ANÁLISIS MECÁNICO DE LANZA POR CAD · análisis tanto estático, como de la vida a fatiga de la lanza. RESULTADOS Los resultados del análisis por elementos finitos de la lanza

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA (ICAI)

INGENIERO INDUSTRIAL

ANÁLISIS MECÁNICO DE LANZA POR CAD

Autor: Diego Capell Osorio

Director: José María Menéndez Sánchez

Madrid Mayo 2013

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERÍA (ICAI)

INGENIERO INDUSTRIAL

ANÁLISIS MECÁNICO DE LANZA POR CAD

Autor: Diego Capell Osorio

Director: José María Menéndez Sánchez

Madrid Mayo 2013

RESUMEN

INTRODUCCIÓN

Una lanza es la estructura de unión entre un vehículo tractor y un remolque. En este

proyecto se estudiara una lanza de un vehículo militar, que permite enganchar una

plataforma de gran capacidad, a un camión de transporte de suministros e infantería.

La estructura se encuentra sometida a grandes esfuerzos de fatiga, debido a las altas

cargas que deberá transmitir. Estas cargas se ven magnificadas ya que en este modelo de

lanza el enganche del vehículo tractor y el del remolque se encuentran a diferentes

alturas. Esto genera un momento flector que debe ser absorbido por la estructura ya que

las uniones con el vehículo y el remolque no permiten la transmisión de estos esfuerzos.

La lanza original para este tipo de vehículos y remolques rompía por fatiga. Por ello, ese

diseño fue reforzado y ensayado físicamente, y tras varios rediseños, se logró una lanza

que superaba la exigente prueba física de fatiga. Dicha prueba consta de 2 millones de

ciclos de tracción de 75kN únicamente, ya que el remolque dispone de frenos

hidráulicos. Estos frenos hidráulicos son conectados al vehículo mediante unos

latiguillos, haciendo innecesario el análisis a compresión de la lanza. Es obligatorio

superar esta prueba para lograr la homologación de la lanza.

Cuando se diseña un componente que se enfrentará a ciclos de fatiga tan exigentes, es

muy sencillo caer en un innecesario sobredimensionamiento que encarece el diseño y lo

hace menos eficiente, pudiéndose llegar a perder el concurso público a causa de ello.

Por tanto, el objetivo de este proyecto es analizar el grado de sobredimensionamiento

del diseño entregado y proponer un nuevo diseño que mejore el comportamiento y

reduzca sus costes de fabricación.

METODOLOGÍA

A partir de los planos en Autocad (2D) de la lanza que logró la homologación y las

condiciones del ensayo de fatiga, se generó un modelo en tres dimensiones con el

programa de diseño CATIA. En este modelo se ensamblaron todos los componentes que

conforman la lanza y sus relaciones entre ellos, se les asignó un material (acero) y las

cargas a las que se encontraba sometida la estructura. A continuación, el modelo se

introdujo en el módulo de elementos finitos de CATIA, donde se llevó a cabo el

mallado de la pieza, y se calcularon sus deformaciones, tensiones principales y

tensiones de Von Mises ante un único ciclo del ensayo de fatiga de 75kN. Con los

valores de las tensiones se pudo observar el comportamiento de la lanza, la distribución

de sus tensiones y localizar sus puntos críticos de concentración de las mismas. Con el

valor de las tensiones en los puntos críticos se emplean curvas S-N para evaluar su

comportamiento ante dos millones de ciclos. Este procedimiento permite hacer un

análisis tanto estático, como de la vida a fatiga de la lanza.

RESULTADOS

Los resultados del análisis por elementos finitos de la lanza original revelaron que la

mayoría de la estructura trabajaba a una tensión de 42,1 kPa, salvo algunas zonas donde

esta se elevaba a valores de 146 MPa, y en zonas muy reducidas (dos tetraedros de la

malla), se llegaba a superar el límite elástico de 250 MPa

Tras este análisis, se observó que la lanza analizada no estaba trabajando de forma

óptima y se decidió realizar un rediseño del modelo donde se eliminaron partes

innecesarias, como la estructura de perfil rectangular, y se modificaron otras, como las

planchas de refuerzo superior e inferior.

Una vez terminado el rediseño, se repitió todo el proceso explicado anteriormente,

incluyendo el análisis de elementos finitos y las curvas de fatiga.

Pese a que en algunos puntos el valor de las tensiones se incrementaba, se pudo verificar

una mejora en la distribución de las mismas, que ahora se reparten más

homogéneamente a lo largo de la lanza.

CONCLUSIONES

En el análisis estático del diseño original se observó que las tensiones se transmitían

principalmente por la estructura interna de perfil rectangular en vez de por las

armaduras de refuerzo. Por tanto en el rediseño se optó por la eliminación de la

estructura interna y la modificación de las armaduras de refuerzo.

Estas reducciones de masa no han generado un empeoramiento significativo del

comportamiento de la lanza. Se pudo verificar un incremento del valor de las tensiones

en determinados puntos, que sin embargo se compensa con una mejora en la

distribución general de las mismas en la estructura.

Sin embargo, desde el punto de vista económico, estas simplificaciones se tradujeron en

una reducción de la masa utilizada de 54 kg, pasando de 188,4 kg a 134,3 kg, lo que

supone un ahorro en el coste de fabricación de 528€.

Puesto que el comportamiento en el análisis de elementos finitos de la lanza es

adecuado, podemos concluir que lograría superar el ensayo de fatiga para ser

homologada, y por tanto el rediseño es válido.

SUMMARY

INTRODUCTION

A hitch is the structure which links a towing vehicle to a trailer. In this project we will analyze a

hitch designed for a military vehicle, one which can link a platform of great size to a

supply/transport vehicle.

The structure itself is subjected to great levels of fatigue, due to the heavy loads it must

transmit. In this particular model of hitch, this stress is increased because the towing vehicle and

trailer are at different heights. This generates a torque which must be absorbed by the structure,

as the contact points of the vehicle and trailer do not allow the transmission of this stress.

The original hitch for this type of vehicle and trailer tended to break due to fatigue. For this

reason, the design was reinforced and physically tested and, after several redesigns, a hitch was

developed which passed the demanding fatigue test. This test consists of 2 million cycles of

traction, of 75kN per cycle. The trailer has hydraulic brakes which are connected to the vehicle

by tubing, making a compression analysis of the hitch unnecessary. The test must be passed for

the hitch to be certified.

In designing a component subjected to such demanding fatigue cycles, it is very easy to oversize

the design unnecessarily, resulting in higher cost and lower efficiency, and possible loss of

public tenders in consequence. The aim of this project, therefore, is to analyze the degree of

oversizing and propose a new design with better performance and lower manufacturing costs.

METHODOLOGY

From Autocad (2D) plans of the hitch, which passed certification and the conditions of the

fatigue test, a three-dimensional model was created with the design program CATIA. In this

model, all the parts of the hitch were assembled, the relationships between them were defined, a

material (steel) was designated, and the stress to which the structure would be subjected was

determined. Next, the model was placed in the finite element module of CATIA, where the

meshing of the piece was done, and its deformations, principle stress and Von Mises tensions

were calculated with a single fatigue test cycle of 75 kN. By using the values of these tensions,

the performance of the hitch and the distribution of its tensions could be observed and the

critical concentration points of these tensions located. Along with the value of the tensions at

critical points, S-N curves were used to evaluate performance at 2 million cycles. This

procedure enables both static and fatigue life analysis.

RESULTS

The results of the finite element analysis of the original design revealed that most of the

structure was operating at a stress level of 42.1 kPa, except for a few areas where this rose to

values of over 146 MPa, while in some very small areas (two tetrahydrons of the mesh) it

exceeded the elastic limit of 250 MPa.

After this analysis, it was observed that the hitch analyzed was not working optimally and so it

was decided to redesign the model eliminating some unnecessary parts, such as the rectangular

beam structure, and modifying others, like the upper and lower reinforcement plates.

Once this redesign was completed, the entire process described above was repeated, including

analysis by finite elements and fatigue curves.

Although at some points stress levels were increased, an improvement in the distribution of

these levels was demonstrated, as they were now spread more evenly throughout the hitch.

CONCLUSION

In the static analysis of the original design it was observed that stress levels were transmitted

mainly by the internal rectangular beam structure rather than the reinforcement plating. For this

reason, in the redesign it was decided to eliminate the internal structure and modify the

reinforcement plates.

These reductions in mass have not generated a significant worsening of performance. An

increase in stress at specific points was noted, but this was compensated for by an improvement

in the overall distribution of this stress throughout the structure.

In any case, these simplifications have resulted in a mass reduction of 54 kg, from 188.4 kg to

134.3 kg, which, from the economic point of view, has meant a savings in manufacturing costs

of 528 €.

Given that the performance of the hitch in the finite element analysis was adequate, we can

conclude that it would indeed pass the fatigue test for certification, and therefore the new design

is valid.

1

DOCUMENTO Nº1, MEMORIA

1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA………………………………….Pag.3

1.2 CÁLCULOS………………………………………………..….Pag.39

1.3 ESTUDIO ECONÓMICO……………………………………Pag.43

1.4 ANEXOS………………………………………………….……Pag.49

2

3

1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA

4

5


ÍNDICE GENERAL

1.1 MEMORIA DESCRIPTIVA .................................................................................................................. 9

1.1.1 DESCRIPCIÓN GENERAL DEL PROYECTO ............................................................................... 9

1.1.1.1 METODOLOGÍA DE ANÁLISIS DE FATIGA ......................................................................... 10

1.1.2 OBJETIVOS Y MOTIVACIÓN ...................................................................................................... 11

1.1.3 HIPÓTESIS ...................................................................................................................................... 12

1.1.3.1 RESTRICCIONES CATIA .......................................................................................................... 12

1.1.3.2 SOLDADURA EN CATIA .......................................................................................................... 13

1.1.3.3 HIPÓTESIS REALES .................................................................................................................. 14

1.1.4 RESULTADOS LANZA ORIGINAL ............................................................................................. 14

1.1.4.1 MALLADO .................................................................................................................................. 14

1.1.4.2 TENSIONES DE VON MISES.................................................................................................... 16

1.1.4.3 DEFORMACIONES .................................................................................................................... 17

1.1.4.4 TENSIONES PRINCIPALES ...................................................................................................... 18

1.1.5 CONCLUSIONES LANZA ORIGINAL ......................................................................................... 20

1.1.5.1 ANÁLISIS ESTÁTICO ............................................................................................................... 20

1.1.5.1.1 EXPLICACIÓN DE TENSIONES ...................................................................................... 21

1.1.5.1.2 CONCLUSIONES ................................................................................................................ 24

1.1.5.2 ANÁLISIS DE FATIGA .............................................................................................................. 24

1.1.5.2.1 CONCLUSIONES DE FATIGA .......................................................................................... 27

1.1.6 REDISEÑO ...................................................................................................................................... 27

1.1.7 RESULTADOS LANZA REDISEÑADA ....................................................................................... 30

