DEL AIRE.

Las propiedades de los fluidos involucrados en los experimentos y operaciones de los dispositivos son cruciales. Es común idealizar sus propiedades, pero es importante tener en cuenta el grado de aproximación involucrado en esa idealización.

El aire es una mezcla de nitrógeno, oxígeno, vapor de agua y algunos otros gases presentes en pequeñas cantidades. Después de un extensivo análisis, Jones [1] propone una ecuación para calcular la densidad de aire en función de temperatura T (°K), presión P (Pa), humedad relativa R y saturación efectiva de la presión del vapor de agua e (Pa). = ( . )(P − 0.003796R e ) (3)

La saturación efectiva de la presión del vapor de agua e está relacionada con la temperatura a través de e = (1.7526 × 10 )e . / (4)

5. BALANCE DE FUERZAS.

Hasta ahora, hemos introducido los componentes principales en los que se divide la carga aerodinámica del vehículo. Una balanza para un túnel de viento separa estas fuerzas y momentos y calcula con precisión pequeñas diferencias entre las fuerzas medidas (Fig. 4).

Figura 4: Modelo a pequeña escala montado sobre un plano fijo. La balanza que mide la carga está conectada debajo del modelo.



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La primera parte de este trabajo fue una exhaustiva investigación sobre la instrumentación en túneles de viento. Se revisaron fuentes nacionales e internacionales, sin embargo, debido a la complejidad del tema, no se encontraron referentes a nivel nacional, y a nivel internacional las referencias son pocas.

A partir de la revisión de la literatura, se propuso el diseño de una plataforma mecánica integrada con sensores para medir con exactitud las fuerzas de arrastre y sustentación.

6. TAMAÑO MÁXIMO DEL MODELO A ESCALA.

De acuerdo con un estudio especializado [2], se puede obtener información precisa de un objeto a prueba en un túnel de viento, siempre y cuando su área frontal ocupe entre el 7 y 9% del área transversal de la cámara de prueba. Se conoce que la cámara de prueba del túnel de viento de la Universidad Iberoamericana de Puebla es de 1m de largo, con un área transversal de 0.159m . La velocidad máxima alcanzada en la sección de pruebas es de 7 m/s. Así, el área frontal de los automóviles a escala a probarse dentro de este túnel debe encontrarse en el rango: 0.011m , 0.014m7. FUERZAS DE ARRASTRE Y SUSTENTACIÓN MÁXIMOS.

Tras analizar el registro de coeficientes aerodinámicos para automóviles, desde sedanes hasta autos de carrera en la actualidad, se determina que la variación de los coeficientes se distribuye de la siguiente manera: −4.8 ≤ C ≤ 0.44 (5) 0.29 ≤ C ≤ 1.397 (6)

Tomando el coeficiente de mayor magnitud, se calculan las fuerzas de sustentación y arrastre máximas con las características dadas del túnel: L á = ρC á AVL á = (0.94)(4.8)(0.014)(7.16) (7)

L á = 1.619ND á = ρC á AV = (0.94)(1.397)(0.014)(7.16) (8) D á = 0.471N



69

Donde: Densidad de aire (ρ) en la ciudad de Puebla = 0.94kg/mVelocidad de viento máxima Coeficiente de arrastre máximo

(V) = 7.16m/s(C á ) = 1.397Coeficiente de sustentación máximo (C á ) = 4.8Área frontal máxima (A) = 0.014m

8. SELECCIÓN DE SENSORES.

El sensor seleccionado para medir la velocidad del viento en la cámara de pruebas es el modelo ANM-BTA de la marca Vernier® con especificaciones:

Rango Resolución máxima Relación Voltaje-Velocidad ( = + )0.5 30 6 ∗ 10 = 10 ∗ = −10Tabla 1. Rango y resolución del Anemómetro[3].

Para obtener las mediciones de temperatura y humedad relativa se eligió el modelo HIH6130 de la marca Honeywell®. El protocolo de comunicación del sensor es I c. Sus especificaciones son:

Rango Resolución Precisión Temperatura 5 − 50 ° 0.025 ° ±1 °Humedad relativa

10 − 90 % 0.04 %RH ±4%Tabla 2. Rango y resolución del sensor HIH6130[4].

Para medir la presión estática se seleccionó el sensor MS5803-14BA de la marca Measurement Specialties®. Este sensor también usa el protocolo de comunicación I c.

Rango Resolución Precisión Presión 5 14 0.2 ±20Tabla 3. Rango y resolución del sensor MS5803-14BA [5].

El sensor encargado de medir las fuerzas de arrastre, sustentación y cabeceo de cada automóvil a prueba, es el Dual-Range Force Sensor de la marca Vernier®.



70

Rango Resolución Relación Voltaje-Fuerza ( = + )±10 0.01 N = −4.9 = 12.25±50 0.05 N = −24.5 = 61.25Tabla 4. Rango y resolución del Dual-Range Force Sensor [6].

Como se observa en la tabla 4, el sensor satisface los criterios mencionados en las

ecuaciones (7) y (8).

9. MODELO CAD DE LA BALANZA DE FUERZAS.

Todas las piezas de la balanza de fuerzas se diseñaron utilizando SolidWorks®. El material utilizado para el maquinado de piezas es Aluminio 6061T6 ya que es ligero, resistente y fácil de maquinar.

En la figura 5 se muestra en vista isométrica el ensamble de todas las piezas que conforman la balanza, así como también la barra y pieza de montaje donde se colocará el modelo a ensayar. Éstas ultimas piezas son las únicas que estará ubicada dentro del túnel de viento. La guía lineal denotada 3, minimiza la fricción y permite el libre movimiento en el eje x, sobre el cual se realizará la lectura del arrastre. En 4 (Fig. 5) se ubica un rodamiento para reducir la fricción, de esta manera la lectura en el sensor de cabeceo será confiable.

Figura 5: Diseño 3D de la balanza de fuerzas.

La balanza se monta sobre un gato hidráulico, ya que nos ofrece estabilidad y resiste los esfuerzos de tipo cortante ocasionados por el peso del mecanismo. Todas las piezas



71

que conforman la balanza fueron realizadas en el centro de maquinado ubicado en el Centro de Innovación en Mecatrónica de la BUAP a excepción de las monturas para cada sensor que fueron impresos en 3D.

10. DISEÑO DEL INSTRUMENTO VIRTUAL EN LABVIEW®.

LabVIEW® fue elegido como el sistema de desarrollo para el ambiente virtual ya que provee herramientas simples para diseñar Interfaces Gráficas de Usuario profesionales.

El instrumento virtual se construyó siguiendo los lineamientos de diseño de una máquina de estado. Una máquina de estado implementa un algoritmo moderadamente complejo de toma de decisiones. En este instrumento es posible modificar los parámetros del incremento en la salida analógica del variador que controla la velocidad del viento ( )con una relación lineal con el voltaje suministrado (V), como se muestra en la ecuación (9) además de poder modificar el tiempo de espera entre cada incremento. W = 0.768 ∗ V − .0517 (9)

11 RESULTADOS.

El modelo que se eligió para probar el instrumento es el automóvil “Jaguar XKR” con una escala 1:14. De acuerdo con el fabricante [7], se conoce de este modelo que su coeficiente de arrastre es C = 0.34; su altura es de 1.312 m y su ancho de 1.892 m. Si el modelo a escala usado es de 1:14, se espera que el área frontal aproximada del modelo a escala sea de 0.0125m .

Para tener un cálculo más aproximado, se importó una imagen del área frontal del modelo a SolidWorks® y se calculó el área de su sombra. La imagen se ajustó a un área rectangular de 0.0125m y se procedió al cálculo de la geometría cerrada de la silueta frontal del automóvil, dando como resultado un área de 9.578 ∗ 10 m lo cual es 23.4% menor al área rectangular aproximada.

Los parámetros para las pruebas realizadas a este modelo fueron con un incremento de 0.25 Volts como se muestra en la ecuación (9) y un tiempo de espera de 1 minuto. El tiempo total de la muestra fue de 50 minutos. Después de terminada la prueba el instrumento virtual mostró los resultados de la prueba y los almacenó en un archivo .xlsx que fue importado a MATLAB® para su análisis.



72

12 CÁLCULO DE LA DENSIDAD DEL AIRE.

Con los resultados obtenidos de las condiciones ambientales durante la prueba se puede a calcular la densidad del aire como se menciona en la ecuación (3) necesaria para el cálculo del coeficiente de arrastre como se menciona en la ecuación (2).

Temperatura Humedad relativa Presión (Pa) Densidad del aire ( ⁄ )297.23° (24.08° ) 0.418 (41.8%)

79822 0.9358Tabla 5: Condiciones ambientales y densidad de aire obtenido.

13 CÁLCULO DEL COEFICIENTE DE ARRASTRE (CD).

Debido a que el fabricante presenta datos sólo de su coeficiente de arrastre [7], se decidió realizar la comparación para este coeficiente.

Figura 6: Comparación de curvas calculadas y obtenidas con la curva del fabricante.

Se observan en una línea azul discontinua (Fig.6) los datos leídos por el sensor. La curva verde (Fig.6) es el resultado de aplicar el método de mínimos cuadrados para ajustar los datos a un polinomio de segundo grado dado por: D = 0.0052W + 0.0005W (10)

obteniendo un coeficiente de arrastre de 1.1677.

Como en todos los túneles de viento, el coeficiente obtenido está sobrestimado, por lo que se le realiza un ajuste (curva roja, Figura 6) tomando en cuenta el área transversal del túnel C y el área frontal A. Así:



73

C = C 11 + ∗C = 1.1677 ∗ ∗ . ∗. (11)

C = 1.1333Se realizaron 50 pruebas sobre el mismo modelo para verificar la precisión del

sistema de instrumentación. En la tabla 6 se observan sólo 5 resultados. Los coeficientes obtenidos están sobrestimados, pero todos los resultados están en un rango muy cercano.

