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ME56B - Taller de Diseno Mecanico.
Informe de Diseno de la
Correa Transportadora de Alimentacion del Molino SAG.
Planta de Molienda El Soldado.
Anglo American Chile S.A.
Elaborado por:
Fabrizio Gomez L.
Ociel Gutierrez G.
Prof. Alejandro Font F.
Ayud. Marco Ruiz H.
Santiago, 13 de julio de 2009.
Indice
1 Introduccion 1
2 Objetivos 2
3 Antecedentes 3
3.1 Planta de Molienda El Soldado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
3.2 Sistema de Correas Transportadoras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4
3.2.1 Correa Transportadora. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
3.2.2 Polines y Soporte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
3.2.3 Poleas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
3.2.4 Motor y Reductor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
3.2.5 Chutes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
4 Definicion de Parametros de Diseno 11
4.1 Chancador Primario. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
4.2 Molino SAG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
5 Diseno Mecanico 13
5.1 Correa Transportadora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
5.1.1 Geometrıa y Condiciones de Trabajo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
5.1.2 Tensiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
5.1.3 Polines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
5.1.4 Seleccion del tipo de correa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
5.1.5 Poleas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
5.1.6 Tensor gravitacional. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25
5.1.7 Motor y Reductor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
5.1.8 Chute . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
5.1.9 Faldones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
5.1.10 Rapadores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
i
Bibliografıa 33
A Anexos 34
A.1 Memorıa de Calculo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
A.1.1 Tension Efectiva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
A.1.2 Tensiones Resultantes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
A.1.3 Polines de Carga y Retorno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39
A.1.4 Polines de Impacto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
A.1.5 Calculos para Seleccion de Poleas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
A.1.6 Calculos para el tensor gravitacional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
A.1.7 Eleccion del Motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
A.1.8 Reductor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
ii
Capıtulo 1
Introduccion
En este informe se presentara los resultados obtenidos para el diseno y seleccion de la correa transporta-
dora de mineral de cobre para alimentacion del molino semiautogeno (SAG) de la planta de molienda
de la mina EL Soldado de propiedad de Anglo American Chile S.A.
Los puntos contenidos en este informe son objetivos, antecedentes, en los que se presentaran tanto los
recopilados en la visita a terreno de la mina antes mencionada como los recopilados a lo largo del proceso
de diseno y seleccion, ademas se presentaran los parametros de diseno, definiendo las capacidades y
dimensiones requeridas, los resultados obtenidos especificando tensiones de trabajo, potencias requeridas,
velocidades, correa seleccionada, sistema motriz, polines, accesorios. etc., por otra parte se presentara la
menorıa de calculo que respalda los resultados obtenidos, junto con la inclusion de la bibliografıa utilizada
y anexos complementarios.
Se incluira ademas un diseno preliminar de los chutes de traspaso y tensor gravitacional, los cuales
por problemas duracion del curso no se pudieron realizar a cabalidad.
1
Capıtulo 2
Objetivos
• Familiarizarse con el funcionamiento de una planta de molienda de mineral, en cuanto a las
distintas etapas, procesos y equipos involucrados.
• Conocer en terreno las distintas instalaciones de una planta de molienda de mineral con el fin de
dimensionar los equipos de produccion.
• Conocer los flujos de mineral involucrados en cada etapa del proceso de molienda.
• Conocer y comprender los sistemas de transporte de material al interior de una planta de molienda.
• Analizar y estudiar las variables involucradas en los sistemas de correas de transporte.
• Profundizar sobre la correcta utilizacion de normas vigentes para el diseno de elementos mecanicos.
• Disenar y seleccionar un sistema de correas transportadoras considerando los accesorios que estos
sistemas poseen.
2
Capıtulo 3
Antecedentes
3.1 Planta de Molienda El Soldado
La planta de molienda de la Mina El Soldado, la cual cuenta ademas de una mina a rajo abierto y
otra subterranea que abastecen dicha planta, es propiedad de Anglo American Chile S.A. y es una
de sus cinco divisiones productivas en el paıs. Esta planta se encuentra ubicada en la V Region,
en la comuna de Nogales, a 132 kilometros de Santiago y a 600 metros sobre el nivel del mar (Ver
imagen 3.1).
Figura 3.1: Imagen satelital de las instalaciones de la Mina El Soldado.
La planta de molienda en la actualidad funciona en dos turnos de 8[hrs] por dıa y recibe de la mina
aproximadamente 7,6 [Mton/ano]. La planta esta compuesta principalmente por las siguientes
3
estaciones de trabajo:
– Chancador Primario.