1.1.7.1 DEFORMACIONES ....................................................................................................................... 30

1.1.7.2 TENSIONES DE VON MISES........................................................................................................ 31

1.1.7.3 TENSIONES PRINCIPALES .......................................................................................................... 32

1.1.8 CONCLUSIONES LANZA REDISEÑADA ................................................................................... 33

1.1.8.1 ANÁLISIS ESTÁTICO ............................................................................................................... 33

1.1.8.1.1 EXPLICACIÓN DE TENSIONES ...................................................................................... 33

1.1.8.1.2 CONCLUSIONES ................................................................................................................ 35

6

1.1.8.2 ANÁLISIS DE FATIGA .............................................................................................................. 35

1.1.8.2.1 CONCLUSIONES DE FATIGA .......................................................................................... 38

7


TABLA DE FIGURAS

Figura 1. 1 Lanza instalada ................................................................................................................................. 9

Figura 1. 2 Concentración de tensiones ............................................................................................................ 11

Figura 1. 3 Restricciones unión real ................................................................................................................. 12

Figura 1. 4 Restricciones unión simulación ..................................................................................................... 12

Figura 1. 5 Unión cabeza de lanza ................................................................................................................... 13

Figura 1. 6 Explosionado de la lanza ............................................................................................................... 13

Figura 1. 7 Explicación de “Absolute sag” ...................................................................................................... 15

Figura 1. 8 Lanza mallada ................................................................................................................................ 15

Figura 1. 9 Detalle de malla ............................................................................................................................. 15

Figura 1. 10 Tensiones de Von Mises en lanza original ................................................................................... 16

Figura 1. 11 Composición de tensiones ............................................................................................................ 17

Figura 1. 12 Deformaciones en lanza original .................................................................................................. 17

Figura 1. 13 Tensiones principales en lanza original ....................................................................................... 18

Figura 1. 14 Tensiones máximas en lanza original 1 ....................................................................................... 19

Figura 1. 15 Tensiones máximas en lanza original 2 ....................................................................................... 19

Figura 1. 16 Desviación de las tensiones en uniones angulares ....................................................................... 21

Figura 1. 17 Deformación de sección en uniones angulares ............................................................................ 22

Figura 1. 18 Tensiones de Von Mises en unión angular sin refuerzo .............................................................. 23

Figura 1. 19 Tensiones de Von Mises en unión angular con refuerzo ............................................................. 23

Figura 1. 20 Curvas de fatiga S-N de uniones soldadas ................................................................................... 25

Figura 1. 21 Puntos a analizar a fatiga de lanza original .................................................................................. 26

Figura 1. 22 Nuevo diseño de lanza propuesto ................................................................................................. 28

Figura 1. 23 Detalle de cabeza de lanza del nuevo diseño ............................................................................... 29

Figura 1. 24 Deformaciones del nuevo diseño de lanza ................................................................................... 30

Figura 1. 25 Tensiones de Von Mises en el nuevo diseño ............................................................................... 31

Figura 1. 26 Tensiones principales en el nuevo diseño .................................................................................... 32

Figura 1. 27 Uniones infinitamente rígidas entre las mallas ............................................................................ 33

Figura 1. 28 Pieza enteriza en T ....................................................................................................................... 34

Figura 1. 29 Pieza en T con uniones infinitamente rígidas .............................................................................. 34

Figura 1. 30 Zonas a estudiar la fatiga en el nuevo diseño ............................................................................... 36

Figura 1. 31 Curva de fatiga S-N ..................................................................................................................... 37

8

9


1.1.1 DESCRIPCIÓN GENERAL DEL PROYECTO

Una lanza es la estructura de unión entre un vehículo tractor y un remolque ( véase figura 1.1). En

el caso de este proyecto, se trata de una lanza de un vehículo militar, concretamente entre un

camión de transporte de suministros e infantería y una plataforma de gran capacidad. Debido a las

altas cargas que la estructura deberá transmitir, se puede considerar como un componente de gran

responsabilidad que se encuentra sometido a esfuerzos de fatiga. El principal problema al que se

enfrenta este modelo de lanza es que el enganche en el vehículo tractor y el remolque se encuentran

a diferentes alturas. Esto genera un momento flector en la estructura que debe ser absorbido por la

misma ya que sus uniones al vehículo y el remolque no permiten la transmisión de estos esfuerzos.

Figura 1. 1 Lanza instalada

Originalmente, un ejército disponía de un modelo de lanza para este tipo de vehículos y remolques

que rompía por fatiga. Ese diseño fue reforzado y ensayado físicamente. Fueron necesarios varios

rediseños para lograr una lanza que superara la exigente prueba física de fatiga. Dicha prueba

constaba de 2 millones de ciclos de tracción de 75kN, la compresión no se realizaba en el ensayo ya

que el remolque dispone de frenos hidráulicos que son conectados al vehículo mediante unos

latiguillos. La superación de esta prueba era necesaria para lograr la homologación de la lanza.

El proyecto comenzó con los planos en Autocad (2D) de la lanza que logró la homologación y las

condiciones del ensayo de fatiga. Estos planos tuvieron que ser realizados en tres dimensiones en el

programa de diseño CATIA. A continuación todos los componentes fueron ensamblados entre ellos

especificando sus condiciones de contacto y sus posiciones relativas. Una vez el conjunto está

definido, se debe introducir en el módulo de elementos finitos del programa, dentro de este módulo

10

se especifican las restricciones, el material, las cargas y las propiedades de la malla. También se

debe definir el tipo de unión entre los componentes, que en el caso de este diseño serán uniones

lineales infinitamente rígidas. Una vez todas las condiciones están especificadas, e programa de

elementos finitos calcula las tensiones de Von Mises, desplazamientos y tensiones principales de

todos los puntos de la malla. Con los valores de las tensiones y las condiciones de la zona en la que

se encuentran dichas tensiones, se entra en curvas de fatiga S-N para evaluar su comportamiento

frente a los 2 millones de ciclos.

Como se observó que el diseño analizado no estaba trabajando de forma óptima, se decidió realizar

un rediseño del modelo. En este se eliminaron partes de la lanza como la estructura de perfil

rectangular y se modificaron otras, como las planchas de refuerzo superior e inferior. Una vez

terminado el rediseño, se tuvo que repetir todo el proceso explicado anteriormente en el programa

de elementos finitos y con las curvas de fatiga.

1.1.1.1 METODOLOGÍA DE ANÁLISIS DE FATIGA

Un análisis de fatiga consta de una serie de pasos que serán mencionados a continuación:

Determinación de la carga alternativa: El primer paso debe ser la determinación de la carga

alternativa a la que será sometida el componente. En este proyecto emplearemos la que se utilizó en

los ensayos físicos de 75kN a tracción que simula los arranques del vehículo tractor. Cuando se

realizó la homologación de la lanza, esta tensión fue determinada de la siguiente manera:

T (tractor) = 26 tn

R(tráiler)= 24 tn

Dc=g·

[kN]=122.43 [kN]

F=0,6·Dc= 73,46 [kN]

En los ensayos físicos de fatiga las cargas son controladas y aplicadas con frecuencia y módulo

constante, pero en la realidad los esfuerzos no son aplicados de esa manera. Las cargas al ser

irregulares y variables pueden hacer grietas que no eran capaces de superar un obstáculo (borde de

grano), lo superen y continúen propagándose si la carga es suficientemente elevada.

Identificación de puntos críticos: Los puntos críticos son las zonas propensas a la concentración

de tensiones que tienen un papel crítico ante el comportamiento de fatiga. Se debe prestar especial

atención a las discontinuidades de la estructura, juntas soldadas o atornilladas, reparaciones, etc.

Estimación de las cargas: Una vez determinados los puntos de concentración de tensiones sería

conveniente, si es posible, calcular simplificadamente las tensiones a las que se encuentran los

11

puntos críticos. Este paso permitiría saber si es posible tener un problema de fatiga, ante la duda se

deberá hacer un estudio más detallado. En este proyecto este paso ha sido obviado ya que se

realizará un estudio por elementos finitos.

Análisis local de tensiones: El factor de concentración de

tensiones es necesario para conocer la tensión a la que se

encuentra el punto crítico ya que las discontinuidades hacen que

las tensiones no se distribuyan homogéneamente (véase figura

1.2).

Para la determinación de dichas tensiones se ha empleado un

análisis por elementos finitos del modelo realizado de la lanza.

Con dicho análisis se han identificado los puntos de

concentración de tensiones y los valores de dichas tensiones.

Elección de la curva S-N: Una vez determinadas las tensiones en los puntos críticos, se debe

seleccionar una curva de fatiga S-N que se adapte correctamente a la unión o punto de

concentración de tensiones (material, dirección de las tensiones, R, etc.). Con la curva S-N y las

tensiones del punto crítico se puede determinar el comportamiento a fatiga del componente.

1.1.2 OBJETIVOS Y MOTIVACIÓN

Cuando una pieza es rediseñada mediante pruebas físicas y sobre todo cuando la pieza debe

enfrentarse a ciclos de fatiga, es muy sencillo caer en un innecesario sobre dimensionamiento. Estos

sobredimensionamientos pueden parecer una fuente de tranquilidad, pero en realidad se trata de

unos considerables focos de ineficiencia que hace que la fabricación sea más costosa. Este aumento

de costes hace que el diseño sea menos competitivo y puede conllevar la pérdida del concurso.

Mediante los ensayos estáticos (un ciclo de fatiga) y el análisis de fatiga se pretende observar cómo

trabaja el diseño y si se encuentra sobredimensionado y cuantificarlo. En el supuesto de que la lanza

analizada se encontrara sobredimensionada o estuviera trabajando de forma inadecuada, se

plantearía la opción de un rediseño. Es este rediseño se buscaría una transmisión más homogénea de

los esfuerzos, una masa más reducida y una fabricación más rápida.

Como un objetivo secundario se podría incluir la evaluación de programas tipo CAE (Computer

Aided Engineering) como es el CATIA para la realización de proyectos de estas características. Ya

que al contener módulos de diseño, análisis, croquizado… en una misma herramienta podrían

reducir los tiempos de diseño y documentación. Al igual que para identificar zonas de

concentración de tensiones que pueden suponer un problema sobre todo ante los ciclos de fatiga.

Figura 1. 2 Concentración de tensiones

12

1.1.3 HIPÓTESIS

1.1.3.1 RESTRICCIONES CATIA

Para simular las condiciones del banco de ensayo de fatiga, se tienen que imponer una serie de

restricciones al modelo. Para poder determinar dichas restricciones se debe explicar la forma en la

que está conectada la lanza entre el remolque y el vehículo tractor. Las imágenes mostradas de la

lanza no corresponden al diseño analizado, pero las conexiones son idénticas. La unión de la lanza

al remolque se realiza mediante dos bulones insertados en unos casquillos antifricción (véase figura

1.3 y figura 1.4) que restringen todos los grados de libertad salvo el giro en el eje de los bulones.