Prueba 1 Prueba 2 Prueba 3 Prueba 4 Prueba 5 1.048 1.065 1.167 1.115 1.160

1.017 1.034 1.133 1.082 1.126 0.333 0.339 0.371 0.355 0.369

Tabla 6: Coeficientes de arrastre medidos, corregidos y finales obtenidos en las pruebas.

Para disminuir la diferencia entre el valor real y el valor medido se calcula un factor de corrección propio del túnel (α) usando el valor medio de los coeficientes corregidos: α = . = 0.3281 (12)

Figura 7 Gráfica de curvas finales comparada con la curva real.



74

14. CONCLUSIONES.

Este proyecto permitió el diseño y construyo una plataforma mecánica con sensores de fuerza integrados en la estructura para medir las fuerzas de arrastre, de sustentación y de cabeceo del cuerpo objeto de prueba. El monitoreo de la fuerzas se realizo por medio de los siguientes sensor: para la velocidad el sensor modelo ANM-BTA de la marca Vernier®, para la temperatura y la humedad relativa el sensor modelo HIH6130 de la marca Honeywell® y para la presión del aire el sensor MS5803-14BA de la marca Measurement Specialties®. Además de ello se desarrolló un instrumento virtual donde se implementa un algoritmo moderadamente complejo de toma de decisiones con lo cual es posible modificar los parámetros del incremento en la salida analógica del variador que controla la velocidad del viento.

La balanza de fuerzas presentada en este trabajo es el primer dispositivo en su tipo en ser diseñado y construido en territorio nacional, lo cual lo convierte en un referente importante en el área de la aerodinámica y la aeronáutica. Como se mostró, este instrumento separa exitosamente las fuerzas aerodinámicas que actúan sobre los modelos. Además, las mediciones de las fuerzas aerodinámicas tienen un rango y resolución competitivos en relación con los sistemas de instrumentación conocidos en el país.

Finalmente, este trabajo tiene como último objetivo contribuir al desarrollo del conocimiento tecnológico del país, pues está enfocado en aquellos que deseen incursionar en la aerodinámica automotriz, aeronáutica y civil.

16. RECONOCIMIENTOS.

Los autores desean agradecer la colaboración de la Universidad Iberoamericana de Puebla por el apoyo brindado a la realización de este proyecto.

17. REFERENCIAS.

[1] JONES, F. E. Techniques and Topics in Flow Measurements. Estados Unidos: CRC Press, 1995.

[2] SAE. Vehicle Aerodynamics Terminology Recommended Practice. SAE, 1987. [3] VERNIER. Anemometer-User Manual. [en línea] [ref. de 2012] Disponible en Web:

http://www.vernier.com/files/manuals/anm-bta.pdf [4] HONEYWELL. HIH6130. [en línea] [ref. de 2012] Disponible en Web:

http://cdn.sparkfun.com/datasheets/Prototyping/1443945-pdf [5] MEASUREMENTS SPECIALTIES. MS5803-14BA-Datasheet. en línea] [ref. de 2012]

Disponible en Web: http://cdn.sparkfun/datasheets/Sensors/Weather/ms5803_14ba.pdf

[6] VERNIER. Dual-Range Force Sensor- User Manual. [en línea] [ref. de 2012]



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Disponible en Web: http://www.vernier.com/files/manuals/dfs-bta.pdf [7] JAGUAR LAND ROVER. Jaguar XKR-S 2012 Model Press Kit. [en línea] [ref. de 2012]

Disponible en Web:http://newsroom.jaguarlandrover.com/en-in/jaguar/presskits/2011/03/xkr-s_12my_press_kit_010311/

[8] BARLOW, J. B, RAE, W. H. & POPE, A. (1999). Low-Speed Wind Tunnel Testing, (3a ed.) EU: John Wiley & Sons.

[9] KATZ, J. (1996). Race Car Aerodynamics: Designing for Speed, (2a ed.) EU: Bentley Publishers.

[10] SIMIO, E. (1982). Wind Tunnel Modeling for Civil Engineering, Proceedings of the International Workshop on Wind Tunnel Modeling Criteria and Techniques in Civil Engineering Applications, National Institute of Standards and Technology, Gaithersburg.

[11] ROBERTS, S. (2013). Wind Wizard: Alan G. Davenport and the Art of Wind Engineering, EU: Princeton University Press.

[12] STAFF OF AMES RESEARCH CENTER. (1953). "Equations, Tables, and Charts for Compressible Flow." NACA Report 1135.

[13] ANDERSON, J.D. (2011). Fundamentals of Aerodynamics, (5a ed.) EU: McGraw-Hill. Passmore, M. & Le Good, G. (1994). "A Detailed Drag Study using the Coastdown

[14] SINGH C. & PODDAR K. (2008). "Implementation of a LabVIEW-based automated wind tunnel instrumentation system", India Conference INDICON 2008, vol.1, pp.103-108.66

[15] SINGH C. & PODDAR K. (2006) "PXI-based High-Performance Versatile Instrumentation and Motion Control System for Wind Tunnel Applications", IEEE International Conference on Industrial Technology - ICIT 2006, pp. 704-709.




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FACTIBILIDAD DE LA SUSTITUCION DE COJINETES DE DESLIZAMIENTO POR RODAMIENTOS CILINDRICOS EN MOLINOS DE CAÑA.

Bernardino Calixto Sirene1, Manuel Aparicio Razo1, Javier Flores Méndez1, Walid Benites Atta2.

1Facultad de Ciencias de la Electrónica-Benemérita Universidad Autónoma de Puebla, Ciudad Universitaria, Puebla, México.. 2Instituto Superior Politécnico José A. Echeverría, CUJAE Cuba.


©2017 Bernardino Calixto Sirene et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. Se realizó la evaluación de los cojinetes de deslizamiento en un molino Fulton para caña de azúcar, en base a la teoría de lubricación hidrodinámica y las normas DIN 31652-1,2,y 3 se desarrolló un procedimiento de cálculo para determinar si en las condiciones de carga, velocidad, lubricante, ajuste y tolerancias se logra la película lubricante capaz de soportar la carga en las condiciones de operación. Se contrastaron los resultados con la información de campo, dimensiones e imágenes de las tejas de los cojinetes. Se calculó el consumo de potencia debido a la fricción y se compararon con el consumo de potencia que tendría un rodamiento en las mismas condiciones de carga y velocidad, determinando el aprovechamiento energético que se pudiera lograr con la sustitución de los cojinetes de deslizamiento por rodamientos. Se determinaron las especificaciones que deben satisfacer los rodamientos sustitutos, Se modelaron y analizaron por el método de elementos finitos la reducción de diámetro en el guijo no produce concentración de tensiones que ponga en riesgo la resistencia a la fatiga, validando la adecuación realizada para obtener el espacio radial para alojar la chumacera sin producir modificaciones en las vírgenes de los molinos. Se determinan la geometría y capacidad de carga y de servicio de un rodamiento especial para la aplicación.

Palabras clave. Cojinetes de deslizamiento, Aplicación de rodamientos en molinos, modelación y capacidad de carga de elementos de maquinas.

Abstract. Evaluating sliding bearing was performed in a mill Fulton sugarcane, based on the theory of hydrodynamic lubrication and DIN standards 31652 to 1.2, and 3 a calculation procedure was developed to determine if the conditions load, speed, lubricant, setting tolerances and the lubricant capable of withstanding the load on the operating conditions is achieved film. The results with field data, dimensions and images of the tiles of the bearings were compared. power consumption due to friction and compared with the power consumption would have a bearing on the same conditions of load and speed, determining the energy efficiency that could be achieved by replacing sliding bearing for bearing was calculated. Specifications to be met by substitutes bearings were determined, were modeled and analyzed by finite element method reduced diameter in the gravel does not produce stress concentrations that may endanger the resistance to fatigue, validating the adjustment made for the radial space to accommodate the bearing without producing changes in virgin mills. Geometry and load capacity and bearing a special service for the application are determined..

Key words. Slide bearings, bearing Application mills, modeling and load capacity of machine. elements.


Artículo Ordinario/Regular Paper Recibido/Received: Marzo 2017


Bernardino Calixto Sirene, Manuel Aparicio Razo, Javier Flores Méndez, Walid Benites Atta.

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1. INTRODUCCIÓN.

En los ingenios azucareros, la extracción del jugo (guarapo) de la caña se realiza en los molinos (Fig. 1), durante el tránsito del colchón de caña entre las parejas formadas por la maza cañera (MC) - maza superior (MS) y maza superior (MS) - maza bagacera (MB) para lo cual se aplica altas presiones en la maza superior como se indica en la (Fig. 2) Estas presiones son aplicadas por medio de cilindros hidráulicos en las chumaceras de los guijos de maza superior con una magnitud aproximada de 354 toneladas, creándose efectos mecánicos sobre todos los componentes. La no uniformidad del colchón de bagazo, hace variar la posición relativa de las chumaceras, produciendo desalineación con un ángulo de inclinación de ± 2 grados.

Figura 1. Esquema molino tres mazas; extracción del jugo de caña.

Figura 2. Reacciones en los tres cilindros.

La presión hidráulica total para la compresión del bagazo es PHT= 600 ton. Cada apoyo de la masa superior soporta una carga que equivale a 0,59PHT o sea 354 ton. Las reacciones en los apoyos de la maza cañera tienen un valor de 0,21PHT, lo que equivale a 126 ton, los de la bagacera 0,41PHT, que corresponde a 246 ton. [1]



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En el presente trabajo se presenta la evaluación de los cojinetes de deslizamiento en un molino Fulton para caña de azúcar, la determinación de la potencia perdida por la fricción en los mismos en base a la teoría de la lubricación hidrodinámica desarrollada por Beanchamp Tower (1880), los aportes de Somerfield (1904), Reynold (1927), Raimondi y Boyd (1957 y las Normas vigentes ISO 7902 y DIN 31652. Se realiza la modelación de las adecuaciones de diámetro en el guijo, la comprobación de la resistencia a la fatiga, se determinan la geometría y capacidad de carga y duración de la propuesta de rodamientos de rodillos cilíndricos para molinos de caña.