– Molino SAG.
– Chancador secundario y terciario.
– Molienda Convencional.
– Seccion de Flotacion.
– Seccion de Filtrado.
– Harneros.
– Estanques de decantacion.
– Pilas de acopio de concentrado de cobre.
– Tranque de relaves.
En la siguiente imagen se muestra la distribucion fısica de algunas de las estaciones mencionadas.
Figura 3.2: Layout Planta de Molienda Mina El Soldado.
3.2 Sistema de Correas Transportadoras
Los sistemas de correas transportadoras son un mecanismo ampliamente utilizado en procesos
industriales para el movimiento de materiales particulados tanto a cortas como a largas distancias,
4
debido a que estas son de un mecanismo de movimiento continuo.
Las correas transportadoras, representan una gran inversion de capital, por lo tanto un correcto
diseno de todo el equipo involucrado en este sistema de transporte es de vital importancia para
las empresas, ademas de realizar adecuados periodos y labores de mantencion.
La correa seleccionada por el grupo de trabajo para realizar el diseno es la correa alimentadora
del SAG de la planta visitada. Esta es una correa que transporta material desde la stockpile del
molino SAG (ver imagen 3.2) hacia dicho molino. En la siguiente imagen se puede apreciar un
tramo de dicha correa.
Figura 3.3: Correa alimentadora SAG
Esta correa tiene una capacidad maxima de transporte de 900[ton/hr], un largo aproximado de
50[m], medidos desde la polea de retorno hasta la polea motriz, en ella se transporta parte del
material proveniente del chancador primario el cual tiene una granulometrıa maxima de 7[in]. La
secuencia de descarga es:
1. Se acopia material proveniente del chancador primario en la stockpile del SAG.
5
2. El material cae por un buzon al feeder de alimentacion de la correa, el cual esta encargado
de regular el flujo de material que transporta la correa.
3. Desde el feeder el material cae por un chute de carga hacia la correa.
4. La correa lleva el material hasta el chute de descarga que esta en la boca de entrada del
molino SAG.
Un sistema de transporte de correas, involucra el funcionamiento de un conjunto de un impor-
tante numero de elementos mecanicos, a continuacion se daran a conocer algunos de estos. La
siguiente imagen muestra el esquema de algunos de los componentes mecanicos de una correa
transportadora.
Figura 3.4: Esquema de componentes mecanicos.
3.2.1 Correa Transportadora.
Como es de esperar, este es el elemento principal de este tipo de sistemas. En el mercado existe
una amplia gama de correas transportadora, variando en su geometrıa, materiales de fabricacion
y aplicaciones.
En este informe se analizara el diseno de una correa polimerica destinada al servicio de la gran
minerıa, estas correas generan grandes esfuerzos dinamicos durante las partidas, que pueden llegar
en algunos casos a ocasionar fallas catastroficas. Los importantes costos de falla asociados obligan
a sobredimensionar las correas, lo que implica una importante inversion de capital. Lo anterior
obliga a considerar los efectos dinamicos a nivel de diseno, cosa que es usualmente manejada con
altos factores de seguridad.
Dentro de las correas transportadoras de caucho planas, se distinguen dos grupos principales:
6
– Las reforzadas en su interior con fibras o telas no metalicas, estas varıan tanto en los com-
ponentes de las capaz exteriores, como en el tipo de fibras utilizadas para su reforzamiento.
Figura 3.5: Correa reforzada con fibras no metalicas
– Las reforzadas con cables de aceros longitudinalmente (Ver figura 3.6), ademas pueden poseer
un segundo reforzamiento de tela sobre los cables por el lado de carga(Ver figura 3.7).
Figura 3.6: Correa reforzada con cables de acero longitudinales.
Figura 3.7: Correa reforzada con cables de acero longitudinales.
7
3.2.2 Polines y Soporte
Los polines corresponden a dispositivos mecanicos que tienen como funcion el guiar la carrera que
siguen las correas transportadoras. De esta forma los polines son piezas rotatorias de geometrıa
cilındrica que giran en funcion del movimiento de la correa. Para la eleccion del polın se utiliza
la norma internacional CEMA [2]. En su diseno intervienen las cargas presentes sobre la correa,
ademas de otros parametros como la velocidad de giro de la correa y la densidad del material. Se
debe hacer la diferencia entre los polines guıa y los de retorno. Para los polines guıa se disenara con
el soporte tipo trapezoidal con inclinacion 35o, mostrado en 3.8. Para los polines de retorno en
cambio, es posible utilizar tanto soporte plano de un solo polın 3.9, como el soporte triple de los
polines de carga, esto dependiendo de la carga que actua sobre el polın de retorno.