Figura 1. 3 Restricciones unión real

Figura 1. 4 Restricciones unión simulación

La unión de la cabeza de la lanza al vehículo tractor se realiza mediante una argolla que queda

alojada en un mecanismo bastante similar a un remolque de bola (véase figura 1.5). Por tanto la

restricción necesaria en el modelo era para evitar que la cabeza de la lanza descendiera.

13

Figura 1. 5 Unión cabeza de lanza

1.1.3.2 SOLDADURA EN CATIA

La lanza original estaba compuesta de perfiles huecos de 80x60mm y 4 mm de espesor soldados

entre si y sobre la estructura base se le añadieron unas planchas de acero, a partir de ahora llamadas

armaduras, para reforzar y reducir los esfuerzos actuando como nervios o platabandas de vigas. En

el modelo, la estructura base con los casquillos y la cabeza forman una única pieza sobre la que se

añaden las armaduras ( véase figura 1.6).

Figura 1. 6 Explosionado de la lanza

14

Las uniones en la lanza original fueron realizadas con cordones de soldadura que en el modelo

fueron definidas como uniones lineales rígidas en el conjunto. En CATIA se definen las líneas de

unión entre los componentes y a continuación durante el mallado se realizan uniones rígidas desde

un tetraedro de una malla a otro de la pieza contigua. La estructura base de perfiles rectangulares y

casquillos no ha sido ensamblada mediante este tipo de uniones ya que los resultados hubiesen sido

irrealistas. Los cordones de soldadura en los perfiles tienen penetración suficiente como para unir

todo el espesor de 4mm de ambos perfiles, por lo que una unión lineal por el perímetro exterior de

los perfiles resultaría incorrecto. Como una unión rígida por toda la sección de contacto entre ambas

piezas es igual que una pieza continua, la estructura base está modelada como una única pieza.

1.1.3.3 HIPÓTESIS REALES

Como ya se ha mencionado con anterioridad, la lanza analizada en este proyecto ya ha sido

fabricada y ensayada. Por lo tanto sabemos que dicho diseño es capaz de superar la prueba de fatiga

de 2.000.000 ciclos de 75 kN. Esta información es de gran utilidad, ya que independientemente de

los resultados mostrados por el programa de elementos finitos, se sabrá que se supera el ensayo de

fatiga. Por tanto siempre y cuando los resultados del rediseño no sean mucho más desfavorables

que los del diseño original, parecería lógico suponer que también se lograría superar la prueba de

fatiga.

1.1.4 RESULTADOS LANZA ORIGINAL

El programa empleado para el diseño y análisis estático de la lanza fue el CATIA V5R17 de la

compañía Dassault Systèmes. Dassault Systèmes también posee el programa CAE SolidWorks,

convirtiéndola en la compañía líder del modelado y análisis 3D por ordenador.

Los principales resultados que ofrece el módulo de elementos finitos de CATIA son tensiones de

Von Mises, tensiones principales y deformaciones, además permite observar y modificar la malla

empleada en el cálculo. Estos resultados serán mostrados en los siguientes apartados.

1.1.4.1 MALLADO

Para obtener los resultados la pieza ha sido mallada tridimensionalmente con tetraedros. Los

principales datos que son introducidos al programa son denominados como size, absolute sag y el

tipo de interpolación. El parámetro size define el tamaño de los lados del tetraedro de la malla, en el

análisis fue de 8mm. Absolute sag hace referencia a la máxima distancia desde la malla hasta el

borde de la pieza (véase figura 1.7) ,cuanto menor sea, mejor se adaptará al contorno de la pieza en

zonas curvas. El valor del absolute sag se recomienda que sea un 10% del valor del tamaño del

mallado, por tanto el análisis fue realizado con un valor de 0,8mm.

15

Figura 1. 7 Explicación de “Absolute sag”

En la figura 1.8 se puede observar la lanza mallada en su totalidad. Al ser una malla tan fina, se ha

decidido mostrar un detalle del mallado en una zona de la lanza (figura 1.9), en la que cada

componente que la conforma es mallado de forma independiente.

Figura 1. 8 Lanza mallada

Figura 1. 9 Detalle de malla

16

1.1.4.2 TENSIONES DE VON MISES

La tensión de Von Mises es una magnitud física que se calcula a partir de las tensiones principales a

las que se encuentra sometido un elemento diferencial de material. Por lo tanto, carecen de

dirección y sentido. Su cálculo se realiza mediante la siguiente expresión:

= √

Se suele emplear para materiales que están trabajando en su zona plástica. En el caso de este

proyecto, va a resultar muy útil a la hora de identificar los puntos de concentración de tensiones.

En la figura 1.10 se puede apreciar como la lanza se encuentra sometida en su mayoría a una

tensión de 42,1kPa. A pesar de estas bajas tensiones existen algunas zonas en las que los esfuerzos

aumentan significativamente, como pueden ser los nervios y ángulos de las armaduras laterales, los

perfiles tubulares en su unión con los casquillos o los cordones de soldadura que unen la cabeza de

la lanza a la estructura base. En dichas zonas, las tensiones aumentan hasta valores de 146MPa.

Figura 1. 10 Tensiones de Von Mises en lanza original

Pero el valor máximo de la tensión de Von Mises se encuentra en los ángulos interiores de la

estructura base. En dichos puntos las tensiones aumentan hasta valores de 560MPa y 868MPA en

los ángulos próximos a la cabeza y unos 550MPa en los ángulos próximos a los casquillos.

17

El motivo de esta concentración de tensiones en los ángulos interiores es por el efecto conjunto de

un momento flector y una tensión normal. Ya que si hubiera el momento flector, las tensiones en la

arista superior e inferior del ángulo serían iguales.Vease figura 1.11 .

Figura 1. 11 Composición de tensiones

1.1.4.3 DEFORMACIONES

El orden de magnitud de las deformaciones de la lanza son las décimas de milímetro, ya que en el

punto más crítico la deformación no se supera los 0,75 mm. En la figura 1.12 se pueden observar

las deformaciones agrupadas por colores. Las máximas deformaciones (zona roja) se encuentran en

la parte media de la lanza y tienen un sentido ascendente vertical. En cambio, la zona próxima a la

cabeza de la lanza, donde se aplica la carga, la deformación tiene un valor horizontal de 0,5 mm.

Figura 1. 12 Deformaciones en lanza original

18

1.1.4.4 TENSIONES PRINCIPALES

Las tensiones de Von Mises resultan de gran utilidad para visualizar y lograr una idea general de la

distribución de tensiones. Pero en las curvas de fatiga, las tensiones empleadas no son las

equivalentes de Von Mises, ya que estas carecen de dirección. En la figura 1.13 se puede apreciar

que las zonas con mayores solicitaciones son los nervios que forman las armaduras laterales, el

perfil rectangular de los casquillos y los ángulos de la estructura base y las armaduras.

Figura 1. 13 Tensiones principales en lanza original

La lanza prácticamente en su totalidad se encuentra trabajando a tracción, esto se debe a la

combinación de tensión axial y momento flector explicada en la figura 1.11. La tensión media a la

que se encuentra la lanza en las zonas que no tiene solicitaciones especialmente altas es de 12,2

MPa. Las tensiones en las zonas más cargadas mencionadas anteriormente (verde) tienen un valor

de unos 46 MPa. Estos valores no resultan para nada amenazadores, pero existen algunas pequeñas

áreas con altas concentraciones de tensiones donde estas pueden oscilar entre los 140MPa y los 550

MPa.

Desafortunadamente documento no permite la rápida visión de las tensiones que ofrecen los

programas de ordenador y puede resultar tedioso identificar el valor de las tensiones en las

imágenes y su dirección y sentido resultaría imposible en imágenes tan generales como en la figura

1.13. Con el fin de aclarar las tensiones mencionadas anteriormente se adjuntan las figura 1.14 y

figura 1.15 con ejes absolutos y en las que los puntos más conflictivos se encuentran numerados.

19

Figura 1. 14 Tensiones máximas en lanza original 1

Las tensiones en cada punto se indicarán con ejes relativos U, V y W. Al ser relativos, su dirección

será indicada de forma orientativa.

Punto 1: U=264 [MPa] V= -168 [MPa] W=546 [MPa]. UX; VY; WZ.

Punto 2: U=151 [MPa] V=0,608 [MPa] W=4,02 [MPa]. U (paralelo a los cantos de la

armadura lateral)X; V (normal a las caras de la armadura lateral)Y; WZ.

Punto 3: U=141 [MPa] V=0,89 [MPa] W=23,1 [MPa]. U=X; V=Y; W=Z.

Figura 1. 15 Tensiones máximas en lanza original 2

Punto 4: U=229 [MPa] V= -98[MPa] W=547 [MPa]. UX; VY; WZ.

Y X

Z

Y

X

Z

20

1.1.5 CONCLUSIONES LANZA ORIGINAL

Este apartado busca la interpretación de los resultados ofrecidos por CATIA desde una doble

perspectiva de un análisis estático y un análisis de fatiga.

1.1.5.1 ANÁLISIS ESTÁTICO

En todo análisis estático, el componente debe trabajar en su zona elástica, ya que de no ser así se

estarían induciendo deformaciones permanentes que perjudicarán al comportamiento del diseño

original. En este tipo de análisis el material debe cumplir tres condiciones: isotropía, homogeneidad

y continuidad. En primer lugar, la isotropía implica que el material tiene las mismas propiedades en

todas las direcciones, la homogeneidad que el material es igual en todos los puntos del componente,

y finalmente, la continuidad supone la ausencia de grietas, poros y defectos. Esta última suposición

puede parecer cuanto menos atrevida especialmente si asumimos que el diseño analizado está

sufriendo fatiga. Pero en realidad la suposición solo asume que la lanza carece de defectos antes de

comenzar su ensayo físico de fatiga.

Para poder comenzar este análisis estático es necesario conocer las propiedades del acero empleado

tanto en la realidad como en el modelo. En los perfiles y planchas empleadas para la fabricación de

la lanza se suele emplear aceros con bajo contenido en carbono como un F-8 101. El acero

empleado en el modelo por CATIA tenía las siguientes propiedades:

I. Módulo de Young: Caracteriza el comportamiento elástico de un material, y si se cumplen

las propiedades de linealidad e isotropía tiene el mismo valor en tracción y en compresión.

En un diagrama tensión deformación el módulo de Young es el valor de la tangente, que en

el caso de los aceros es constante. El valor del módulo de Young empleado en el acero del

modelo es de 2·1011

N/m2.

II. El coeficiente de Poisson hace referencia a la reducción de la sección de un material al ser

sometido a un esfuerzo de tracción. Lógicamente dicha reducción se dará en las direcciones

perpendiculares a la tracción. El coeficiente de Poisson empleado en el modelo tenía un

valor de 0,266.