2. DESARROLLO.

El sistema de apoyo utilizado en los molinos Fulton se muestra en la fig. 3, compuesta por una teja superior con caja de enfriamiento integrada y la teja inferior; en la fig. 4, se muestra el extremo del guijo de una maza superior donde se puede apreciar la zona cilíndrica del cojinete de diámetro inferior a la de transmisión con chavetero donde se monta una corona dentada para transmitir el movimiento a las mazas cañera y bagacera y la cuadrada de acoplamiento.

Figura 3. Sistema de apoyo en un molino Fulton.

Figura 4. Extremo de un guijo de la maza superior.



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Interesa determinar si en las condiciones de carga y operación, es posible la formación y mantenimiento de una película lubricante capaz de impedir el contacto metal-metal entre el muñón del guijo y la teja de la chumacera. Para ello se requiere verificar la resistencia al desgaste abrasivo de la pareja de materiales en las condiciones de carga y velocidad de operación [2]: P ≤ [P] (1) PV ≤ [PV] (2) h_min ≥ h_lim (3)

Dónde: hmín; es el espesor de la película de lubricante en el punto donde el cojinete y el árbol están más próximos. hlím; es el espesor de la película de lubricante, para que no exista contacto metal-metal en el cojinete.

El espesor mínimo de la película lubricante se determina a partir de la posición del muñón dentro del cojinete, caracterizado por la excentricidad absoluta y relativa, resultado de la precisión y tolerancias de fabricación. [2]. La teoría de la lubricación hidrodinámica está enfocada al diseño de nuevos cojinetes donde hay oportunidad de realizar los ajustes dimensionales que resulten pertinentes. En el caso de la evaluación de un cojinete existente se requiere un procedimiento que permita validar la formación y estabilidad de la película lubricante en las condiciones de carga, velocidad y ajuste del cojinete.

Diámetro nominal del guijo en la zona de apoyo; [mm] D 457 Ancho del cojinete; [mm] B 600 Carga radial en el apoyo; [kN] F 3540 Frecuencia de rotación del guijo; [rpm] n 5 Velocidad periférica del muñón; [m/s] vs 0.12 Viscosidad dinámica del lubricante [Pa·s] η 0.0154 Tejas de broce y muñón de acero - - Presión convencional en el cojinete [MPa] P 12.91 Presión admisible [MPa] [P] 4 - 25 Presión x velocidad [MPa x m/s] PV 1.55 Presión x velocidad limite [MPa x m/s] [PV] 6 - 30 Relación ancho7diametro del cojinete B/D B/D 1.31

Tabla 1. Dimensiones y datos operacionales de un cojinete.

Con las dimensiones y datos de operación de la tabla 1 y el procedimiento de la tabla 2 se obtuvo que en las condiciones de carga, velocidad y lubricación de los cojinetes en el molino Fulton evaluado no obstante a que los parámetros de resistencia al desgaste abrasivo son favorables existe contacto metal-metal y elevado consumo de potencia debido a la fricción.



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Descripción Formula NoHolgura diametral en función de las dimensiones o las tolerancias de fabricación del eje y cojinete c = (D á − d í ) + (D í − d á )2 4

Holgura relativa máxima. D: Diámetro nominal del cojinete ψ á = (D á − d í )D 5

Holgura relativa mínima ψ í = (D í − d á )D 6

Holgura relativa media ψ = (ψ á + Ѱ í )2 7

Variación de la holgura relativa debido a la dilatación lineal Δψ = α ∗ (t − 20°C) − α ∗ (t − 20°C) 8

Holgura relativa efectiva, tiene en consideración el efecto de la dilatación lineal de los materiales del eje y del cojinete producto de la variación de temperatura

ψ = ψ + ΔѰ 9

Valor orientativo de la holgura relativa en función de condiciones de operación para velocidades V≥0,1 [m/s], [12]

ψ = 0,8x10 ∗ V , 10

Condición necesaria para la formación de un flujo laminar en la holgura entre cojinete y el muñón. [5]

R = 0,5 ∗ π ∗ D ∗ n ∗ν ≤ 41,3 1ψ 11

Condición para la película lubricante estable. ns

frecuencia de rotación del muñón en rps. [12] ηnP ≥ 1.7(10 ) 12

Espesor mínimo de la película lubricante para evitar contacto metal-metal. Considera las rugosidades del árbol y cojinete, sus desviaciones dimensionales, y las deformaciones de los elementos durante el funcionamiento [mm]

h í = k(R + R )k.-coeficiente de confiabilidad, k= (0,5 …0,75..1,0) [DIN 31652-3:2015-06] k= 1.5-3

13

o- Espesor mínimo de la película hasta un nivel en el que la carga se soporte; [mm]; [4] h ≥ 0,0002 + 0,00004d 14

Excentricidad relativa determinada en función de holím valores límites en función de D y la velocidad de operación [5].

= 1 − 2ℎo í∗ 15

Espesor de la película en el punto donde están más próximos el eje y el cojinete. [mm] ε; excentricidad relativa [4]

ℎ = 0.5 Ѱ (1 − ε) 16

Espesor mínimo recomendado por DIN 31652-3 en función de las dimensiones y la velocidad de operación para evitar el contacto metal - metal entre muñón y el cojinete [mm]

h = f(D, V ) 17

Numero de Sommerfield, caracteriza el cojinete según su geometría y carga a la temperatura de operación

So = Fψ DBη ω 18

Cojinete completo Ω=360° Coeficiente de fricción µ

= , , Ω 19

Potencia consumida por la fricción Nf [kW] N = μFV 20

Tabla 2. Procedimiento de cálculo de evaluación.

En la figura 5 se muestran fotos de tejas, se puede apreciar las huellas de contacto metal-metal en las mismas, se ha remarcado las zonas más intensas donde hay evidencias de altas temperaturas, lo cual se corresponde con los resultados obtenido en el procedimiento de cálculo empleado.Tabla.3



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Figura 5. Tejas de la chumacera del guijo de la maza superior, bagacera y cañera.

La evaluación de (11) tabla 2; 7.46 ≤ 49,36Las condiciones de lubricación y velocidad garantizan un régimen laminar de la película lubricante

De la (12) resulta 99,41 10 > 1,710 lo cual significa que la película lubricante puede resultar estable. Según (13) ℎ í = 0.16

Según (14) ℎ ≥ 0,92 10Según (17) ℎ = 0.008Según (13) ℎ = 0.8 10ℎ ≪ ℎ ; ℎ ≪ ℎ ; ℎ ≪ ℎ ;

LO CUAL SIGNIFICA QUE LA PELICULA LUBRICANTE NO SE FORMA Según (20) la potencia absorbida por la fricción resulta 26,84% de la potencia instalada, 630 kW

Tabla 3. Resultados de consideración.

En el Molino Fultón estudiado la presión hidráulica total P.H.T. en el cilindro superior, Ph = 600 ton; la potencia absorbida por la friccion en los cojinetes puede ser calculada por (4) [1]

ndPN cojcoj

260

103

(4)

Como predomina el contacto metal-metal en el cojinete, el coeficiente de fricción empleado corresponde al par acero-bronce, µ = 0.12 del coeficiente de fricción µ según manuales de maquinaria azucarera. µ = 0,12 a 0,15; µ = 0,16[1]

Realizando las conversiones pertinentes, la potencia consumida por la fricción en los cojinetes es de Ncoj. = 169.10 [kW], 26.84% de la potencia instalada en un molino.

A consecuencia de la baja velocidad y alta presión combinada, en los cojinetes existe un gran coeficiente de fricción, el cual aumenta por la inclinación de la masa superior.



82

En los cojinetes de las masas bagacera y cañera el aumento del coeficiente de fricción se debe a la penetración del jugo, Figura 6.

Figura 6. Potencia absorbida por la fricción en los muñones y cojinetes.

En los cojinetes se pierde una parte no despreciable de la potencia instalada debido al gran coeficiente de fricción, por lo tanto, se recalientan los cojinetes no obstante del enfriamiento por agua. Estos factores son los que hacen recomendable el empleo de rodamiento de rodillos, Figura7.

Figura 7. Potencia instalada en un molino, la perdida en forma de calor en un molino y la que se pierde en un tandem.



83

3. EXIGENCIAS PARA LA APLICACIÓN DE RODAMIENTOS EN LOS MOLINOS FALTÓN EXISTENTES.

Una limitación para la aplicación de rodamientos en los molinos Fultón es el reducido espacio radial del alojamiento para la chumacera; por lo que no resulta viable la utilización de un rodamiento del programa estándar de fabricación. Los rodamientos de varias hileras de rodillos cilíndricos ocupan poco espacio radial y son adecuados para las condiciones de operación en los molinos (razón entre Capacidad de carga dinámica del rodamiento y la carga radial equivalente, califica como cargas elevadas (C/P < 2.5) y bajas velocidades 5 rpm). Las variaciones de la altura del colchón de bagazo producen desalineaciones entre los apoyos, los cuales deben ser absorbidos por el soporte de los rodamientos; disminuir el diámetro actual de los apoyos en el guijo como vía para lograr el espacio radial necesario, lo cual sugiere el empleo de rodamientos ensamblables, por lo tanto el rodamiento a utilizar debe brindar las siguientes prestaciones: Dimensiones aproximadas correspondiente a la serie ligera de tamaños de rodamientos 340 x 460 x 460

Capacidad de fijar un eje axialmente en ambos sentidos.

Rodamiento tipo Ensamble para facilitar montaje y desmontaje. Pistas con pestañas integrales para el guiado de los rodillos, además de rotula en la superficie exterior del aro exterior. en el aro interior una pestaña integral y una libre.

Plazos de servicios de 50 000 horas para los rodamientos de la masa superior (no menos de 8 zafras)

Lubricación con baño de aceite para una temperatura de operación de 70o C, lo cual se puede alcanzar con aceite para engranajes con una viscosidad de 3200 mm2/s a 40o C8.