Figura 3.8: Soporte de Polines de Carga
Figura 3.9: Soporte de de Polines de Retorno Planos
3.2.3 Poleas
Las poleas son un importante componente de los sistemas de correas transportadoras, estas se
clasifican segun su geometrıa y tipos de recubrimientos.
Los diametros de las poleas dependen del diseno, tension y tipo de empalme de la correa. Gen-
eralmente se establecen tres grupos de poleas.
8
Figura 3.11: Distintos tipos de recubrimiento. Fuente CEMA [2]
– Grupo A: Poleas motrices y otras poleas en el rango de tensiones altas.
– Grupo B: poleas deflectoras en el rango de tensiones bajas.
– Grupo C: poleas deflectoras que cambian la direccion de la correa en menos de 30◦
Figura 3.10: Grupos de poleas. Fuente Catalogo Phoenix [3]
Los tipos de recubrimiento van desde poleas con carcasa de acero desnudo, hasta carcasa con
recubrimiento de caucho de diversos espesores y grabados.
3.2.4 Motor y Reductor
La eleccion del motor se realiza en funcion de la potencia necesaria para mover la carga, la polea,
ademas de las perdidas adicionales que aparecen sobre el sistema. Para este fin se utilizo el catalogo
del proveedor de motores VELA [5] , y el catalogo del proveedor de reductores BONFIGLIOLI [6].
Segun los requerimientos se escoge un motor y reductor que mas se adapte a los necesarios y
luego se itera para ver como queda estructurado el sistema con los parametros finales.
9
3.2.5 Chutes
Se considero el agregar al diseno del sistema el chute de descarga de la correa que alimenta
al molino SAG. Los chutes son un elemento crıtico del sistema pues estan permanentemente
expuestos a cargas de impacto y condiciones de trabajo adversas, por lo cual su buen diseno es
vital. El chute considerado es del tipo pantalon donde se admiten dos entradas de flujo de material
y se concentran en una, esto es mostrado en la figura 3.12.
Figura 3.12: Esquema de un Chute tipicamente utilizado.
10
Capıtulo 4
Definicion de Parametros de Diseno
En esta parte del informe se daran a conocer las variables que intervienen en el diseno de una correa
transportadora. El sistema de correas que selecciono el grupo es el sistema de abastecimiento
del molino SAG, por lo tanto sera este el que definira el flujo de transporte de la correa, la
granulometrıa del mineral estara dado por el mineral procesado en el molino primario. Estos datos
definiran las dimensiones y caracterısticas principales de la correa.
4.1 Chancador Primario.
La primera etapa de la planta es el chancador primario, este en una chancador de cono, el cual
es abastecido por camiones que tienen una capacidad de carga maxima de 40[ton], pero que
en promedio transportan alrededor de 23[ton] por vuelta. El flujo de alimentacion del chancador
varıa normalmente entre 800 a 950[ton/hr] y descarga el material en dos stockpiles, una para la
molienda convencional y la otra que alimenta el SAG, el chancador reduce el mineral proveniente
de la mina, dejandolo en un diametro aproximado de 5[in] cuando el cono se encuentra en buen
estado y de 7[in] cuando el cono ya se encuentra desgastado.
4.2 Molino SAG.
El flujo maximo de material que puede entrar en el SAG es de 900[ton/h], con un flujo promedio
cercano a las 800[ton/h], la dimensiones de molino son 17[in] x 34[in] y 11, 380[kW ] de po-
tencia.Este molino es alimentado por una correa transportadora de aproximadamente 50[m] de
largo.
En el instante en que se realizo la visita a este molino, el flujo de material de entrada era de
759[ton/h] y generaba 551[ton/h] de material para flotacion y 208[ton/h] de pebbles, despues de
pasar por el harnero y el hidrociclon. Estos datos se pueden apreciar en la imagen 4.1.
11
Figura 4.1: Monitor Controlador SAG
Para realizar el diseno del sistema de la correa transportadora, se utilizara un factor de diseno de
f = 1, 25 para poder cubrir posibles aumentos de la produccion a futuro.
Tabla 4.1: Datos de Entrada.
Flujo max de material Qmax 900 [tph]
Factor de diseno (CEMA) f 1,25 -
Flujo de diseno Qd 1125 [tph]
Densidad del material ρ 2,15 [ton/m3]
Largo L 50 [m]
La densidad del material se obtuvo del manual de diseno de correas transportadoras de la empresa
Phoenix [3].