III. Límite elástico o tensión de fluencia: Ortiz Berrocal en su libro “Resistencia de Materiales”

define el límite elástico como el valor de la tensión que puede soportar un material antes de

sufrir deformaciones plásticas. El valor límite elástico se puede obtener trazando una

paralela al módulo de Young desde /l0 = 0,2% de deformación. En el modelo el límite

elástico toma un valor de 2,5·108 N/m

2

IV. Densidad: El acero empleado tiene un valor de 7860 kg/m3 y en este caso solo resultará de

interés para conocer la masa de los diferentes componentes que conforman la lanza. Ya que

el peso propio de la lanza es irrelevante frente a los esfuerzos externos.

V. Coeficiente de dilatación térmico: Las cargas térmicas a las que se encuentra sometida la

lanza no afectan a su comportamiento estático ni de fatiga.

21

Componentes mecánicos de estas características deben trabajar siempre dentro de su zona elástica,

ya que el comportamiento ante deformaciones plásticas es mucho menos predecible y deseable. Por

tanto se debe procurar que las tensiones a las que se encuentra sometida la lanza sean inferiores a la

tensión del límite elástico de 250 MPa.

1.1.5.1.1 EXPLICACIÓN DE TENSIONES

Como ha sido mostrado en el apartado 1.1.4.4 de resultados, ciertos puntos de la lanza superaban

dicha tensión de 250MPa, llegando a obtener tensiones de hasta 546 MPa en los puntos 1 y 4 de la

figura 1.14 y figura 1.15 respectivamente. Los resultados tan elevados se daban siempre en las dos

esquinas interiores. El ángulo de los dos perfiles obliga a una desviación de las tensiones que se

traduce en una componente perpendicular a la sección de la unión soldada (véase figura 1.16 ).

Figura 1. 16 Desviación de las tensiones en uniones angulares

Dicha componente se encuentraría distribuida a lo largo de los dos lados de menor longitud

(60mm). El comportamiento de estas caras se podría asemejar con el de una viga empotrada en sus

extremos. En este caso las caras de 80mm del perfil actuarían como el empotramiento, impidiendo

que el perfil se deformara por sus esquinas como se puede ver en la figura 1.17.

22

Figura 1. 17 Deformación de sección en uniones angulares

Para evitar estas deformaciones en uniones en ángulo de este tipo, industrias expertas en soldadura

como es la naval, insertan una varilla o una placa de acero entre los dos perfiles a unir. De esta

forma evitan la flexión de la zona media del perfil y mejora el comportamiento de la unión. Para

verificar esta técnica empleada en la industria, se han realizado dos simulaciones por elementos

finitos en CATIA. La figura 1.18 muestra las tensiones de Von Mises de unos perfiles cuadrados

huecos con un espesor de 4mm mientras que la figura 1.19 es exactamente igual salvo que tiene

una inserción de acero de 10mm de espesor. Esa pequeña inserción reduce las tensiones en casi un

tercio y mejora su distribución a lo largo del perfil.

23

Figura 1. 18 Tensiones de Von Mises en unión angular sin refuerzo

Figura 1. 19 Tensiones de Von Mises en unión angular con refuerzo

24

1.1.5.1.2 CONCLUSIONES

Se puede concluir que estáticamente la lanza se encuentra muy sobredimensionada, ya que está

trabajando a tensiones inferiores a 46 MPa, cuando el límite elástico del material se encuentra a 250

MPa. A pesar de esto, existen puntos de pequeñas dimensiones en los que las tensiones se disparan

hasta valores de 550 MPa. Por lo tanto existe la posibilidad de mejorar el diseño, prestando atención

a las zonas sensibles mencionadas.

1.1.5.2 ANÁLISIS DE FATIGA

Para realizar el análisis de fatiga se emplearán curvas S-N con las tensiones de los puntos más

sensibles del modelo. La documentación de las curvas empleadas se encuentra adjunta en el Anexo

A y han sido realizadas por la WTIA (Welding Technology Institute of Australia). Estas curvas son

ideales ya que han sido creadas para uniones soldadas que se clasifican por categorías en función

de:

Orientación de las cargas respecto al cordón de soldadura.

Refuerzos de la soldadura.

Discontinuidades de arranque y parada o socavamientos en el cordón soldadura.

Posición y penetración del cordón de soldadura

Añadidos soldados sobre la estructura.

La figura 1.20 es la curva S-N empleada en este análisis y cada una de las curvas son las categorías

del tipo de unión.

25

Figura 1. 20 Curvas de fatiga S-N de uniones soldadas

Categoría 180: Corresponde a superficies planas mecanizadas y pulidas en los que los cambios de

sección son graduales y suaves.

Categoría 140: Acero laminado o de sección hueca que no ha sido cortado con soplete

oxiacetilénico. La soldadura deberá ser a tope con penetración completa (con calidad según AS

1554.5) y las creces del cordón de soldadura han sido mecanizadas. Además la fluctuación de la

carga debe ser paralela al cordón de soldadura.

Categoría 125: Soldadura automatizada ya sea a tope o en ángulo. La variación de carga debe ser

paralela al cordón de soldadura.

Categoría 112: Esta categoría alberga dos posibilidades

Soldadura a tope o en ángulo realizada de forma manual o semiautomática con paradas y

puestas en marcha. La variación de la carga debe ser paralela a los cordones de soldadura

26

Acero laminado que no ha sido cortado con soplete oxiacetilénico. La soldadura será a tope

con penetración completa y el cordón será perpendicular al sentido a la carga. La soldadura

deberá ser seguir los requerimientos de la norma AS 1554.5

Categoría 80: Acero laminado que no ha sido cortado con soplete oxiacetilénico. La soldadura será

a tope con penetración completa con un proceso manual o semiautomático. El cordón será

perpendicular al sentido a la carga y la soldadura deberá ser seguir los requerimientos de la norma

AS 1554.5.

Categoría 71:

Acero laminado soldado a tope con penetración completa empleando un tope de cinta en la

raíz (“backing strip”). Las cargas serán transversales al cordón de soldadura.

Unión soldada en cruz a penetración completa en la que las cargas son perpendiculares a los

cordones de soldadura.

Categoría 45: Componentes de acero que actúan bajo cargas cíclicas con añadidos en el borde o

próximos a este.

Categoría 36: Soldaduras a tope con penetración incompleta o soldaduras en ángulo

perpendiculares a las cargas aplicadas.

En la figura 1.21 se encuentran numerados los distintos puntos que serán analizados a fatiga.

Figura 1. 21 Puntos a analizar a fatiga de lanza original

27

La siguiente tabla muestra los diferentes puntos a estudiar con la categoría en la que han sido

clasificados, la tensión a la que se encuentran sometidos y la tensión a la que deberían estar

sometidos para alcanzar la vida de 2 millones de ciclos.

Punto Categoría Tensión [MPa] Tensión 2 M

ciclos

Tensión vida

infinita

1 180 152 180 MPa 133 MPa

2 140-125 546 140 MPa 140 MPa

3 140 90 150 MPa 103 MPa

4 180 62 180 MPa 133 MPa

5 112 127 120 MPa 83 MPa

6 140-125 547 140 MPa 140 MPa

1.1.5.2.1 CONCLUSIONES DE FATIGA

Se puede concluir que los puntos 1, 3 y 4 no tienen ningún problema para superar la prueba de

fatiga. En cambio el punto 2 y el punto 6 no serían capaces de superar este ensayo. Este dato no

supone una gran novedad ya que en el análisis estático se observó que en dichos puntos se superaba

la tensión del límite elástico. Respecto el punto 5 se encuentra muy próximo a superar el ensayo de

fatiga.

1.1.6 REDISEÑO

Como se ha podido observar en el apartado anterior, la lanza se encuentra sobredimensionada a

pesar de algunos pequeños puntos en los sufría esfuerzos más elevados y además se debe recordar

que los ensayos físicos de fatiga fueron superados sin problemas. Por este motivo se ha decidido

simplificar y rediseñar la lanza con la que se comenzó este proyecto, de tal modo que se consiga un

nuevo diseño que logre un comportamiento similar o mejor.

Los resultados de la lanza analizada por elementos finitos en el capítulo anterior demuestran que la

mayoría de los esfuerzos eran transmitidos a través de la estructura base. Esta estructura al tener

gran cantidad de ángulos y uniones soldadas supone un foco considerable de posibles defectos,

sobre todo en las soldaduras. Por este motivo en el rediseño se ha optado por eliminar la estructura

base (véase figura 1.22), logrando de esta manera hacer trabajar más a las armaduras y reduciendo

considerablemente las horas de fabricación, y en consecuencia el coste de producción de la lanza.

28

Figura 1. 22 Nuevo diseño de lanza propuesto

Las armaduras superior e inferior han sido modificadas en varios aspectos, el primero de ellos

consiste en que la zona de la cabeza de la lanza ha sido unida en un único extremo. Este final único

permite realizar una abotonadura para lograr una mejor transmisión de los esfuerzos desde el bloque

de la argolla, hasta las armaduras superior e inferior (véase figura 1.23).

Además, este tipo de final en la cabeza de las armaduras superiores obliga a una reducción de las

dimensiones del bloque de la argolla, lo que se traduce en una reducción de la masa de

aproximadamente unos 2kg (exactamente 1,8 kg), ya que dicho bloque es macizo.

Finalmente, también se han aumentado de tamaño algunas de las aperturas de las armaduras con el

fin de reducir el peso en zonas no vitales para la transmisión de esfuerzos.

29

Figura 1. 23 Detalle de cabeza de lanza del nuevo diseño

Por su parte, las armaduras laterales no sufrieron un rediseño tan drástico, ya que solo se añadieron

unas extensiones en los ángulos superiores que actúan como nervios y mejoran el comportamiento

en dicha zona en casi un 30%.

En la siguiente tabla se puede observar una comparativa de las masas de los distintos componentes

que conforman la lanza inicial y la rediseñada:

Componente Lanza Inicial Lanza rediseñada

A 1,4 kg 1,3 kg

B y C 6 kg -

D y E 6 kg -

F y G 3,4 kg -

H 7,6 kg -

I y J 20,2 kg 20,6 kg

K 58,7 kg 53,6 kg

L 37,8 kg 28,4 kg

Bloque Argolla 7,5 kg 5,7 kg

Casquillos 1,4 kg 1,4 kg

Total 188,4 kg 134,3 kg

30

En lo que a peso se refiere, el nuevo diseño tiene una masa 54,1 kg inferior respecto al diseño

anterior. Esta reducción considerable de su peso hará más sencillo el acoplamiento entre el vehículo

tractor y el remolque, y también facilitará considerablemente su fabricación.

1.1.7 RESULTADOS LANZA REDISEÑADA

En este apartado se mostrarán los valores del análisis por elementos finitos que se ha realizado en

CATIA para este nuevo diseño.

1.1.7.1 DEFORMACIONES

Lógicamente las deformaciones de este nuevo diseño de lanza son mayores que en el diseño

original (véase figura 1.24). A pesar de esto, la máxima deformación del nuevo diseño es de 1,18

mm verticalmente (frente a los 0,75 mm del diseño original) que es un valor considerablemente

bajo.