Las obturaciones pueden lograrse utilizando sellos de labio y sello tipo anillo-V combinado con laberinticos y el relleno de los mismo con grasa.

La potencia absorbida por un rodamiento se debe al par de rozamiento por rodadura, por deslizamiento y debido al lubricante; es la resistencia que ofrece al movimiento. Puede determinarse por:

resistencia que ofrece al movimiento. Puede determinarse por: N = 1.05x10 M n[W]9 (5)

= 10 ( × ) / + [ . ]10 (6)

M = 0.5μF d[N.mm] (7)



84

Donde:

Nabs Potencia absorbida por el rodamiento Mroz Par de rozamiento FR Carga radial en el rodamiento dm Diámetro medio del rodamiento

El par de rozamiento puede ser calculado con suficiente precisión según SKF [10] (7). La Figura 8 muestra el resultado de la potencia absorbida por un molino apoyado con rodamientos 3.3 [kW] y el de un tándem de solamente 16,5 [kW] lo que evidencia el aprovechamiento energético que puede resultar de la sustitución de los cojinetes de deslizamiento por rodamientos cilíndricos.

Figura 8. Potencia absorbida por la fricción en los Rodamientos.

Para obtener el espacio radial necesario para alojar un rodamiento sin realizar modificaciones a la virgen de los molinos hay que disminuir el diámetro del guijo en la zona de apoyo. Se realizó la modelación del guijo con su maza, el modelo geométrico realizado en Autodesk Inventor, versión profesional 2009 se exportó al programa de Elementos Finitos ANSYS Workbench versión 12, para realizar el análisis de los esfuerzos a partir de la modificación propuesta en el Guijo, y comprobar la resistencia en las secciones más peligrosas.[13]. Figura 9 y 10.



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Figura 9. Modelo discretizado.

Figura 10. Condiciones de carga y apoyo.

La densidad de la malla y el tamaño de los elementos se eligió de forma automática, debido a la complejidad geométrica que presenta el modelo con nivel 0 en una escala de -100 a 100 (de burdo a fino). El modelo discretizado, quedo constituido por 10027 nodos y 4964 elementos

La distribución de los esfuerzos se puede apreciar en la zona de los muñones más próxima al Tambor; estos esfuerzos oscilan desde 34,45 MPa (color azul claro) hasta 277,15 MPa. Se observan también unos puntos de concentración de tensión máximos (color rojo) con una magnitud de 311,8 MPa localizados en el radio de curvatura del muñón izquierdo, cercano al Tambor. Figura 11 y 12.



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Figura 11. Nomenclatura de las cargas en el modelo.

Figura 12. Concentración de tensiones.

Las figuras 12-14 muestran los resultados de la evaluación por elementos finitos, las zonas de concentración de tensiones coinciden con las zonas de mayor probabilidad de falla de estos elementos.



87



La distribución de los esfuerzos se puede apreciar en la zona de los muñones más próxima al Tambor (Fig. 13); estos esfuerzos oscilan desde 34,45 MPa (color azul claro) hasta 277,15 MPa. Los máximos de concentración de tensiones (color rojo) con una magnitud de 311,8 MPa localizados en el radio de curvatura del muñón izquierdo, cercano al Tambor.

Mínimo Coeficiente de seguridad obtenido n=6,64

Coeficiente de seguridad admisible [n]=2.3

La modelación y análisis por MEF valida las disminución del diámetro del guijo sin comprometer la resistencia del mismo en las secciones más peligrosas, se establece que el rodamiento a instalar debe tener un diámetro interior de 340 mm, y diámetro exterior 485 mm. Los rodamientos de varias hileras de rodillos cilíndricos ocupan poco espacio radial y son apropiados para las condiciones de trabajo que imponen los molinos (cargas elevadas (C/P<2,5) y bajas velocidades). Dado que se mantienen los diámetros de las coronas, y del acoplamiento de la maza superior, no es posible utilizar rodamientos del programa estándar lo que lleva al diseño de un rodamiento especial desarmable.



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Se realizó la modelación digital de un rodamiento ensamblable de rodillos cilíndricos utilizando el CAD para diseño mecánico Autodesk Inventor, versión profesional 2009. El modelo cumple con las especificaciones geométricas que exige la aplicación en un molino para caña, se desarrolló un rodamiento de 4 hileras de rodillos cilíndricos un ancho de 448 mm, Figura 15 [13]

Figura 15. Propuesta de rodamiento especial ensamblable de 4 hileras de rodillos cilíndricos.

Como el rodamiento resultado de este estudio no forma parte del programa de fabricación estándar se utilizará la norma [11] de referencia para determinar la capacidad de carga dinámica que puede brindar con la geometría obtenida, se determinará la Capacidad de Carga Dinámica Radial Básica (Cr), y la duración que puede brindar bajo las condiciones de operación de molinos para caña,

Según la norma ISO_281_2007 el Cr se determina por: [11]

7/9 3/4 29/27Cr = bm × fc (i × Lwe × cosα) × Z × Dwe (8) L = a a L [Millonesdeciclos] (9) = 44 1 − . . . . . cos (10)

C = . (11) L = f . (12) L = (13)



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Variables; Descripción Valores ; Factor de capacidad contemporáneo, de alta calidad de fabricación, con uso de

materiales para cojinetes de acero endurecido, valor que varía de acuerdo con el tipo de cojinete y diseño, tabla 6

b = 1.1; Factor que depende de la geometría de los componentes del rodamiento, la

exactitud de la fabricación de los componentes y el material. según tabla 7 y (cos ) = 0.16 f = 88.5; Número de hileras de rodillos en un cojinete. i = 4

; Longitud efectiva de los rodillos.[mm] L = 66; Ángulo de contacto nominal de un cojinete. [grados] α = 0; Cantidad de bolas o rodillos por hilera en un cojinete = 26

; Diámetro de los elementos rodantes (rodillos). [mm] = 33.3; Diámetro de paso del juego de rodillos [mm] = 412.5

; Capacidad de carga dinámica radial básica [kN](8) = 3789; Capacidad nominal de carga estática radial para un rodamiento de rodillos

[kN](10) =9336

; carga límite de fatiga para rodamientos radiales de rodillos con diámetro medio mayor de 100 mm (11) = 745= ; Carga dinámica radial equivalente para cojinetes de rodillos radiales con =0o y, sujetos sólo a carga radial [N] = 2949

; exponente de (13) para cargas pesadas y contacto lineal = 4; Duración nominal(13) [millones de ciclos] =2,725205965

; Relación de viscosidades. Con una relación de viscosidades mayor de 2 y hasta 4 se logra una película lubricante totalmente portante entre las superficies de contacto [10]; se adopta un lubricante de aceite mineral para engranajes con aditivos EP con viscosidad de 3200 mm2/s a 40°C.

κ = 4a ; Coeficiente de ajuste por fiabilidad y probabilidad de fallo a = 1a ; Coeficiente de duración de vida para las condiciones de funcionamiento, que considera las impurezas y la relación de viscosidades. a = 2.3

; Duración nominal ajustada (9) expresada en Zafras L = 9Tabla 4. Valores de las variables de entrada [11].

4. CONCLUSIONES.

El procedimiento de cálculo basado en las Normas DIN 31652 parte 1,2 y3 permitió determinar que no obstante a que la comprobación de presión y el producto de presión por velocidad resultaron favorables y que las condiciones de velocidad y viscosidad se produciría un flujo laminar estable, debido a los ajustes y tolerancias de fabricación se produjo el contacto metal-metal impidiendo la formación de la película lubricante.

La potencia absorbida debido a la fricción alcanza magnitudes importante del orden del 26.8% de la potencia instalada, en tanto que en las mismas condiciones de carga y velocidad un rodamiento solo consumiría menos del 1%.

Se modelo y comprobo que las modificaciones requeridas en el guijo son viables tecnológicamente y no afectan la resistencia a la fatiga de las secciones más peligrosas del mismo.



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Se determinó que el rodamiento debe tener 340 mm en el diámetro interior de la pista interior, 485 mm en el diámetro exterior de la pista exterior y un ancho de 448 mm, con cuatro hileras de rodillos cilíndrico enjauladas.

La capacidad de carga bajo las condiciones de operación ofrece un plazo de servicio de 9 Zafras la cual puede ser incrementada hasta en un 30% con una estrategia de monitoreo y diagnóstico apropiado. La aplicación de rodamientos de rodillos cilíndricos en los molinos es tecnológicamente viable y energéticamente provechoso.

5. RECONOCIMIENTOS.

Los autores desean agradecer la colaboración de la Dirección de mantenimiento de la industria azucarera de Cuba por el apoyo brindado a la realización de este proyecto.

6. REFERENCIAS.

[1] E. Hugot. Manual del ingeniero azucarero Ed. 1988 pág. 167 [2] ISO 7902-1:2013(en) Hydrodynamic plain journal bearings under steady-state

conditions - Circular cylindrical bearings - Part 1: Calculation procedure [3] Paul Robert Trumpler, Design of Film Bearings, Macmillan, Nueva York, 1966, pp.

103-119 [4] Budynas, Richard G; Diseño en Ingeniería Mecánica de Shigley, Mc Graw-Hill, 9na.

Ed, 2011 [5] DIN 31652. Plain Bearing, Hidrodinamic Plain Journal Bearing Designed for

Operation Under Steady State Conditions. Parts 1,2,3, 2015-06. [6] Fuller D. Teory and Practice of Lubrication for Engineers, Mc Graw-Hill, N. York,

1984 [7] 7. L. A. Tromp: Machinery and Equipment of the Cane Sugar Factory pág 190 y

196, [8] Q. A. D. Emmen: Rietsuikerfabrieken op Java en hare Machinerieën, 4ta Ed, tomo

I, Pág. 343 [9] Revista de Rodamientos SKF No. 222 de 1985 [10] Revista FAG; Lubricación de rodamientos WL 81 115/4 SB/98.2/06/03 Impreso en

España por TECFA®GROUP [11] ISO 281. 2da Edición; 2007-02-15.Capacidad de carga y duración de los

rodamientos [12] Reshetov D.N: Atlas de Maquinas 6Ed; ISBN 9788432948022; 2007 [13] Benítez Atta. W.: PROPUESTA DE RODAMIENTO DE RODILLOS CILÍNDRICOS PARA

MOLINOS DE CAÑA. Trabajo diploma Instituto Superior Politécnico José Antonio Echeverría, Ciudad de La Habana, 2011.