Ademas se utilizara un relacion de 25 % de finos y un 75 % de gruesos. Este dato no fue registrado
durante la visita a la planta pero se obtuvo de diversos datos registrados en la web.
12
Capıtulo 5
Diseno Mecanico
En este capıtulo se procedera a definir tanto los elementos a utilizar, como el estado de tensiones
al cual esta sometido el sistema de correa de transporte disenada. Para esto fue necesario utilizar el
manual de diseno de correas transportadoras de la CEMA [2] (por sus siglas en ingles de “Conveyor
Equipment Manufacturers Association”) y los catalogos de Sseleccion de correas transportadoras
de Phoenix S.A.[3] y Goodyear S.A.[4]
Figura 5.1: Configuracion de la Correa a disenar.
5.1 Correa Transportadora
A continuacion se entrega los resultados obtenidos y los datos recopilados para el diseno de la
correa.
5.1.1 Geometrıa y Condiciones de Trabajo.
Angulos
Primero es necesario determinar el comportamiento del material transportado, esto es determinar
el angulo de reposo (φr) y de sobrecarga (φs) del material y el angulo de inclinacion de los polines
13
(β) recomendado.
Figura 5.2: Corte transversal de una correa para definir los angulos del material. Fuente CEMA[2].
Para determinar el angulo de sobrecarga (φs) se utilizo la siguiente tabla.
Tabla 5.1: Caracterısticas de los materiales. Fuente CEMA[2].
Para determinar el angulo de reposo (φr) se utilizo la siguiente tabla.
14
Tabla 5.2: Clasificacion y definicion de materiales. Fuente CEMA[2].
El angulo de inclinacion utilizado sera de β=35◦ ya que es el mas ampliamente utilizado en este
tipo de aplicaciones. La geometrıa de la correa ademas esta definida por su largo (L), ancho
(BW ) y altura de elevacion (h). El largo esta dado por los parametros de diseno ( ver capıtulo 4)
con L = 50[m], la altura de elevacion en este es h = 0 ya que la no se necesita elevar la carga.
Ancho de la correa
La seleccion del ancho de la correa (BW) se realizo siguiendo los pasos sugeridos en el CEMA[2].
Los datos de entrada son:
15
1. Tamano maximo del material transportado 7[in], ver capıtulo 4.
2. Granulometria del material: 25 % de finos y un 75 % de gruesos.
3. Angulo de sobrecarga, φs =20◦
Luego con el angulo de sobrecarga (φs =20◦) y las distribucion de granulometrıa (25 % de finos
y un 75 %) ya definidos, se analiza el siguiente grafico para determinar el ancho recomendado.
Figura 5.3: Ancho de la correa para una granulometrıa y tamano maximo de material dado. Fuente CEMA[2].
Como este grafico no contiene la lınea de granulometrıa correspondiente, se estima como si todo
el material transportado es grueso1, con lo cual se obtiene un ancho aproximado de 33[in], como
este no es una ancho estandar se selecciona el inmediatamente superior, el cual resulta ser BW =
36[in], segun CEMA[2].
Para determinar la velocidad de operacion se utilizaron los criterios expuestos segun CEMA [2],
basados en el tipo de material a transportar y datos recopilidados durante la visita.
1Esta consideracion tambien involucra la aparicion de piedras lajas que no son posibles de chancar por el chancador
primario
16
Tabla 5.3: Tabla de velocidades recomendadas por CEMA[2]
De aquı se tiene una velocidad maxima de operacion de 800[fpm], para cubrir posibles problemas
de operacion se fija la velocidad de operacion en 750[fpm] (3, 8[m/s])
Wm y Wb
Tambien es de vital importancia determinar el peso por unidad de largo tanto del material trans-
portado (Wm), como de la correa (Wb, sin carga). El Wm es funcion de la velocidad y el flujo
del material (flujo de diseno), es este caso el Wb = 42[lbs/ft] (Ver anexo A.1). El Wb se obtiene
segun el tipo de material transportado y el ancho de la correa, CEMA da la siguiente tabla que
relaciona estos factores.
17
Tabla 5.4: Masa de correas promedios segun CEMA.
Estos datos presentados en la tabla anterior 5.4 estan basados en una correa reforzada por fibras
no metalicas. Segun CEMA se debe considerar un aumento de un 50 % del valor resultante de la
tabla 5.4 (en este caso 12[lbs/ft]) si se desea utilizar correas reforzadas con cables de acero.