Respecto a la deformación horizontal, tiene un valor máximo de 0,84 mm frente a los 0,5mm del

diseño original.

Por lo tanto en lo que deformaciones se refiere, el comportamiento del nuevo diseño es aceptable.

Figura 1. 24 Deformaciones del nuevo diseño de lanza

31

1.1.7.2 TENSIONES DE VON MISES

La tensión de Von Mises es una magnitud que se calcula a partir de las tensiones principales de un

elemento diferencial del modelo. Por lo tanto, carecen de dirección y sentido pero son de gran

utilidad para visualizar las concentraciones de tensiones sobre todo cuando no se puede emplear un

ordenador para mostrar los resultados.

En la figura 1.25 se puede observar las tensiones de Von Mises en el nuevo diseño propuesto. Se

puede apreciar cómo ha aumentado la carga en zonas como la cabeza (punto 1 de la figura 1.25) de

la lanza o el nervio inferior de las armaduras laterales (puntos 3 y 4 de la figura 1.25).

Figura 1. 25 Tensiones de Von Mises en el nuevo diseño

Para poder comparar las tensiones del diseño anterior con las del nuevo, se va a emplear la siguiente

tabla, en esta se hará referencia a las zonas 1-5 mostradas en la figura 1.25.

Zona Antigua [MPa] Nueva [ MPa]

Zona 1 (Cabeza) 138 128

Zona 2 148 106

Zona 3 98 139

Zona 4 97 136

Zona 5 crítica 384 478

Zona 5 media 125 202

32

1.1.7.3 TENSIONES PRINCIPALES

Las tensiones principales a diferencia de las tensiones de Von Mises poseen dirección y sentido ya

que son vectores. Las tensiones principales son necesarias para el análisis de fatiga, ya que en este

es necesario conocer la dirección de las cargas que están fluctuando.

La figura 1.26 muestra las tensiones principales a lo largo de toda la lanza con las zonas más

sensibles numeradas igual que en la figura 1.25.

Figura 1. 26 Tensiones principales en el nuevo diseño

Las tensiones en cada punto se indicarán con ejes relativos U, V y W. Al ser relativos, su dirección

será indicada de forma orientativa.

Punto 1: U= 8,04 [MPa] V=123 [MPa] W=15,6 [MPa]. UY; VX; WZ.

Punto 2: U=106 [MPa] V= -26,9 [kPa] W=0,46 [MPa]. U(paralelo a las caras laterales del

nervio)Y; VX; WZ.

Punto 3: U= 126 [MPa] V= 22 [kPa] W=1,62 [MPa]. U paralelo al canto del nervio; V

normal al plano de las caras laterales del nervio; W normal al plano del canto del nervio.

Punto 4: U= 136 [MPa] V= 1,29 [MPa] W= 2,2 [MPa]. U paralelo al canto del nervio; V

normal al plano de las caras laterales del nervio; W normal al plano del canto del nervio.

Punto 5 critico: U=211 [MPa] V= -23,8 [MPa] W=39,5[MPa]. UY; VX; WZ.

Punto 5 medio: U=154 [MPa] V=6,6 [MPa] W=25,4 [MPa]. UY; VX; WZ.

33

1.1.8 CONCLUSIONES LANZA REDISEÑADA

1.1.8.1 ANÁLISIS ESTÁTICO

Componentes mecánicos de estas características deben trabajar siempre dentro de su zona elástica,

ya que el comportamiento ante deformaciones plásticas es mucho menos predecible y deseable. Por

tanto se debe procurar que las tensiones a las que se encuentra sometida la lanza sean inferiores a la

tensión del límite elástico de 250 MPa.

1.1.8.1.1 EXPLICACIÓN DE TENSIONES

El incremento de tensiones en la zona 5 respecto al diseño anterior podría considerarse preocupante.

Pero la comparación de ambos valores directamente no sería correcta, ya que las restricciones de la

unión entre la pieza A y el casquillo fueron diferentes en ambos modelos. En el análisis del modelo

antiguo, el casquillo y el primer tramo de perfil rectangular (pieza A) fueron considerados como una

única pieza. En cambio en el análisis del nuevo diseño fueron consideradas como dos piezas unidas

por de una línea de contacto. A lo largo de dicha línea de contacto se hicieron uniones infinitamente

rígidas desde la malla de una de las piezas a la otra (véase figura 1.27), esto hace que las tensiones

sean aún más elevadas.

Figura 1. 27 Uniones infinitamente rígidas entre las mallas

Con el fin de demostrar las condiciones más desfavorables del análisis realizado al nuevo diseño, se

creó un ensayo en el que se recreó una unión soldada en T ya que se asemeja a la unión del

casquillo y el perfil. En ambas simulaciones la T fue empotrada por sus extremos paralelos y se

sometió a un esfuerzo de tracción de 7500N en el extremo restante. La única diferencia entre ambos

34

ensayos fue que en uno la “T” era una única pieza enteriza con las creces del cordón de soldadura

(figura 1.28) y en el otro caso, dos piezas con las uniones infinitamente rígidas explicadas

anteriormente (figura 1.29).

Figura 1. 28 Pieza enteriza en T

Figura 1. 29 Pieza en T con uniones infinitamente rígidas

Estos ensayos nos permiten demostrar que el análisis con uniones infinitamente rígidas generan

tensiones un 15% más elevadas que cuando se realiza una unión enteriza. Como este tipo de

uniones no fueron posibles de realizar durante la simulación del nuevo diseño, la siguiente tabla

muestra las tensiones de Von Mises mostradas en el apartado 1.1.7.2 con una columna añadida con

la corrección.

35

Zona Antigua [MPa] Nueva [ MPa] Nueva corregida

[MPa]

Zona 1 (Cabeza) 138 128 111

Zona 2 148 106 106

Zona 3 98 139 139

Zona 4 97 136 136

Zona 5 crítica 384 478 415,7

Zona 5 media 125 202 175,7

1.1.8.1.2 CONCLUSIONES

Tras el rediseño, la lanza muestra un comportamiento estático más adecuado, en la que el material

trabaja sin un sobredimensionamiento tan elevado. Pero aun así, mantiene un coeficiente de

seguridad de entre 1,4 y 2,3 respecto al límite elástico de 250 MPa

El punto próximo al casquillo con una tensión de 415,7 MPa podría resultar preocupante ya que el

modelo indica que superaría el límite elástico. Estos puntos de alta concentración de tensiones

tenían en común que estaban muy focalizados ya que solo se daban en dos tetraedros de la malla,

después de los cuales las tensiones disminuían drásticamente. La distribución de tensiones en esos

puntos parecía una delta de dirac, lo que nos puede hacer dudar de la veracidad de ese valor.

Recordemos que en el modelo de la lanza antigua se obtuvieron tensiones superiores a 550 MPa y

logró superar las pruebas físicas de fatiga sin dificultades.

1.1.8.2 ANÁLISIS DE FATIGA

El análisis de fatiga del nuevo diseño se realizará según el procedimiento empleado en el apartado

anterior de análisis de fatiga. Se definirán los puntos sensibles (“hot spots”) que habrá que clasificar

en alguna categoría de unión. Las zonas a estudiar serán las mismas que en la figura 1.25 con el fin

de facilitar la lectura de este apartado, se vuelve a insertar la figura 1.25 como la figura 1.30.

36

Figura 1. 30 Zonas a estudiar la fatiga en el nuevo diseño

Las categorías de uniones empleadas en análisis de fatiga del rediseño han sido la 180 y la 112.

Categoría 180: Corresponde a superficies planas mecanizadas y pulidas en los que los cambios de

sección son graduales y suaves.

Categoría 112: Esta categoría alberga dos posibilidades

Soldadura a tope o en ángulo realizada de forma manual o semiautomática con paradas y

puestas en marcha. La variación de la carga debe ser paralela a los cordones de soldadura

Acero laminado que no ha sido cortado con soplete oxiacetilénico. La soldadura será a tope

con penetración completa y el cordón será perpendicular al sentido a la carga. La soldadura

deberá ser seguir los requerimientos de la norma AS 1554.5

La figura 1.31contiene las curvas S-N para todas las categorías (posibles uniones) de este acero

estructural empleado en el diseño.

37

Figura 1. 31 Curva de fatiga S-N

La siguiente tabla contiene los diferentes puntos sensibles indicados en la figura 1.30 con la

categoría de unión a la que pertenecen, la tensión a la que se encuentran sometidos y las tensiones

de 2Mciclos y vida infinita.

Punto Categoría Tensión [MPa] Tensión 2 M

ciclos

Tensión vida

infinita

1 112 123 120 MPa 83 MPa

2 180 106 180 MPa 133 MPa

3 180 126 180 MPa 133 MPa

4 180 136 180 MPa 133 MPa

5 crítico 112 201 120 MPa 83 MPa

5 medio 112 154 120 MPa 83 MPa

38

1.1.8.2.1 CONCLUSIONES DE FATIGA

Se puede observar como los puntos 2, 3 y 4 teóricamente superarían el ensayo de dos millones de

ciclos e incluso alcanzar vida infinita. El punto 1 se encuentra en el límite para poder superar

teóricamente la prueba de fatiga. En cambio el punto 5 en teoría no sería capaz de superar el test,

dato sorprendente ya que la lanza real que fue ensayada si lo logró. Esto nos lleva a pensar que tal

vez los resultados del análisis por elementos finitos sean mayores que en la realidad, como se

demostró en el apartado anterior con las figura 1.28 y la figura 1.29.

39

1.2 CÁLCULOS

40

41

1.2 CÁLCULOS

En este proyecto no se han requerido cálculos.

42

43

1.3 ESTUDIO ECONÓMICO

44

45

1.3 ESTUDIO ECONÓMICO

ÍNDICE GENERAL

1.3.1 JUSTIFICACIÓN ECONOMICA .......................................................................................................... 47

1.3.2 CONCLUSIONES................................................................................................................................... 47

46

47

1.3.1 JUSTIFICACIÓN ECONOMICA

Como ya se comentó en el apartado de objetivos, uno de los hitos era analizar si la utilización de

programas tipo CAE (Computer Aided Engineering) como el CATIA hubiera supuesto un ahorro

económico. Ese ahorro económico se puede lograr de dos maneras, mediante un prototipo más

sencillo o logrando superar la prueba de fatiga al primer intento.

Respecto a aspectos como la viabilidad, fiabilidad o interés económico de este proyecto, es

importante recordar que se trata de un proyecto basado en un componente real que está en

funcionamiento. Por tanto cualquier mejora que reduzca sus costes podría resultar de gran interés a

la hora de realizar un rediseño, como podría ser el propuesto.

1.3.2 CONCLUSIONES

El nuevo diseño prueba que el programa ha sido de gran utilidad para poder alcanzar un prototipo

mucho más sencillo de fabricar y en el que las horas de trabajo de los operarios se han reducido

considerablemente. Esa reducción se traduce en un ahorro de 528€, pero analizándolo

porcentualmente es solo una reducción de costes del 7% respecto al prototipo original.