[14] [on line]. [consultado el 27 de julio de 2016]. Disponible en: http://www.skf.com/group/products/bearings-units-housings/roller-bearings/principles/friction/estimating-frictional-moment/index.html




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COSECHADOR DE ENERGÍA BASADO EN CELDAS SOLARES Y CIRCUITO SEGUIDOR DE PUNTO DE MÁXIMA POTENCIA PARA ALIMENTAR DISPOSITIVOS ELECTRÓNICOS PORTÁTILES.

Alejandro Hernández Maldonado1, Roberto Carlos Ambrosio Lázaro1, Edna Iliana Tamariz Flores2, Gustavo Manuel Minquiz Xolo3, Javier Flores Méndez1.

1Benemérita Universidad Autónoma de Puebla – Facultad de ciencias de la Electrónica, San Manuel, Pue. México. 2Benemérita Universidad Autónoma de Puebla – Facultad de ciencias de la computación, San Manuel, Pue. México. 3Benemérita Universidad Autónoma de Puebla – Unidad San Jose Chiapa, Puebla, Pue. México.


©2017 Alejandro Hernández Maldonado et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. En este trabajo se presenta el desarrollo de un prototipo para el cosechamiento de energía eléctrica a través de un módulo fotovoltaico el cual consta de un circuito de control para monitorear el punto de máxima potencia (Maximum Power Point Tracking) y un circuito convertidor de corriente directa a corriente directa (convertidor CD–CD reductor) con el propósito de obtener un sistema eficiente de corriente eléctrica regulada y estable, y poder utilizarlo en la alimentación de dispositivos electrónicos de bajo consumo de potencia tales como celulares, tabletas, mini-robots o drones; contribuyendo a reducir el consumo de baterías y ampliar el uso de las energías renovables. Palabras clave. Cosechador de energía, punto de máxima potencia, celdas fotovoltaicas, convertidor CD–CD reductor, energías renovables.

Abstract. This work presents the development of a prototype for the harvesting of electric energy through a photovoltaic module which consists of a control circuit to monitor the Maximum Power Point Tracking and a direct current converter circuit To direct current (CD-CD converter) for the purpose of obtaining an efficient system of regulated and stable electric current, and to be able to use it in the feeding of electronic devices of low consumption of power such as cellular, tablets, mini-robots or drones; Contributing to reduce the consumption of batteries and to extend the use of renewable energies.

Key words. Power harvester, point of maximum power, photovoltaic cells, converter CD-CD reducer, renewable energies.




Alejandro Hernández Maldonado, Roberto Carlos Ambrosio Lázaro, Edna Iliana Tamariz Flores, Gustavo Manuel Minquiz Xolo, Javier Flores Méndez.

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1. INTRODUCCIÓN.

En la actualidad una de las principales preocupaciones de la humanidad es encontrar fuentes de energía renovable que sean amigables con el ambiente y efectivas en su aprovechamiento. El cosechamiento de la energía (energy harvesting) o recolección de la energía, es el proceso por el cual la energía de diversas fuentes: solar, térmica, eólica, cinética, etc., es capturada y almacenada para alimentar dispositivos electrónicos de bajo consumo de potencia, dispositivos autónomos inalámbricos, como los utilizados en la electrónica vestible, redes de sensores inalámbricos entre otras aplicaciones [1]. La cantidad de energía obtenida a través de las fuentes ya mencionadas, puede ser empleada para alimentar diferentes circuitos en aplicaciones tales como: dispositivos biomédicos, redes de sensores, consumibles electrónicos e incluso recargar baterías.

Los sistemas de cosechamiento de energía han despertado el interés por que son una solución potencial y realizable para desarrollar dispositivos electrónicos portables con un largo tiempo de operación y autosuficientes en cuestiones de alimentación, sin la necesidad de contar con baterías [2]. Por otro lado, los dispositivos que se usan para la recolección de energía requieren de condiciones especificas para poder funcionar, por ejemplo las celdas solares y los piezoeléctricos requieren de luz solar y vibración mecánica, respectivamente. Pero en el caso de ambientes interiores la eficiencia de las celdas solares decrece [3].

El objetivo de este trabajo es emplear fuentes de energías renovables para la conversión a energía eléctrica y aumentar la duración de un sistema de carga como las baterías, que normalmente son empleados en consumibles electrónicos personales. Se busca hacer un sistema de carga autónomo y portátil, capaz con cumplir los requerimientos de consumo eléctrico de dispositivos de bajo consumo de potencia. Es por ello que en este trabajo se desarrolla la caracterización de un panel fotovoltaico para posteriormente adaptar un algoritmo de seguimiento punto de máxima potencia (MPPT) para un panel fotovoltaico, finalmente se implementa una etapa de salida DC para obtener una corriente eléctrica estable y regulada.

2. METODOLOGÍA.

2.1 Características del módulo fotovoltaico.

Los módulos fotovoltaicos tienen curvas características I-V (corriente contra voltaje) que definen su comportamiento ante diferentes condiciones de operación. La potencia de una celda solar está dada por el producto de la corriente y el voltaje de la misma hay una curva característica P-V (potencia contra voltaje). El punto de máxima potencia (MPP, Maximum Power Point) es el producto del voltaje en el punto máximo (VMPP) y corriente en el punto máximo (IMPP) para los cuales la potencia extraída del arreglo fotovoltaico es máxima (PMPP) como se muestra en la figura1. El punto de máxima potencia varía



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continuamente, depende de factores como la temperatura de la celda solar y de las condiciones de irradiación solar, que dependen a la vez de la hora y el día del año [4].

Figura 1. Curvas características IV y PV de un panel.

La característica de corriente-voltaje = ( ) de un panel solar está dada por la ecuación. (1) [4]: = − ( ) − 1 − (1)

Dónde: [ ]; es la corriente fotogenerada que depende de la iluminación, [ ]; La corriente del diodo [ ]; La corriente de saturación ; El factor de idealidad [ ]; La carga del electrón [ ]; La constante de Boltzmann [ ]; La temperatura de la unión [Ω]; La resistencia shunt representando las corrientes de fuga de la unión.

2.2 Algoritmo de seguimiento de punto de máxima potencia (P&O).

Los algoritmos de seguimiento del punto de máxima potencia (MPPT) se utilizan en sistemas fotovoltaicos para maximizar la energía. El MPPT es un circuito electrónico cuyo objetivo es detectar y mantener el punto de operación donde la fuente entregue la máxima potencia posible en todo momento, abreviado como MPP (Maximum Power Point). Para lograrlo, el MPPT lee la potencia entregada por la fuente (módulo fotovoltaico) y mediante un algoritmo programado aplica una señal de control a un convertidor de potencia, donde este último sintoniza sus niveles de voltaje y corriente para emitir una perturbación definida a la fuente y trasladar su punto de operación al MPP [4].



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El algoritmo más elemental para el seguimiento del MPP, es conocido como P&O (Perturb and Observe), consiste en medir la potencia actual entregada por la fuente de energía, compararla con el valor medido en un tiempo anterior y en función de ello generar un aumento o reducción del ciclo de trabajo en la señal de control [5]. Dicha señal de control cambia las condiciones de operación de un convertidor de potencia para aplicar una perturbación de tamaño definido a la fuente. Con ello, se logra que gradualmente la fuente opere en su punto de máxima potencia [5].

2.3 Convertidor CD-CD.

El convertidor CD-CD transforma la corriente continua de una tensión a otra. Una de las ventajas para la cual son utilizados es porque simplifican la alimentación de un sistema, ya que se pueden generar las tensiones donde se necesitan, reduciendo la cantidad de líneas de potencia necesarias [6, 7]. Además permiten un mejor manejo de la potencia, y control de tensiones de entrada. En la figura 1.2 se muestran la topología más importantes de un convertidor CD-CD.

Figura 2. Topología básica de un Convertidor CD-CD, a la izquierda un reductor (buck), a la derecha un elevador (boost), abajo un reductor-elevador (buck-boost).

3. DESARROLLO.

3.1 Primera parte: caracterización de panel fotovoltaico.

El panel fotovoltaico utilizado se muestra en la Figura 3 y sus características en la tabla1, la caracterización permite determinar los parámetros del voltaje, corriente y la potencia y contrastar los valores por los que el fabricante proporciona.



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Figura 3. Módulo fotovoltaico usado para el prototipo.

Parámetro Valor número de celdas 12 Potencia máxima ( ) 1.45 W Tensión en el punto de máxima potencia ( ) 5 V Corriente en el punto de máxima potencia ( ) 0.29 A Tensión en circuito abierto ( ) 6.5 V Corriente de cortocircuito ( ) 0.33 A Eficiencia 13.8 % Tolerancia de potencia ±3%Dimensiones (Alto/Ancho/Fondo) 170x75x2.3 mm Rango de Temperatura -20° a 65° C

Tabla 1. Características del panel fotovoltaico del fabricante.

Para la medicion del voltaje y corriente del panel se usa un analizador de PV (potencia contra voltaje) de la marca langlois modelo AV1011 [11]. Este dispositivo de medición cuenta con un sensor para medir la irradiancia y la temperatura a la cual se encuentra el módulo al instante de hacer las mediciones.