El grupo de trabajo determino que la mejor eleccion del tipo de reforzamiento para esta aplicacion
es el refuerzo con cables de acero debido a las caracterısticas del material, que a menudo es
en forma de piedra laja la cual puede rajar la correa de forma parcial o completa provocando
problemas tanto de mantencion como de seguridad operacional. Por lo tanto el peso final de la
correa obtenido es Wb = 18[lbs/ft].
Por lo tanto las caracterısticas geometricas de la correa son:
Tabla 5.5: Datos Geometricos.
Angulo de Sobrecarga φs 20◦
Angulo de Reposo φr 30◦ - 35◦
Angulo de inclinacion β 35◦
Largo L 50[m]
Ancho de la correa BW 36[in]
Velocidad V 750[fpm]
Peso del material Wm 42[lbs/ft]
Peso de la correa Wb 18[lbs/ft]
18
5.1.2 Tensiones
Para continuar con el diseno y seleccion de componentes es necesario determinar el estado de
tensiones al cual esta sometida la correa transporte. Las tensiones resultantes que caracterizan el
sistema son principalmente por:
– T1 que es la tension de la correa en el lado de carga (lado apretado).
– T2 es la tension de la correa en el lado de retorno de la correa (lado suelto).
– Te es la tension efectiva de la correa que la diferencia de las tensiones anteriores.
Figura 5.4: Tensiones en la polea motriz. Fuente CEMA [2]
Donde
– θ es el angulo de envoltura de la correa en la polea motriz.
– Snub Polley es la polea que determina el angulo de apriete de la correa sobre la polea motriz.
Se determino utilizar este tipo de configuracion con Snub Polley ya que el uso de esta disminuye
las tensiones sobre la correa, esto se puede verificar en los calculos realizados en el Anexo A.1,
seccion A.1.2
El angulo de apriete utilizado es de θ = 220◦, que es el recomendado para este tipo de servicios
segun la bibliografıa consultada [2].
19
Tambien se determino utilizar poleas con recubrimiento de caucho ya que tambien contribuyen a
la disminucion de tensiones en la correa, como tambien a disminuir las perdidas por deslizamiento
de la correa sobre la polea.
Ademas, con la velocidad ya definida y la tension efectiva de la correa se puede determinara la
potencia requerida2 para el sistema de transporte, esta resulta ser de 56, 7[HP ]
A continuacion se observa una tabla con las tensiones resultantes del sistema.
Tabla 5.6: Tensiones.
Tension lado de carga T1 3200, 4 [Lbs] 14, 2 [kN]
Tension lado de retorno T2 829, 7 [Lbs] 3, 7 [kN]
Tension efectiva Te 2370, 6 [Lbs] 10, 5 [kN]
Potencia requerida Pr 56, 7 [HP] 42, 3 [kW]
Cabe senalar que para obtener las tensiones antes senalas fue necesario determinar y calcular un
importante numero de variables que determinan las tensiones aportadas por el equipo incorporado
en la correa, ademas de factores de servicio que tambien influyen en los resultados obtenidos, todo
estos calculos estan respaldados en el anexo A.1, seccion A.1.1.
5.1.3 Polines
Para la seleccion de los polines se tomo en cuenta que a la correa ingresa material a una tasa
Q = 1125[tph]. Ademas se considero un espaciamiento Si = 4[ft] entre los polines. Luego se
empieza calculando la carga sobre los polines guıa que resulta ser Cil = 308, 4[lb] y mas tarde, la
carga sobre los polines de retorno Cir = 170, 78[lb]. De esta forma con el catalogo [2] es posible
elegir el tipo de polın de carga y de retorno a utilizar, tal que su carga admisible sea mayor a
la calculada del problema. Para el polın de impacto (recubierto), se procede de manera distinta.
Se calcula la energıa de impacto asociada a las rocas que caen, y luego con ese parametro mas
el tamano de las rocas que caen se encuentra el tipo de polın recubierto necesario. Tambien se
utiliza la norma CEMA. Para mayor detalle en los calculos revisar la memoria de calculo seccion
Polines. Los polines seleccionados se muestran en la tabla 5.7
2Considerando un 5 % por perdidas mecanicas
20
Tabla 5.7: Seleccion de Polines
Clase Polin Tipo Polin CEMA Tipo Soporte
Polın de Carga Cema B Soporte triple 35o
Polın de Retorno Cema C Soporte Plano
Polın de Impacto Cema D Soporte Triple 35o
5.1.4 Seleccion del tipo de correa
Para poder determinar el tipo de correa a utilizar en es aplicacion se utlizaron de manera conjunta
los catalogos de seleccion tanto de Goodyear[4], como de Phoenix[3], con el objetivo de obtener
la mayor cantidad de parametros para poder realaizar la seleccion de manera mas precisa, el cruce
de informacion entre los dos catalogos fue posible debido a quq ambos trabajan bajos normas de
CEMA [2].