El gran ahorro de costes se lograría mediante una reducción del número de prototipos ensayados, ya

que los ensayos de fatiga se aproximan a precios de 5000€. Respecto a este aspecto, el módulo de

elementos finitos del programa CATIA usado en paralelo con unas adecuadas curvas de fatiga

podría permitir superar el ensayo al primer intento. Y en el caso de no ser así, la información de la

rotura del ensayo físico permitiría modificar las zonas conflictivas para reducir las tensiones en

dichas áreas y superar el ensayo habiendo fabricado solo dos prototipos.

48

49

1.4 ANEXOS

50

51

1.4 ANEXOS

ÍNDICE GENERAL

ANEXO I.- FATIGA ........................................................................................................................................ 53

ANEXO II.- CURVAS DE FATIGA ............................................................................................................... 63

52

53

ANEXO I.- FATIGA

Este capítulo busca explicar conceptos básicos necesarios para comprender como el fenómeno de la

fatiga afecta a la pieza analizada en este proyecto. Por ese motivo solo se explicarán las curvas S-N

que son las que se emplearán en el estudio del diseño. Ya que una explicación más detallada de

fatiga excedería y desviaría el objetivo de este proyecto.

Introducción

La fatiga es un fenómeno conocido desde el siglo XIX durante la revolución industrial. El primer

artículo publicado mencionando este tipo de rotura fue en 1837 por Wilhelm Albert. En 1829,

mientras el señor Albert trabajaba administrando las minas en la región de Harz (Alemania),

observo la rotura de cadenas bajo cargas inferiores a las que deberían soportar. Fabricó una máquina

que le permitía someter a las cadenas a cargas cíclicas y dedujo que la rotura no se debía a una

sobrecarga sino a una relación entre la carga y el número de ciclos.

El desarrollo del ferrocarril y la repentina rotura de sus ejes, impulsó el estudio de la fatiga, que

continua siendo de gran importancia en industrias como la automoción, la ferroviaria, la naval,

aeronáutica… Algunos autores (como el Dr. Xavier Ayneto) cifran que el 90% de los fallos en

servicio por rotura son causados por la fatiga, lo que da una idea de lo importante que es un correcto

dimensionado a fatiga.

Definición

Howard E. Boyer y la ASTM definen la fatiga como: “La fatiga es el proceso de cambio estructural

permanente, progresivo y localizado que ocurre en un material sujeto a tensiones y deformaciones

variables, en algún punto o puntos y que produce grietas o la fractura completa tras un número

suficiente de fluctuaciones.”

Fases

La rotura por fatiga se produce en tres fases claramente diferenciadas: creación de una micro-grieta;

propagación de la misma; y rotura súbita del componente. Estas tres fases hace posible la definición

de tres tiempos: vida de inicio de grieta; vida de propagación de la grieta (estas dos son muy

difíciles de diferenciar) y vida hasta fractura final. Estos tres tiempos juntos darán la vida a fatiga de

la pieza.

Creación de micro grietas

Las micro-grietas se producen en puntos de concentración de tensiones y generalmente próximas a

la superficie. El cortante asociado a esas tensiones puede producir deslizamientos en las

dislocaciones del material que generan vacantes. Si estas son suficientemente grandes, los huecos

originados pueden ser el desencadenante de una rotura por fatiga. Esta fase se da solo durante los

primeros ciclos de ensayo.

54

Propagación

En esta etapa, la grieta empieza a expandirse hasta alcanzar la sección crítica. Como se puede

apreciar en la imagen 1, se diferencian dos tipos de propagaciones, con un único frente de

grieta(A), típico de roturas a baja carga y con varios frentes de grita (B), característico de roturas a

altas cargas.

Imagen 1 Propagación de la grieta en función de la carga

La propagación de la grieta se divide en dos etapas (véase imagen 2).

Etapa 1: La grieta se propaga por planos muy alineados con la tensión cortante máxima hasta que

se encuentra con un obstáculo como puede ser un borde de grano.

Etapa 2: Una vez la grieta no puede continuar en dirección de la máximo cortante , esta comienza a

propagarse en un plano perpendicular a la tensión normal máxima.

Imagen 2 Etapas de la propagación de la grieta

55

En la Imagen 3 podemos apreciar como la intensidad es carga y el medio en el que se realiza el

ensayo, influyen en el crecimiento de la grieta.

Imagen 3 Propagación de la grieta en función del medio

Rotura

Una vez el frente o los frentes de grieta alcanzan la sección crítica, el componente rompe

súbitamente debido a que la sección remanente no es capaz de transmitir los esfuerzos exigidos.

Nomenclatura

En este apartado se definirán la mayoría de las expresiones empleadas en los cálculos y ciclos de

carga de fatiga. Estos ciclos pueden ser de frecuencia y amplitud constante, típico de ensayos y

simulaciones o aleatorios, en los que la amplitud y frecuencia de la carga varia con el tiempo. El

término se refiere a la tensión principal.

Imagen 4 Parámetros de las cargas

Tensión máxima:

Tensión mínima:

56

Tensión media: =

Amplitud: =

Rango: = - = 2·

Tipo de carga: R=

El factor R podría ser definido como el factor de asimetría, ya que indica el tipo de carga a la que

está siendo sometida la pieza. La Imagen 5 podemos apreciar las diferentes formas de los ciclos de

carga en función de la R. La primera imagen correspondería a un ensayo de flexión rotacional bajo

par constante la Imagen 6 encajaría con los esfuerzos que sufre un diente de un engranaje.

Imagen 5 Ensayo a flexión rotatoria

Imagen 6 Ensayo a R=0

Curvas

La caracterización de un material frente a cargas variables es vital para el diseño y verificación de

componentes sometidos a fatiga. El primer paso en este sentido fueron las curvas S-N en las que la

vida a fatiga incluye todas las fases del fenómeno. Analizar por separado el inicio y la propagación

de la grietas originó dos nuevas perspectivas. El método de la deformación local predice la vida de

inicio de grieta empleando las curvas -N. El método LEFM( Linear Elastic Fracture-Mechanics) se

apoya en los principios de la mecánica de fractura y en las curvas de crecimiento de grieta da/dN-

K para predecir el número de ciclos necesarios para un determinado crecimiento de grieta.

57

Todas las curvas se obtienen con ensayos a amplitud constante y con cargas de tipo senoidal para

evitar complejidades innecesarias.

Curvas S-N

Las curvas S-N son el resultado de graficar en número de ciclos (en escala logarítmica) necesario

para fracturar la probeta bajo una amplitud de carga ( ) y tensión media ( ) constante. Los

resultados se suelen obtener de los ensayos de flexión rotatoria, (como el mostrado en la Imagen 7)

en los que la dispersión de resultados entorno a los valores medios es importante debido a la gran

cantidad de factores que entran en juego en el ensayo (composición, geometría y posicionamiento

de la probeta). Por consecuencia de esta dispersión, surgen las curvas S-N-P (Imagen 7) que son las

curvas S-N correspondientes a cada probabilidad de fallo.

Imagen 7 Curva S-N-P

En las curvas S-N se diferencian dos tipos de comportamientos como se puede observar en la

imagen 8 . La curva A es característica de materiales como el acero, en los cuales se produce un

codo en el denominado límite de fatiga, que es una tensión por debajo de la cual la pieza tiene vida

infinita. Vida infinita no implica que a la pieza no le aparezcan micro-grietas, puede suceder que

surjan, pero que estas no puedan propagarse debido a un defecto y a una tensión insuficiente para

superarlo. El otro comportamiento posible es el mostrado por la curva B, característica de los

aluminios y las aleaciones de cobre. En estos materiales no existe el límite de fatiga ya que la pieza

siempre rompería si es sometida a un número suficiente de ciclos. Al no existir el límite de fatiga,

se utiliza el concepto de resistencia a la fatiga, que se refiere al número de ciclos capaz de soportar

el material a una tensión determinada.

58

Imagen 8 Comportamientos en curvas S-N

Factores influyentes

Como ya se comentó en el apartado de fases de la fatiga, los puntos de concentración de tensiones

suponen un factor crítico en el origen de una rotura por fatiga. Generalmente los puntos de

concentración de tensiones quedan determinados por importantes aspectos como el diseño o el

proceso de fabricación. Algunos de dichos aspectos serán explicados brevemente a continuación.

Diseño: En el comportamiento a fatiga de una pieza, el diseño supone un importante aspecto por no

decir vital. Se deben evitar generar zonas con concentración de tensiones como pueden ser los

cambios bruscos de sección, aristas vivas, ángulos muy agudos...

Entallas: Las entallas suponen una reducción repentina de la sección del componente sin

mencionar sus aristas vivas. Lógicamente existen muchos casos en los que las entallas son

necesarias (alojamientos para las juntas tóricas de goma para lograr la estanqueidad).

Acabado superficial: Las micro-grietas suelen nuclear sobre la superficie de la pieza, por lo que el

acabado superficial puede mejorar o empeorar el comportamiento a fatiga. El acabado superficial

puede mejorar el comportamiento a fatiga por dos motivos. Principalmente porque cuando menor

sea la rugosidad, menos tensiones se concentrarán en la superficie. El otro motivo solo es aplicable

en algunos casos en los que el proceso de mejora del acabado superficial produce una deformación

plástica que induce unas tensiones residuales.

Tensiones de montaje: En general, cualquier montaje induce tensiones adicionales a un montaje.

En algunos casos, como en los motores de grandes buques, estas están determinadas y su montaje

debe seguir una secuencia precisa en las que se indican las tensiones de las herramientas en cada

paso. Pero en general las tensiones de montaje son indeterminadas, y actúan como una tensión

media que se añade a la componente alternativa que induce a la fatiga. En el caso de que las

59

tensiones de montaje sean de compresión, estas son beneficiosas. En el caso contrario son

perjudiciales y si no son tenidas en cuenta, pueden inducir a una rotura.

Tensiones residuales: Estas tensiones tienen su origen en los procesos de fabricación. Pueden ser

varios tipos, de compresión, de tracción o desconocidas. En el caso de las tensiones residuales de

compresión, se pueden emplear para mejorar el comportamiento a fatiga. En el resto de tensiones

residuales, es conveniente evitarlas si es posible.

Las tensiones residuales pueden tener un origen térmico como es el caso de las soldaduras y

tratamientos térmicos o un origen mecánico como puede ser una deformación en frio. La evaluación

de estas tensiones resulta muy dificultosa.

Las tensiones residuales de las soldaduras son especialmente complejas ya que en la ZAT (zona

afectada térmicamente) presenta tensiones de tracción y el cordón a compresión. Esta combinación

de tensiones es la causa de las deformaciones que inducen las soldaduras, por este motivo cuando se

suelda una pequeña estructura como la que se estudia en este proyecto se debe puntear para

posicionar todas las piezas y después soldar cordones alternos, intentando así minimizar las

deformaciones y las tensiones de montaje.