3.2 Segunda parte: desarrollo de algoritmo para el seguimiento del punto de máxima potencia del módulo fotovoltaico.

Ya que se conoce el voltaje y la corriente máxima por el panel fotovoltaico, en el diagrama a bloques de la Figura4 se describe el prototipo de este trabajo. Las mediciones de corriente y de voltaje ahora se deben monitorear constantemente para realizar el MPPT. Como se observa en la Figura4 para obtener un MPPT, previamente se deben monitorear el voltaje y la corriente en un periodo de tiempo determinado para obtener la potencia (punto de potencia). Para ello se usa una tarjeta de adquisición de datos arduino UNO y



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en esta misma se realiza el algoritmo P&O, para así cambiar el ciclo de trabajo del convertidor CD-CD por medio de la técnica de modulación de ancho de pulso (PWM) y tener siempre la mayor potencia posible a la salida, véase en la Figura5 en que consiste este algoritmo.

Figura 4. Diagrama a bloques del sistema a desarrollar.

Figura 5. Diagrama de flujo: algoritmo de seguimiento del punto de máxima potencia P&O [8].



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3.3 Medición de corriente y voltaje en el panel fotovoltaico.

Para la lectura de voltaje en el panel es necesario tener una resistencia de carga que se conecta en paralelo con el panel solar. Ahora ya se sabe que el voltaje de circuito abierto es según la hoja de datos, si se conecta una carga este voltaje disminuye; el valor de voltaje es medido directamente en uno de las terminales de entrada análogos de la tarjeta Arduino donde el voltaje máximo de entrada es 5 V.

Para hacer la lectura con la tarjeta del microcontrolador se debe convertir el voltaje en números de 0 al 1023; entonces: = = 0.00048 (2)

Con la ecuación (2) se obtiene la resolución para el sensor de voltaje en arduino. Para medir la corriente se utilizó un sensor ACS712, que es un sensor de Efecto Hall de 5 Amperes, la acción de este sensor es convertir el valor de corriente en un valor de voltaje y poder capturar este valor en una terminal de entrada de la tarjeta Arduino. Para hacer la conversión es necesario conocer la sensibilidad del sensor, la cual se encuentra en la hoja de datos del sensor ACS712 (ver en tabla 2).

Calibración: = (5/1024) ∗ y la corriente esta dada por: = ( − 2.5)/0.185 (3)

En la Figura6 se muestra el sistema de medición de corriente y voltaje para implementar el prototipo de MPPT.

Figura 6. Sistema de medición.



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Característica Valor

Sensibilidad 185 mV/A Rango de medición -5A a 5A Alimentación 5 V Voltaje sin corriente 2.5 V

Tabla 2. Datos del sensor ACS712.

3.4 Tercera parte: diseño de convertidor CD – CD.

La tercera etapa consiste en implementar el convertidor CD-CD, por lo que es necesario tener los siguientes parámetros tabla3, considerando las características del módulo fotovoltaico y los valores deseados para nuestro sistema de alimentación.

Característica requerida Valor ( ) voltaje mínimo de entrada 1 V ( )voltaje máximo de entra 6 V

voltaje de salida deseado 5 V Corriente de salida máxima 0.29 A Corriente de salida mínima 0.025 A ∆ rizo en el voltaje de salida ≤ 50 mV (1 % de )

frecuencia de muestreo (en el PWM) 32 KHz R resistencia de carga considerada 100 Ω

Tabla 3. Características requeridas para el convertido CD-CD.

( ) se considera 1V ya que al hacer la medición del voltaje en el módulo fotovoltaico en días nublados este es el valor mínimo registrado, teniendo en cuenta que el prototipo será utilizado solo durante el día sin importar el voltaje en la noche de cero voltios. Se considera ( ) = 6 , porque según la tabla1 este es el voltaje máximo en el módulo fotovoltaico. La se considera en base a la frecuencia con la que trabaja la tarjeta arduino.

En la parte de resultados estos valores se corroboran al hacer las mediciones de caracterización del panel. Con los datos anteriores (tabla 3) se hacen los cálculos necesarios para el diseño del convertidor reductor – elevador [12], y se utiliza un software para la simulación del circuito (simulador P-SIM), entonces:

Calculo del ciclo de trabajo ecuación (4): 1 = 1 − ( ( ))/2 = 1 − ( ( ))/ (4)



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Elección del valor del inductor ecuación (5): = ∗( )∆ ∗ ∗ (5)

Donde ∆ es la corriente de rizo en el inductor, ecuación (6): ∆ = (0.2 0.4) ∗ ( ) ∗ (6)

Calculo valor del capacitor, ecuación (7):

( ) = ( )∗∗∆ (7)

Sustituyendo los valores mostrados en la tabla 3 en las ecuaciones 4, 5, 6 y 7 se obtienen los siguientes resultados ver tabla 4.

Parámetro Valores calculados D1, ciclo de trabajo máximo en PWM 0.8 D2, ciclo de trabajo mínimo en PWM 0.2 L, valor de inductancia 64 µH ∆ corriente de rizo en el inductor 0.39 A considerando 0.3 en ec. (6) ( ) Capacitancia 453 µF ≈ 470 µF

Tabla 4. Valores calculados para el convertidor de carga.

Con los valores de la tabla 4, se realiza el diseño en el software P-SIM, el circuito de la figura 7.

Figura 7. Diagrama eléctrico de convertidor CD-CD reductor - elevador.

Es importante hacer hincapié en el manejo del PWM, como se observa en la tabla anterior, hay un D1 y un D2 (ciclos de trabajo máximo y mínimo respectivamente) esto



100

nos dice que cuando tenemos un voltaje mínimo en la entrada del convertidor que en este caso es de 1V, el ciclo de trabajo es de 80% lo que hace que el voltaje de salida se mantenga en 5 V, entonces el circuito se comporta como un convertidor CD-CD elevador; caso contrario cuando tenemos un voltaje de entrada de 6 V, el ciclo de trabajo en el PWM debe disminuir a 20%, por lo que se comporta ahora como un convertidor CD-CD reductor al bajar el voltaje a 5 V, la función de este circuito es mantener el voltaje regulado a 5 V, y esto se hace cambiando el ciclo de trabajo del PWM.

4. RESULTADOS.

4.1 Caracterización del módulo fotovoltaico.

Utilizando un sistema para el análisis de P-V se obtuvo la curva característica I-V y P-V, se obtuvieron así la curvas características de nuestro módulo fotovoltaico Figura8.

Figura 8. Curvas características del módulo fotovoltaico obtenidas con el analizador.

4.2 Algoritmo de seguimiento del punto de maxima potencia y convertidor de carga CD-CD reductor – elevador.

Con la ayuda de la curva característica I-V del panel, y usando las ecuaciones de la sección del panel fotovoltaico, el algoritmo del punto de máxima potencia fue programado en la tarjeta arduino, midiendo así el voltaje de entrada (voltaje en el módulo fotovoltaico) y la corriente, para realizar el cambio del ciclo de trabajo en el PWM, esta señal cuadrada modulada hace que el circuito convertidor de potencia mantenga el voltaje en 5 V, por lo que el diseño antes de ser probado se simulo en P-SIM, teniendo los resultados de la figura9, A y B.

.



101

Figura 9. Resultado de simulación de convertidor CD-CD reductor con Vin = 6 V.

El voltaje de entrada es 6 V y usando un ciclo de trabajo D=20. Se observa que el voltaje de salida (línea azul) es muy cercano a -5 V, al principio se ve un voltaje menor pero ya a 0.01 segundos el voltaje de salida se ajusta al valor deseado,

Figura 10. Resultado de simulación de convertidor CD-CD reductor con Vin = 1 V.

En la figura anterior se observa casi el mismo comportamiento del voltaje de salida (línea azul) que la figura 3.4-a, solo que ahora el voltaje de entrada es de 1 V, esto se logra teniendo un ciclo de trabajo del 80% en el PWM.

Con el adecuado monitoreo de la corriente y el voltaje del panel se obtiene el cambio en la señal de salida de nuestro sistema, que es el incremento o aumento del ciclo



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de trabajo del PWM lo que hace el algoritmo es aumentarlo y disminuirlo según la tabla5. Teniendo como rango entre 20% y 80% de ciclo de trabajo.

Valores de PWM Potencia Actual

Potencia Anterior

Voltaje Actual Ciclo de trabajo

menor mayor menor Aumento menor mayor mayor Decremento mayor menor menor Aumento

mayor menor mayor Decremento

Tabla 5. Valores de frecuencia

En la figura11 se observan los cambios de frecuencia así como el ciclo de trabajo lo cual hace que el voltaje de salida disminuya o se mantenga constante, gracias al uso de un convertidor CD-CD.

Figura 11. Cambio de ciclo de trabajo para el convertidor CD-CD.



103

En la figura 12 se observa que la señal en azul es la salida de nuestra señal ya regulara presentando una respuesta más lenta pero más estable a la de entrada Vo, la señal amarilla es la obtenida directamente del panel, donde se observa que presenta inestabilidad y picos de caída de voltaje en diferentes punto, esto también se debe a la interferencia electromagnética que hay en el circuito eléctrico (presenta un rizado casi constante en la entrada del convertidor DC-DC reductor – elevador).

Figura 12. Cambio de ciclo de trabajo para el convertidor CD-CD.

5. DISCUSIÓN.

Existen varios métodos para desarrollar un algoritmo MPPT en un sistema fotovoltaico, los más importantes pueden ser por el método de conductancia incremental o por el método perturbar y observar [5].

En este proyecto se optó por usar el segundo (P&O), ya que es un algoritmo un simple y que ya ha sido reportado, además que cumple con las características que se desean llevar a cabo, el control se realiza mediante el monitoreo del sistema fotovoltaico, y dependiendo de este es como se cambia el ciclo de trabajo para controlar un convertidor CD-CD, cuya función es de mantener siempre un voltaje estable, para ello el convertidor CD-CD reductor cambia la impedancia en el circuito, entregando así una potencia de salida promedio que no se vea afectada por la variación del voltaje o corriente que se tienen en la entrada.