El parametro que determina la seleccion de correas es la tension del lado de carga (T1) que es la
tension maxima a la cual esta sometida la correa, tambien es necesario considerar un factor de
seguridad (fs), que en este caso se considero fs = 5, 5 segun el catalogo goodyear [4]
Estos parametros definen la tension por unidad de ancho de la correa PIW (pound per inches
width), el cual es necesario para la utlizacion del catalogo correas de goodyear [4] para la seleccion
del tipo de correa a utilizar.
Para este caso se tiene que :
PIW = 489[lbs/in]
21
Tabla 5.8: Correa selecionada. Fuente: Catalogo Goodyear [4]
De la tabla anterior se puede apreciar que la correa seleciona es la Goodyear Flexsteel ST800, ya
que esta correa presenta una tension de operasion (PIWnominal = 685[lbs/in])mayor al obtenido
por las condisiones de trabajo (PIW = 489[lbs/in]).
Tabla 5.9: Datos Tecnicos Correa Seleccionada.
Tension ultima Tension de Operacion Espesor (dGk) Es Ei Dc
PIW N/mm PIW N/mm mm mm mm mm
ST800 4568 800 685 120 13,5 5,94 3,96 3,6
La tabla anterior muestra las caracterısticas de la correa selecciona. Donde:
– Es es el espesor de la cubierta superior de la correa.
– Ei es el espesor de la cubierta inferior de la correa.
– Dc es el espesor del cable de refuerzo.
5.1.5 Poleas
Para seleccionar las poleas se necesita del espesor del recubrimiento y el tipo refuerzo de la correa
lo cual determina el parametro DTr que se define como el diametro mınimo de la polea sin carga
22
(en [mm]), que en este caso es DTr = 1000[mm](ver Anexo A.1). Ademas se requiere la tension
por unidad de ancho de la correa definida como Kmax, que es la razon entre la tension maxima
de la correa T1 y el ancho de la correa expresado en unidades SI y de la tension de operacion de la
correa (KN = 120, ver tabla 5.8)y un factor de seguridad para seleccion de poleas (fp = 8, dado
por el catalogo Phoenix [3]). Con estos parametros se define el factor de carga (FC) dado por:
FC =Kmax ∗ fp
KN∗ 100 % = 157, 9 %
Con estos datos se selecciona de la siguiente tabla los diametros de las poleas del sistema.
Tabla 5.10: Diametros de las poleas necesarias. Fuente Catalogo Phoenix
Con los se tienen los siguientes diametros y velocidades de las poleas(dada por la velocidad de la
correa definida en la tabla 5.5):
Tabla 5.11: Diametros y velocidades de las poleas selecionadas
PM (A) PR (B) PD (C )
Diametros Seleccionados 1250 1000 800 mm
Velocidad de giro de las poleas 58,2 228,6 285,8 RPM
Donde:
23
– PM (A) es la polea motriz, grupo A (Ver seccion 5.1.5).
– PR (B) es la polea de retorno, grupo B.
– PD (C) es la polea deflectora, grupo C.
Ademas, de este catalogo es posible determinar la distancia mınima de transicion, que el distancia
en el ultimo polın y la polea terminal o de retotno (ver figura 5.5)
Figura 5.5: Esquema de la distacia mınima de transicion. Fuente Catalogo Goodyear [4]
Esta distacia esta determinada por el factor de carga FC = 157, 9 % y el angulo de inclinacion
de los rodillos (β =35◦)
Tabla 5.12: Distacia mınima de transicion. Fuente Catalogo Goodyear [4]
Segun se aprecia en la tabla 5.12, esta distancia resulta se de 3, 4 veces el ancho de la correa, lo
que resulta en que la distancia entre el polın final y la polea de retorno en de 122, 4[in]
24
5.1.6 Tensor gravitacional.
El diseno de este elemento es de vital importancia para el sistema de correas transportadoras
debido a rol que tiene en correcto funcionamiento de estas. El tipo de tensor seleccionado para
este trebajo es el del tipo gravitacional (ver imagen 5.6) ya que es el mas ampliamente utilizado,
debido a los bajos costos de implementacion y diseno. Los tensores gravitacionales son conocidos
como tensores automaticos o automatic takeup.