Algunos aspectos externos del diseño que pueden afectar al comportamiento a fatiga son:

Frecuencia: La frecuencia a la que se aplican las cargas no tiene ningún efecto sobre la vida a

fatiga de componentes metálicos, siempre y cuando la pieza no presente corrosión y esté trabajando

en un rango de temperaturas razonables. En el caso de encontrarnos con un conjunto mecánico o

una estructura, su respuesta mecánica se puede ver alterada por la frecuencia de excitación.

A una frecuencia entre 3 y 83Hz la variación de resistencia por este factor no es apreciable, pero se

produce una ligera mejora de la resistencia al aumentar aún más las frecuencias hasta un punto entre

los 1200-1600Hz donde la resistencia a la fatiga se reduce repentinamente (véase Imagen 9)

60

Imagen 9 Resistencia a fatiga en función de la frecuencia

Por tanto la frecuencia no es un factor que influirá en los ensayos de fatiga del componente

analizado en este proyecto.

Corrosión: La corrosión combinada con cargas variables tienen un efecto sinérgico para reducir la

vida a fatiga. Las cargas variables rompen las películas protectoras que retrasan la corrosión y las

irregularidades geométricas generadas en la superficie facilitan la generación y propagación de

grietas en la superficie.

En los casos en que los componentes van a trabajar en medios corrosivos se deben seleccionar

materiales con buen comportamiento ante dicho medio y emplear recursos como tratamientos

superficiales o recubrimientos para minimizar los efectos nocivos.

Temperatura: La temperatura, siempre que no sea extrema, no es un factor demasiado influyente

en el comportamiento a fatiga.

Tratamientos para mejorar el comportamiento

En el apartado anterior se han analizado factores que afectan negativamente y aceleran la rotura por

fatiga. En este apartado se van a enunciar brevemente algunos tratamientos que pueden mejorar el

comportamiento a fatiga de un componente. Principalmente son de dos tipos, mecánicos y térmicos.

Granallado o batido con perdigones: Consiste en proyectar pequeñas esferas de acero o fundición

sobre el componente. Su impacto genera una deformación plástica en la superficie que provoca un

campo de tensiones residuales de compresión que mejora el comportamiento a fatiga pese al

detrimento de la calidad superficial. Para que este procedimiento tenga éxito para mejorar el

61

comportamiento a fatiga, se deben controlar las múltiples variables como el tamaño de los

perdigones, su calidad geométrica, su velocidad de impacto o el material. Este procedimiento se

emplea en la fabricación de muelles, así como en la restauración de los carros de combate

norteamericanos M1 Abrams.

Laminado superficial: Una vez más, se busca generar una deformación plástica para inducir unas

tensiones residuales de compresión. El laminado es mucho más controlable que el granallado, ya

que la única variable es la presión de compresión y además se logra un mejor acabado superficial y

un mayor espesor de zona afectada.

Tratamientos térmicos: Los tratamientos térmicos tienen varios efectos, en primer lugar, pueden

mejorar las propiedades mecánicas. Además, pueden generar tensiones superficiales de compresión.

Estos efectos resultan muy interesantes para mejorar el comportamiento a fatiga.

A pesar de los beneficios explicados anteriormente de los tratamientos térmicos, deben ser

realizados con cuidado ya que si son realizados incorrectamente, pueden generar tensiones de

tracción en los bordes o ángulos. En algunos casos, dichas tensiones pueden llegar a generar grietas.

Los tratamientos térmicos, también son muy interesantes para la relajación de tensiones internas,

como puede ser el caso de los cordones de soldadura. En estos casos la temperatura se eleva dentro

de un horno hasta unos 550ºC para reducir el módulo de elasticidad y permitir así que las tensiones

se liberen.

Fatiga en soldadura

Las uniones, como es el caso de las soldaduras, son zonas muy propensas a un fallo por fatiga. Esto

se debe principalmente a sus bruscas variaciones de la geometría y a las tensiones que se pueden

haber inducido en ellas.

La soldadura podría ser considerada como un arte, y la calidad de la ejecución en estos casos

supone un aspecto crítico, ya que las roturas por fatiga en un cordón de soldadura se suelen producir

por la propagación de una grieta desde un defecto inicial. Debido a que la velocidad de propagación

de las grietas es similar en todos los aceros, se suele considerar que la resistencia a fatiga es

independiente del material (siempre y cuando nos refiramos a aceros estructurales con un límite

elástico inferior a 700MPa). Esto permite agrupar las uniones soldadas en función de su geometría

a la hora de analizar su resistencia a la fatiga.

Como se puede ver en la Imagen 10 las uniones soldadas tienen un peor comportamiento a fatiga.

62

Imagen 10 Comportamiento de uniones frente a fatiga

Como se mencionó anteriormente, la calidad de la soldadura es el factor más importante. Si los

cordones han sido hechos correctamente las grietas generalmente se originarán a través del metal

base en el pie del cordón. Mientras que si las soldaduras son deficientes, las grietas se originan en la

raíz del cordón, transmitiéndose por el material de aportación (véase Imagen 11).

Imagen 11 Grietas en función de la soldadura

Es interesante mencionar el poco efecto que tiene la tensión media ya que las tensiones internas

generadas por la soldadura, pueden llegar a propagar grietas con solicitaciones aparentemente

compresivas. Este se debe a que en algunos puntos, la combinación de la carga exterior y las

tensiones internas pueden originar esfuerzos de tracción.

63

En un cordón de soldadura en el que los esfuerzos son uniformes, el fallo por fatiga se originará en

el defecto de mayor tamaño. Por tanto podría resultar interesante realizar un análisis por

ultrasonidos de los cordones más críticos siempre y cuando esto fuera posible. Otros medios

preventivos serían algunos de los tratamientos explicados anteriormente, como pueden ser el

granallado o el laminado. En la medida de lo posible a la hora de diseñar, se debe evitar la

soldadura. Pero si soldar es inevitable, es necesario evitar los defectos de soldadura y hacer

geometrías de cordón suaves (llegando en algunos casos a mecanizarlos).

64

65

ANEXO II.- CURVAS DE FATIGA

66

BIBLIOGRAFÍA

[VASQ12] Vásquez, J.M., “Análisis y diseño de piezas con CATIA V5”, Marcombo

ediciones técnicas 2012.

[ASM_96] ASM Handbook, “Volume 19 Fatigue and Fracture”, The Materials Information

Society 1996.

[BOYE86] Boyer, H.E., “Atlas of fatigue curves”, American Society for Metals 1986

[AYNE86] Ayneto, X., “Fatiga de componentes y estructuras”, ST mecánica aplicada,S.L.

1986.

[DNV_10] Det Norske Veritas (DNV), “Riser Fatigue”, Informe Recommended practice

DNV-RP-F204. Octubre 2010.

[WTIA06] Welding Technology Institute of Australia (WTIA), “Introduction to Fatigue of

Welded Steel Structures and Post-Weld Improvement Techniques”, Informe

TGN-D-02. Marzo 2006.

[HSE_01] Health & Safety Executive (HSE), “Comparison of fatigue provisions in codes

and standards”, Informe Offshore Technology Report 2001/083. 2001.

1

DOCUMENTO Nº2, PLANOS

ÍNDICE GENERAL

LISTA DE PLANOS ..................................................................................................................... 3

PLANOS ....................................................................................................................................... 5

2

3

LISTA DE PLANOS

PLANO Nº 1.1 - A

PLANO Nº 1.2 - B

PLANO Nº 1.3 - C

PLANO Nº 1.4 – D1

PLANO Nº 1.5 – D2

PLANO Nº 1.6 - F

PLANO Nº 1.7 - G

PLANO Nº 1.8 - H

PLANO Nº 1.9 - I

PLANO Nº 1.10 - J

PLANO Nº 1.11 - K

PLANO Nº 1.12 - L

PLANO Nº 1.13 - BloqueArgolla

PLANO Nº 1.14 - FundaCasquillo

PLANO Nº 1.15 - EstructuraBase

PLANO Nº 1.16 – Conjunto

PLANO Nº 2.1 – A_1

PLANO Nº 2.2 – BloqueArgolla_1

PLANO Nº 2.3 – FundaCasquillo_1

PLANO Nº 2.4 – I_1

PLANO Nº 2.5 – J_1

PLANO Nº 2.6 – K_1

PLANO Nº 2.7 – L_1

PLANO Nº 2.8 – Conjunto_1

4

5

PLANOS

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F

Lanza OriginalESCALA:

COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL

FIRMA: Nº DE LÁMINA:

NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v

Acero F-8 101E.T.S Ingenieros Industriales ICAI

19/04/13A

1.1

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:2

190

R40

60

80

4

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v


19/04/13B

1.2

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:5

83°

104°

70°

80

60,02

713,

25

742,

44

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v


19/04/13C

1.3

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:5

83°

76°

70°

80

60,02

4

720,

94

750,

13

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

15/05/13

UNE 22768-v


15/05/13D1

1.4

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:5

81°81

60,71

101°

108°

723,

49

79°72°

4

60

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

15/05/13

UNE 22768-v


15/05/13D2

1.5

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:5

81°81

60,71

79°

72°

108°

101°

723,

65

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v


19/04/13F

1.6

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:5

76°

60,0

2

166°

104°

410,69

70°80

4

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v


19/04/13G

1.7

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:5

70°

104°

14°

451,72

76°

60,0

2

80

4

410,69

357,13

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v


19/04/13H

1.8

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:5

92

18

04

60

2

B

A

C

E

D

F


COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F19/04/13

UNE 22768-vAcero F-8 101

E.T.S Ingenieros industriales ICAI

19/04/13I

1.9

J.M. Menéndez Diego Capell

1:10

21 3

A

VISTA A

10

166°

R 6079,72

120

142°

418,85

737,85

567

399,68

38°

17°

Redondeos no acotados 30 mm

2

B

A

C

E

D

F


COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F19/04/13



19/04/13J

1.10


1:10

21 3

A

VISTA A

10

166°

R 6077,57

120

567


142°

121,

42

396,2438°

17°

421,03

737,53

2

B

A

C

E

D

F


COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F19/04/13



19/04/13K

1.11


1:10

21 3

910,131485,05

1906,87

40,72 X 19º

141°

141°

10

R 40

447

236,69 14°

167,54

40

46,26

50

653,86

145

40

526,23

249,

27

135,69

50

1031


2

B

A

C

E

D

F


COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F19/04/13



19/04/13L

1.12


1:10

21 3


230,55

961,381495,53

1906,87

14°

50

50

1071,88

10

141°

R 40

37,07 x 21v

457

A

DETALLE A1:5

40

46,35

245,96

50

1031

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v


19/04/13BloqueArgolla

1.13

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:2

O48

13

5

110

80

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

19/04/13

UNE 22768-v


19/04/13FundaCasquillo

1.14

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:1

O50

64

80

2

B

A

C

E

D

F


COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F19/04/13

UNE 22768-v-


19/04/13EstructuraBase

1.15


1:10

21 3

Marca nº unidades Designación123456789

10

ABCD1D2FGH

FundaCasquilloBloqueArgolla

2111

2

1111

1

BDETALLE B

1:2

2

A

DETALLE A1:5

10

1

2

3

4

5

6

7

8

10

9

Todas las uniones no indicadas: Soldadura a tope sobre border rectos en todo el perimetro