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Este sistema no se ve restringido a una solo potencial eléctrico, ya que se hace un arreglo con reguladores de voltaje para para entregar diferentes niveles en la salida, y en caso de no requerir la energía eléctrica en ese momento se agrega un sistema para la carga de baterías, y así se aumenta el aprovechamiento de toda la corriente generada por el sistema.

Finalmente se corroboró el funcionamiento del sistema ver Figura13, el cual debería ser capaz de cargar una batería de 3.3 V la cual estaba descargada. Las pruebas realizadas se hicieron en una hora donde se presento la mayor intensidad de luz solar.

(a) (b) (c)

Figura 13. a) Funcionamiento del prototipo, b) voltaje medido, c) carga de batería.

6. CONCLUSIONES.

Las fuentes de energía renovable son sin duda la mejor alternativa para el cosechamiento de energía eléctrica, sin embargo para tener un sistema eficiente es necesario hacer uso de sistemas de control electrónico que ayudan a mejorar el rendimiento de los módulos y por ende hacer un sistema con mayores aplicaciones. El uso del algoritmo de seguimiento del punto de máxima potencia, no solo permite el uso de las celdas fotovoltaicas sino que aprovecha al máximo la potencia de estos. Por otro lado, el sistema desarrollado en este trabajo puede formar parte de otro sistema mayor para la cosecha de energía, estos sistemas se conocen como cosechadores híbridos, ya que basan la obtención de la energía de varias formas o fuentes de energía no solo la fotovoltaica.

En particular en este trabajo se demostró la carga de una batería a través de un arreglo de celdas y el uso del algoritmo MPPT, el cual ayuda a mejorar el rendimiento, y en consecuencia se puede hacer un sistema adaptado para cualquier dispositivo, en este caso de bajo consumo de potencia. Otra parte importante del proyecto es el desarrollo del convertidor DC-DC, que gracias a este el voltaje de salida se mantiene lo más estable posible aunque la carga sea variada, la respuesta del sistema siempre se busca que sea la óptima.



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7. AGRADECIMIENTOS.

los autores agradecen al programa PRODEP así como al programa de proyectos VIEP-BUAP.

8. REFERENCIAS

[1] S. Chalasani, J. M. Conrad, "A Survey of Energy Harvesting Sources for Embedded Systems," in Proceedings of the IEEE Southeastcon 2008, 3-6 April 2008, pp. 442-447.

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[3] R. Ambrosio, F. Guerrero, R. Torrealba, V. González, A. Limón and M. Moreno, "Energy Harvesting Combining Three Different Sources for Low Power Applications", 2015 12th International Conference on Electrical Engineering, Computing Science and Automatic Control (CCE), Mexico, City. México

[4] Femia, Nicola, et al. Power Electronics and Control Techniques for Maximum Energy Harvesting in Photovoltaic Systems. CRC Press, USA, 2013, p. 237-239

[5] N. Femia, G. Petrone, G. Spagnuolo and M. Vitelli "Optimization of Perturb and Observe Maximum Power Point Tracking Method" IEEE Transactions on Power Electronics, vol. 20 (4), pp. 963 - 973, Julio 2005.

[6] José Francisco Sanz Requena, "Fundamentos de energía solar fotovoltaica para los grados de titulaciones científico-técnicas", UEMC. Servicio de Publicaciones. 2009

[7] Juan Camilo Amortegui Cuevas, "Realización de un Cargador de Baterías Solar para Dispositivos Portátiles" Tesis de titulación en Electrónica Industrial, ETSE. Septiembre 2011.

[8] Microchip, "Practical Guide to Implementing Solar Panel MPPT Algorithms", art. No.1AN1521

[9] International IOR Rectifier, Half-Bridge Driver. Data Sheet No. PD60163-U. http://es.enfsolar.com/pv/paneldatasheet/Polycrystalline/18661?utm_source=ENF&utm_medium=panel_more_series&utm_campaign=enquiry_product_directory&utm_content=42999

[10] http://www.langlois-france.com/_commun/_upload/VA1011.pdf [11] Texas Instruments, "Basic Calculation of a Buck - Boost Converter's Power Stage"

art. SLVA372C - November 2009 - Revised January 2014. [12] Texas Instruments, "Basic Calculation of a Buck - Boost Converter's Power Stage"

art. SLVA372C - November 2009 - Revised January 2014.




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MODELO VIRTUAL DE UN GRIPPER PARA PIEZAS ESFÉRICAS.

Alejandro Tapia Quiroz1, Tomas Fernández Gómez2, Gerardo Atanacio-Jiménez3.

1Centro Interdisciplinario de Posgrados e Investigación, Sistemas Integrados de Manufactura y Estrategias de Calidad, Universidad Popular Autónoma del Estado de Puebla, Puebla, Pue. México. 2Departamento de Metalmecánica, Instituto Tecnológico de Orizaba, Orizaba, Veracruz, México. 3Departamento de Metalmecánica, Instituto Tecnológico de Querétaro, Querétaro, México. 2Facultad de Ciencias de la Electrónica-Benemérita Universidad Autónoma de Puebla, Ciudad Universitaria, Puebla, Puebla 3Centro Interdisciplinario de Posgrados e Investigación, Sistemas Integrados de Manufactura y Estrategias de Calidad, Universidad Autor Titular/Corresponding author e-mail: [email protected]

©2017 Alejandro Tapia Quiroz et al.; licensee REEIMITQu@ntum. This is an open access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Resumen. En este trabajo se presenta el desarrollo de una estación de entrenamiento para elaborar y configurar; el control, comunicación e interface básicos para automatizar, supervisar sistemas y/o procesos, utilizando el software de LADDER MASTER V 1.74.6 en el PLC y el software Easy Builder 8000 en la pantalla HMI con el cual se realizara el proceso mediante una simulación para la manipulación del controlador lógico programable vigor. La programación de este PLC y de la pantalla táctil se lleva a cabo mediante un software en lenguaje escalera y en diseño de imágenes este se transfiere mediante la interfaz de la PC al PLC mediante un cable de comunicación de tipo USB. Se puede entrelazar el lenguaje escalera con el diseño que se observa en la pantalla táctil para realizar la simulación utilizando iconos con movimiento e imágenes representativas de cada elemento físico. Su utilización se da fundamentalmente en aquellas instalaciones en donde es necesario un proceso de maniobra, control, señalización, etc., por tanto, su aplicación abarca desde procesos de fabricación industriales de cualquier tipo a transformaciones industriales y control de instalaciones.

Palabras clave. Robot, manufactura, gripper.

Abstract. One of the activities that we understand minimally during the development of our career is when it is necessary to learn the management of robots, as mechanical engineers we must know the functioning of these equipments as it represents a great tool to perform in the field of work. The vast majority of the time you get to know more about theory than practice, which sometimes poses a problem to perform our work.With this work is intended to make a simulation of a clamp to hold spherical pieces using software that facilitates the design and calculations for this robotic arm, this will allow us to enrich our knowledge regarding the robots, this project will allow us to evaluate the number of errors that can be caused in a clamp like this and will allow us to determine some of the most common causes.

Key words. Robot, manufacturing, gripper.


Artículo Ordinario/Regular Paper Recibido/Received: Marzo 2017


Alejandro Tapia Quiroz, Tomas Fernández Gómez, Gerardo Atanacio-Jiménez.

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1. INTRODUCCIÓN.

El proceso de fundición de metales actualmente se realizan por medio de dos tipos de moldes: moldes desechables y moldes permanentes. La diferencia radican que los moldes desechables (Fabricados con arena) se destruye para remover la parte fundida, lo que conlleva a fabricar un nuevo molde por cada fundición. Mientras que los moldes permanentes (Fabricados con metal) permite usarlos en repetidas ocasiones.

En menos de 30 años la robótica ha pasado de ser un mito, propio de la imaginación de algunos autores literarios, a una realidad imprescindible en el actual mercado productivo. Tras los primeros albores tímidos y de un incierto futuro, la robótica experimento entre las décadas de los setenta y ochenta un notable auge, llegando a los noventa a lo que por muchos ha sido considerado su mayoría de edad, caracterizada por una estabilización de la demanda y una aceptación y reconocimiento pleno en la industria.

Están presentes en las actividades industriales, en la investigación, en la actividad espacial y también en la educación, sustituyen al hombre en las tareas repetitivas, en los trabajos cansadores y peligrosos. Su utilización permite reducir los costos de producción, hace que sean posibles actividades que antes no podían imaginarse y aumentar la competitividad de los procesos.

El efector final (gripper) es un dispositivo que se une a la muñeca del brazo del robot con la finalidad de activarlo para la realización de una tarea específica.

El dispositivo a diseñar es un gripper o un sujetador de piezas esféricas, utilizando tres dedos para poder sujetar dichas piezas de una banda transportadora y poder pasarla a una estación de control por visión. Esto pretende ser una mejora en el uso de los efectores finales o gripper dentro del laboratorio de manufactura del Instituto, tratando de solucionar un problema existente, específicamente para el robot pues no existe ningún gripper capaz de poder manipular piezas semiesféricas, una herramienta así representa un gran apoyo y una gran ayuda para todos quienes lo usan día a día.

2. TENAZA DEL ROBOT.

Existe una creciente necesidad en la industria de automatizar procesos para tener una variedad más amplia de productos, con diferentes requerimientos tecnológicos, calidad mejorada, desarrollo en menor tiempo y a los más bajos costos; esto con el único fin de satisfacer las necesidades del ser humano. El ensamble de piezas utilizando robots manipuladores es un tema que ha transcurrido y se ha diversificado en áreas tales como la industria automotriz, electromecánica y la electrónica (miniaturización) entre otras. Desde hace 30 años desde la invención del robot SCARA (selectivo complican assembly robot arm) los robots industriales han sido “caballos de trabajos” de la manufactura.



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Uno de las actividades con la que nos topamos durante el desarrollo de nuestra carrera es cuando se requiere aprender el manejo de los robots, nosotros como ingenieros mecánicos debemos conocer el funcionamiento de dichos equipos ya que representa una gran herramienta para desempeñarnos en el campo laboral. La gran mayoría de las veces se llega a conocer más la teoría que la práctica, lo que a veces representa un problema para desempeñar nuestras labores.