Figura 5.6: Tensor gravitacional de la correa alimentadora del SAG, PM El Soladado.
Los parametros que definen este sistema son el peso del equipo y el desplazamiento de seguridad,
que es la distancia entre el eje de la polea del tensor y la polea deflectora superior (ver esquema
de la figura 5.1).
El desplazamiento esta determinado por la deformacion plastica y elastica de la correa y el largo
de esta, ademas de considerar un factor de seguridad. Segun el catalogo Phoenix , la deformacion
total para una correa reforzada por cables de acero es de 0, 25 % del largo de la correa (L), pero de
CEMA [2] da una mejor definicion de las deformaciones dado el factor de carga (FC, ver seccion
25
5.1.5) y el tipo de reforzamiento. La siguiente tabla muestra el desplazamiento recomendado.
Tabla 5.13: Desplazmientos recomendados segun CEMA [2]
Debido a que el factor de carga calculado para este proyecto es de FC = 158 %, se realizo una
interpolacion de los datos seleccionados de la tabla y se obtuvo que para el FC calculado la
elongacion total es de εt = 0,632 %, por lo tanto el desplazamiento de seguridad es Ds = 1, 3[m].
Como la polea del tensor tiene un angulo de apriete igual a 180◦ se utlizara la polea de tipo B
seleccionada anteriormente (ver seccion 5.1.5).
El peso del tensor (Wtu) esta determinado por la tension del lado en el cual esta ubicado el tensor.
En este caso el tensor se ubicara en el lado suelto de la correa (T2). Lo cual da como resultado un
peso Wtu = 7799, 4[lbs], lesto se traduce en un volumen aproximado de 1, 5[m3] (considerando
una densidad del concreto de 2400[kg/m3])
Tabla 5.14: Datos del Tensor Gravedad.
Desplazamiento de seguridad Ds 1,3 [m]
Peso del tensor Wtu 7799,4 [lbs]
Volumen aprox. del tensor V 1,5 [m3]
Densidad del material ρ 2,15 [ton/m3]
Polea del tensor PM(B) 1000 [mm]
5.1.7 Motor y Reductor
Primero se hicieron todos los calculos referidos al motor. Para ello se calculo la potencia efectiva
para mover la correa Pe = 56, 71[hp], ademas de la potencia para mover la polea Pp = 4, 5[hp] y
la potencia referida a perdidas por reduccion de velocidad Pv = 3, 1[hp] . Se llego con esto a una
26
potencia total requerida para el motor de Pm = 64, 3[hp]. Luego se escoge un motor del proveedor
VELA, mostrado en la tabla 5.15. Para mayor detalle revisar la memoria de calculo seccion Motor.
Tabla 5.15: Motor Seleccionado
Marca Motor Modelo Potencia[HP] Velocidad[rpm] Torque Nominal [Nm]
VELA 280M6K 75 980 536
Para el caso del reductor se utiliza como parametro de diseno la potencia que entrega el motor,
junto con las velocidades de salida y entrada del sistema, de donde se obtiene una reduccion
requerida de i = 16, 9. Con el torque que entrega el motor se calcula la potencia requerida
que debe soportar el reductor, Pn1 = 197[KW ]. Luego se elige aquel reductor con un potencia
admisible superior a este valor y con una reduccion lo mas parecido al valor requerido. Para mayor
detalle de los calculos revisar la memoria de calculos seccion Reductor. El reductor seleccionado
se muestra en la tabla 5.16:
Marca Reductor Modelo Potencia Entrada Admisible[KW] Reduccion [Nm]
BONFIGLIOLI HDO 120 3 17.3 259 17.3
Tabla 5.16: Reductor Seleccionado
La configuracion del acoplamiento entre el motor y el reductor sera en serie.Estos a su vez estaran
en paralelo con la correa como lo muestra la figura 5.7. Ademas el acople entre la correa y el
reductor sera por medio de un sistema de transmision por correas (por razones de tiempo no
fue posible determinar dichos elementos, pero se considera su futura incorporacion), estos seran
los flexibles del sistema en caso de una detencion repentina de la correa o del motor, tambien fue
escogido para ajustar la diferencias de velocidades entre el reductor y la polea motriz.