2

B

A

C

E

D

F


COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F19/04/13

UNE 22768-v-


19/04/13Conjunto

1.16


1:10

21 3

Marca nº unidades Designación12345

11111

EstructuraBase

IJ

LK

4

5

3

2

1

A

DETALLE A1:5 20

Uniones no indicadas: Soldadura con cordones angulares visibles

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F

Lanza RediseñadaESCALA:

COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

18/04/13


E.T.S Ingenieros Industriales ICAI

18/04/13A_1

2.1

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:2

190

R 40

80

50

4

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

18/04/13

UNE 22768-v


18/04/13BloqueArgolla_1

2.2

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:2

90 135

80

O48

1 2 3 4

1 2 3 4

B

A

C

B

A

C

E

D

F

E

D

F


COMPROBADO

DIBUJADO

TOLERANCIA

MATERIAL


NOMBRE FECHA

18/04/13


18/04/13FundaCasquillo_1

2.3

J.M. Menéndez

Diego Capell

1:2

UNE 22768-v

64

O50

80

2

B

A

C

E

D

F

I.C.A.I.ESCALA:

COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F18/04/13



18/04/13I_1

2.4


1:10

21 3

R 60

A

VISTA A

10

166°

120

567

79,72

142°

159°

737,85

R30

R30

R 30

R30

420,08

163° 159°

369,68

189,34

163°


122,

96

2

B

A

C

E

D

F

I.C.A.I.ESCALA:

COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F18/04/13

Acero F-8 101E.T.S Ingenieros industriales ICAI

18/04/13J_1

2.5


1:10

21 3

UNE 22768-v

A

VISTA A

R 60

77,57

R30

R30

R30

567

166°10

421,03

163°

737,53

190,92

R 30

R30

120

163°

159°

142°

159°

365,32Redondeos no acotados 30 mm

2

B

A

C

E

D

F

I.C.A.I.ESCALA:

COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F18/04/13


18/04/13K_1

2.6


1:10

21 3


10

R 40

50

R30

167,54

1031

14°

R 30

145

80

76°

1905

141°

419,95

908,41

447

40

A

DETALLE A1:5

30

20

70

R 30

R 30

90

R30

76°


40,72 x 19v

154,

05

236,69

526,23

762,43

850

135,

69

249,

27

75

2

B

A

C

E

D

F

I.C.A.I.ESCALA:

COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F18/04/13


18/04/13L_1

2.7


1:10

21 3


1906,87

1031

50

14°

961,38 374,27

141°

10

447

1300

R 40

R30

R 30

R30

ADETALLE A

1:5

245

155

R 30

70

R30

20

76°

Redondeos no acotados 30mm

230,55

37,07 x 21v

153,

12

35

50

65

2

B

A

C

E

D

F

I.C.A.I.ESCALA:

COMPROBADO DIBUJADO

TOLERANCIA MATERIAL


NOMBRE FECHA

1 3 4 5 6 7 8

4 5 6 7 8

B

A

C

E

D

F19/04/13


19/04/13Conjunto_1

2.8


1:20

21 3

UNE 22768-v-

MARCA Nº UNIDADES DESIGNACION

4

7

6

5

3

2

1 1234567

2211111

FundaCasquillo_1A_1L_1BloqueArgolla_1K_1J_1I_1

A

DETALLE A1:4

10

B

DETALLE B1:4 10

Uniones no definidas: Soldadura de cordón angular visible

1

DOCUMENTO Nº3, PRESUPUESTO

ÍNDICE GENERAL

3.1 MEDICIONES-FABRICACIÓN ............................................................................................ 3

3.1.1 DISEÑO ORIGINAL ....................................................................................................... 3

3.1.2 NUEVO DISEÑO ............................................................................................................ 3

3.2 PRECIOS UNITARIOS .......................................................................................................... 4

3.3 SUMAS PARCIALES ............................................................................................................ 4

3.3.1 SUMAS PARCIALES DISEÑO ORIGINAL ................................................................. 4

3.3.2 SUMAS PARCIALES NUEVO DISEÑO ....................................................................... 4

3.4 PRESUPUESTO GENERAL .................................................................................................. 5

3.4.1 PRESUPUESTO GENERAL DISEÑO ORIGINAL ....................................................... 5

3.4.2 PRESUPUESTO GENERAL NUEVO DISEÑO ............................................................ 6

2

3

3.1 MEDICIONES-FABRICACIÓN

Para poder realizar un presupuesto de cualquier componente mecanizado o que involucre

fabricación, es necesario conocer adecuadamente el proceso y todas las etapas de las que este

consta. Estimando el número de horas necesarias en cada etapa y conociendo el precio hora de

cada una de las operaciones se obtiene el precio final.

3.1.1 DISEÑO ORIGINAL

La fabricación de la lanza consta de las siguientes etapas:

1. Compra del perfil rectangular de 60x80 mm y 4mm de espesor. Se emplearán unos

5500 mm de perfil, por lo que se deberán comprar 2 unidades de 3000mm de longitud.

2. Corte de los perfiles rectangulares. Se estiman unas 2 horas

3. Corte de las armaduras. En el corte por láser, la materia prima es suministrada por el

cortador. El coste del corte suele ser unas dos veces el precio en peso del acero cortado

(entregado). En este diseño se emplearán 137 kg.

4. Plegado de las armaduras. La preparación del utillaje de la máquina y los pliegues

puede tardar de 4 a 5 horas

5. Puntear estructura base (soldadura). Prestando atención a las deformaciones se puede

llegar a tardar 8 horas.

6. Soldar estructura base. Dos horas.

7. Puntear armaduras (soldadura). Unas 3 horas.

8. Soldar armaduras. 7 horas

9. Distensionado en horno. El tratamiento puede durar 4-5 horas.

10. Mecanizado de los casquillos. La preparación del utillaje, la medición y la

mecanización puede llevar 3 horas.

11. Imprimación. Cuatro litros de pintura y un día de trabajo.

12. Ensayo de fatiga.

3.1.2 NUEVO DISEÑO

La fabricación consta de las siguientes etapas:

1. Corte de las armaduras. En el corte por láser, la materia prima es suministrada por el

cortador. El coste del corte suele ser unas dos veces el precio en peso del acero cortado

(entregado). En este diseño se emplearán 125 kg.

2. Plegado de las armaduras. La preparación del utillaje de la máquina y los pliegues

puede tardar de 4 a 5 horas

3. Puntear armaduras (soldadura). Unas 5 horas.

4. Soldar armaduras. 8 horas

5. Distensionado en horno. El tratamiento puede durar 4-5 horas.

6. Mecanizado de los casquillos (para que compartan el mismo eje). La preparación del

utillaje, la medición y la mecanización puede llevar 3 horas.

7. Imprimación. Cuatro litros de pintura y una jornada de trabajo (8 horas).

4

8. Ensayo de fatiga.

3.2 PRECIOS UNITARIOS

La siguiente tabla muestra los diferentes costes por unidad (hora, operación, kg…) de las etapas

mencionadas en el capítulo anterior.

Operación-Compra Precio unitario Unidad

Perfiles rectangulares 50€ -

Corte en sierra 30€ [€/h]

Corte láser 4€ [€/kg]

Plegado 30€ [€/h]

Soldadura 45€ [€/h]

Distensionado 450€ -

Mandrinadora 50 € [€/h]

Pintura 5€ [€/l]

Pintor 15€ [€/h]

Ensayo de fatiga 4960€ -

3.3 SUMAS PARCIALES

3.3.1 SUMAS PARCIALES DISEÑO ORIGINAL

La siguiente tabla muestra las operaciones y unidades mencionadas en el apartado 3.1.1, junto

con los precios unitarios de 3.2 y una última columna con el precio total por operación.

Operación Unidades Precio unidad Precio operación [€]

Perfiles rectangulares 2 [ud.] 50 [€/ud.] 100

Corte en sierra 2[h] 30 [€/h] 60

Corte láser 137 [kg] 4 [€/kg] 548

Plegado 5 [h] 30 [€/h] 150

Soldadura 20[h] 45 [€/h] 900

Distensionado - 450[€] 450

Mandrinadora 3 [h] 50 [€/h] 150

Pintura 5[l] 5[€/l] 25

Pintor 8[h] 15[€/h] 120

Ensayo de fatiga - 4960 [€] 4960

*Varios - 100[€] 100 *Varios: Previsión de materiales gastados no incluidos específicamente en el presupuesto (brochas, discos

de radiales, casquillos, bloque argolla…)

5

3.3.2 SUMAS PARCIALES NUEVO DISEÑO

La siguiente tabla muestra las operaciones y unidades mencionadas en el apartado 3.1.2, junto

con los precios unitarios de 3.2 y una última columna con el precio total por operación.

Operación Unidades Precio unidad Precio operación [€]

Corte láser 125 [kg] 4 [€/kg] 500

Plegado 5 [h] 30 [€/h] 150

Soldadura 13[h] 45 [€/h] 585

Distensionado - 450[€] 450

Mandrinadora 3 [h] 50 [€/h] 150

Pintura 4[l] 5[€/l] 20

Pintor 8[h] 15[€/h] 120

Ensayo de fatiga - 4960 [€] 4960

*Varios - 100[€] 100 *Varios: Previsión de materiales gastados no incluidos específicamente en el presupuesto (brochas, discos

de radiales, casquillos, bloque argolla…)

3.4 PRESUPUESTO GENERAL

3.4.1 PRESUPUESTO GENERAL DISEÑO ORIGINAL

La siguiente tabla es la suma de todos los costes parciales de la tabla del apartado 3.3.1

Operación Precio operación [€]

Perfiles rectangulares 100

Corte en sierra 60

Corte láser 548

Plegado 150

Soldadura 900

Distensionado 450

Mandrinadora 150

Pintura 25

Pintor 120

Ensayo de fatiga 4960

*Varios 100

TOTAL 7563 €

6

3.4.2 PRESUPUESTO GENERAL NUEVO DISEÑO

La siguiente tabla es la suma de todos los costes parciales de la tabla del apartado 3.3.2

Operación Precio operación [€]

Corte láser 500

Plegado 150

Soldadura 585

Distensionado 450

Mandrinadora 150

Pintura 20

Pintor 120

Ensayo de fatiga 4960

*Varios 100

TOTAL 7035

Documents

ANÁLISIS MECÁNICO DE LANZA POR CAD · análisis tanto estático, como de la vida a fatiga de la lanza. RESULTADOS Los resultados del análisis por elementos finitos de la lanza