Con este trabajo se pretende hacer una simulación de una pinza para sostener piezas esféricas utilizando un software que nos facilite el diseño y cálculos para este brazo robótico, lo cual nos permitirá enriquecer nuestro conocimiento con respecto a los robots, este proyecto nos permitirá. Evaluar la cantidad de errores que se pueden ocasionar en una pinza de sujeción como esta y nos permitirá determinar algunas de las causas más comunes.

Además de que sirve para enriquecer las enseñanzas que se brindan en el Instituto e incrementar la capacidad de manufactura del proceso productivo en el laboratorio y en el afán de generar una tecnología adecuada así como ampliar las herramientas del CIM de manufactura (figura 1), realizando un proyecto de investigación para diseñar las pinzas de sujeción de cuerpos semiesféricos para el robot.

Figura 1. Brazo robótico virtual.



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3. TIPOS DE GRIPPER (EFECTOR FINAL).

Para su aplicación en la industria, los robots requieren de dispositivos colocados al final dela muñecaque permiten al robot interactuar con su entorno y que pueden ser herramientas o elementos de sujeción, dependiendo de la aplicación a realizar. Para las aplicaciones industriales, las capacidades del robot básico deben aumentarse por medio de dispositivos adicionales. Podríamos denominar a estos dispositivos como los periféricos del robot, incluyen el herramental que se une a la muñeca del robot y a los sistemas sensores que permiten al robot interactuar con su entorno El término de gripper o de efector final como se les conoce comúnmente se utiliza para describir la mano o herramienta que está unida a la muñeca. El efector final representa el herramental especial que permite al robot de uso general

realizar una aplicación particular. Este herramental especial debe diseñarse específicamente para la aplicación. El efector final significa el último eslabón (o final) del robot. En este extremo las herramientas se adjuntan. En un sentido más amplio, un efector final puede verse como la parte de un robot que interactúa con el ambiente de trabajo. Esto no se refiere a las ruedas de un robot

Móvil o de los pies de un robot humanoide que tampoco se terminan los efectores, que son parte de la movilidad del robot. La parte más importante de un robot, la constituye precisamente el efector final o gripper, que representa en veces hasta un 80 % del costo total del mismo. Esto se debe a la precisión que requiere al diseño particular y a la complejidad de varios grados de libertad en un espacio relativamente pequeño. Los efectores finales pueden dividirse en dos categorías: pinzas y herramientas.

4. ENSAMBLE DE LAS PARTES DEL GRIPPER.

Cada una de las piezas cumple una función importante para este gripper, cada una pensada y diseñada para funcionar en conjunto. Una vez que están hechas todas las piezas se realiza el ensamble, como se mencionó el software con el que se realizaron las piezas así como con el cual se realizara el ensamble y la simulación de su funcionamiento es Solidworks. A continuación se describen los pasos para realizar el ensamble de las piezas.

1.- Insertar la base del gripper, a partir de la base se va a realizar el ensamble 2.- Insertar el sujetador para las tenazas. 3.- Insertar las tres tenazas 4.- Se definen las relaciones de posición de cada una de las piezas.

Y se ensamblan todas las piezas del gripper. La utilización de los software de CAD, CAE y CAM es una gran herramienta dentro de la industria, pues es una gran ayuda para el diseño, fabricación y simulación de uno o varios elementos. Para realizar el diseño del gripper nos apoyaremos en el software Solid Works.



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La base constituye una de las partes importantes de todo el diseño, pues es donde van montados los componentes de todo el gripper. Es una estructura previamente diseñada y basada en modelos y cálculos de otros gripper similares, lo cual le permite ser lo suficientemente ligera y anatómica para cumplir con su función. Su diseño consiste de 3 canales que permiten el deslizamiento de las tenazas, previamente diseñados, una estrucción saliente para que se amolde perfectamente en las acanaladuras que posee la base, lo cual permite que se deslicen sin ningún problema los dedos del gripper, en la base se alojan todas las piezas.

Aloja el vástago deslizable, los dedos, y las tapas, esta misma base funciona como si fuese un pistón neumático ya que tiene sus entradas neumáticas adecuadamente diseñadas para su buen funcionamiento, el material es aluminio ionado, se eligió ya que es un material muy resistente, versátil y uno de los más ligeros en la familia de los metales comerciales, lo cual permite conseguirlo más fácilmente que otros metales que son mucho más costosos y difíciles de conseguir.

Cada una de las piezas cumple una función importante para este gripper, cada una pensada y diseñada para funcionar en conjunto. Una vez que están hechas todas las piezas se realiza el ensamble, como se mencionó el software con el que se realizaron las piezas así como con el cual se realizara el ensamble y la simulación de su funcionamiento en Solidworks.

A continuación se describen los pasos para realizar el ensamble de las piezas.

1.- Insertar la base del gripper, a partir de la base se va a realizar el ensamble 2.- Se definen las relaciones de posición de cada una de las piezas.

Y se ensamblan todas las piezas del gripper, la figura 2 es una vista de la base del gripper, podemos ver que cuenta con espacios donde van colocadas las tenazas, las canaladuras por donde se desliza la base, la extrusión donde va montado el sujetador y los orificios para las conexiones de aire. La extrusión en la parte de arriba es para montar una tapa, que además de cumplir con fines estéticos sirve como restricción para el movimiento tanto del sujetador como de las tenazas.



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Figura 2. Base del gripper.

2.- Insertar el sujetador para las tenazas. Figura 3

Figura 3. Sujetador.



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3.- Insertar las tres tenazas. Figura 4

Figura 3. tenazas.

En la figura 5 se observa como se ve el gripper una vez que ya se han ensamblado todas su piezas, en esa posición se encuentra abierto para poder sujetar alguna pieza, las flechas de color verde indican la dirección hacia la cual se va a desplazar para poder abrir, las flechas de color azul son las que indican la dirección en que se desplaza para poder cerrar las tenazas. Para esta acción de apertura y cierre de las tenazas se le inyectara aire por uno de los orificios que tiene en los costados la base, mientras que por otro que se encuentra a lado opuesto se le aplicara de la mima manera aire para que se cierre el gripper.

Figura 5. Ensamble final.



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5. ESTUDIO ESTÁTICO DE TENSIÓN.

De acuerdo con tablas de conversión y tomando en cuenta algunos datos de fabricantes de gripper similares para poder manipular una masa de 1 kg. se necesitan 10 N de fuerza, por lo que se tomó esa cantidad de fuerza para el manipulador, así como también tomando en cuenta el tamaño y peso de las piezas que comúnmente se manipulan dentro de la estación de control del Instituto Tecnológico de Orizaba. Tomando en cuenta esto se realizó un estudio estático a las piezas, tanto al sujetador como a la base pues en donde se realiza la mayor cantidad de trabajo y esfuerzo.

Figura 5. Análisis de tensión entre la base y el sujetador.

Por ultimo en el estudio de tensión que se lleva a cabo a las tenazas figura 6, vemos que de la misma manera que las mayores tensiones son las que se efectúan en las paredes por donde existe más contacto entre las piezas. En este caso en los rieles que tiene para deslizarse en la base y el sujetador.



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Figura 6. Análisis tensorial de las fuerzas.

6. ESTUDIO ESTÁTICO DE DEFORMACIÓN.

Todo cuerpo sometido a cualquier tipo de fuerza sufre una deformación, aunque muy mínima y no visible pero la sufre, este es el objetivo de este estudio demostrar cuales partes de las piezas son las que sufren más o menos deformación. Este es el objetivo de este tipo de estudio saber que partes de todas las piezas que forman el gripper tienen alguna deformación, como ya se mencionó aunque son deformaciones microscópicas que a simple vista nunca se verán es importante conocer que partes de este tipo de elementos podemos considerar como vulnerables, y así saber en dónde se debe poner más atención para su cuidado y dar un buen mantenimiento y tratar en de mantener en buen estado este tipo de herramientas.



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Figura 7. análisis de deformación unitaria estática sobre la base del gripper.

7. ANÁLISIS DE RESULTADOS.

El trabajo incluye el diseño del gripper y una simulación de la herramienta en el software Solidworks, que actualmente es uno de los que se imparte enseñanza dentro del Instituto, para poder observar como seria su funcionamiento en un entorno real una vez que sea sometido a cargas, rozamiento, tensión y desplazamiento. Se pudo ver que efectivamente como se planteó, se realiza el movimiento de apertura y de cierre de las tenazas para poder sujetar y soltar piezas.

8. CONCLUSIONES.

Este trabajo es una propuesta que cumple con las expectativas consideradas y que además de todo se puede considerar como parte de otros trabajos futuros. Como pueden ser los siguientes: manufactura de las piezas del gripper, ensamble del mismo, la operación, el funcionamiento y montaje en el robot o cualquier otro que pueda mejorar este tema y que ayude a futuras generaciones a preparase mejor para afrontar un futuro en donde la automatización se vuelve cada vez más importante.



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9. REFERENCIAS

[1] A.Deibe, J Cardenal, J. cuadrado J. and M. Ceccarelli. ¨Síntesis Optima de mecanismos para Pinzas Robóticas¨.

[2] F.Y. Chen. Force analysis and design, “Considerations of Grippers. The Industrial robot”.

[3] Charles M. Bergreen “Anatomy of a Robot”, Mc Graw Hill, año 2003. [4] DE. Appleton and D.J Williams . “Industrial robot Applications” Jhon Wiley and Sons Año.

1997. [5] “Introduction-a-la-robotica ". http://www.slideshare.net/wiliune.



REVISTA ELECTRONICA ITQu@ntum© DEPARTAMENTO DE METALMECANICA

INSTITUTO TECNOLOGICO DE QUERETAROISSN 1870-1264 REVISTA SEMESTRAL

Date post:	22-Nov-2018
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