27
Figura 5.7: Configuracion motor/reductor/polea motriz
5.1.8 Chute
Dada la recomendacion CEMA [2] el ancho maximo del chute debe ser 2/3 del espesor de la correa
y el ancho mınimo debe ser igual a 2,5 veces la granulometrıa del material admitido. El esquema
del sistema se muestra en la figura 5.8
1. Anchomax=24[in]
2. Anchomın=10[in]
Figura 5.8: Esquema del Sistema Chute-Correa
Segun lo observado en la visita y de las fotografıas tomadas en aquella oportunidad, el ancho de
la tolva es de 2[m], ası mismo el ancho de la boca de descarga maximo es igual a la del chute
24[in].Asumiendo una altura del sistema tolva-chute deh = 1, 5[m] y la geometrıa del sistema, el
volumen se calcula como:
28
Vchute = 0, 6 ∗ h+ (2− 0,6) ∗ h+ (2− 0,6
2)2 ∗ h = 3, 7[m3]
Este valor se contrasta con el volumen contenido en el chute segun el flujo de diseno (Qd =
1125[ton/hr]) y el tiempo de caida del material con la altura dada (h = 1, 5[m]) que es de tc =
0, 6[s], lo cual da aproximadamente 0, 1[m3]. Este resultado nos asegura que con las dimensiones
asumidas el chute tiene una capacidad que asegura que el mineral no se aglomere en el interior.
Figura 5.9: Esquema Tolva-Chute
5.1.9 Faldones
Segun la recomendacion del catalogo CEMA [2], el largo de los faldones (LS) o skirtboard es de
2[ft] por cada 100[fpm] de la velocidad de la correa, entonces el largo del faldon es:
Ls = 2 ∗ 750[fpm]100[fpm]
= 15[ft] = 4, 6[m]
El tipo de faldon selecionado es el de uso comun y se realizo utilizando la guıa de productos de
ARCH Equipment INC. [7]
29
Figura 5.10: Tipo de faldon seleccionado. Fuente
5.1.10 Rapadores.
Para alargar la vida de los componentes se incorporaran elementos de limpieza de la correa, estos
son :
Figura 5.11: Raspador en V para polea de retorno
30
Figura 5.12: Ubicacion raspador en V para polea de retorno
Este raspador se utiliza para remover material que quede sobre el lado interior de la correa en la
zona de retorno.
Figura 5.13: Raspador zona de descarga
Figura 5.14: Raspador zona de descarga
Este tipo de raspadores se utiliza para remover el material que queda incrustado en la correa por
31
el lado de carga. Se ubican en la zona inferior de la polea motriz como lo muestra la imagen 5.14.
Estos elementos fueron seleccionados de la guıa de productos de ARCH Equipment INC. [7], en
cuyo catalogo se encuentran las dimensiones especıficas para el ancho de correa seleccionado.
32
Bibliografıa
[1] http: // www. anglochile. cl
[2] CEMA: Belt Conveyor for Bulks Materials, Conveyor Equipment Manufacturers Association
, 5ta Edicion, USA, 1997.
[3] Fundamentos de Diseno de Correas Transportadoras Phoenix., Phoenix Conveyor Belt Sys-
tems GMBH,http: // www. phoenix-conveyor-belts. com , Alemania.
[4] Bandas Transportadors Flexsteel, Goodyear S.A.,http: // www. goodyear. cl , Chile.
[5] Catalogo de Motores Electricos Vela, VELA S.A.,http: // www. mservice. cl/ , Chile.
[6] Catalogo de Seleccion de Reductores BONFIGLIOLI, BONFIGLIOLI RIDUTTORI S.A.,http:
// www. imatesa. cl/ reductores. htm , Chile.
[7] Product Guide ARCH, ARCH INC.,http: // www. aeec. com/ , USA.
33
Apendice A
Anexos
A.1 Memorıa de Calculo
En este anexo se podra observar los calculos realizados y datos recopilas que influyen en la
determinacion de la seleccion de los elementos vistos en la capıtulo 5
A.1.1 Tension Efectiva
A continuacion se procedera a calcular las diferentes variables que influyen en el calculo de la
tension efectiva Te.
Peso por unidad de largo que soporta la correa (Wm), utilizando el metodo de calculo que
presenta CEMA [2], se tiene que:
Wm =33,33 ∗Qd
V= 42[lbs/ft]
donde
– Qd es el flujo masico de diseno a transportar en [tph], ver seccion 5.
– V es la velocidad de la correa, 750[fpm]
La tension efectiva esta dada por la siguiente expresion:
Te = LKt(Kx +KyWb + 0,015Wb) +Wm(LKy ±H) + Tp + Tam + Tac (A.1)
Donde:
– L es el largo de la correa.
– Kt es el factor de correccion de temperatura.
34
– Kx es el factor de resistencia a la friccion y el deslizamiento de los polines con la correa.
Esta dada por:
Kx = 0,00068(Wb +Wm) +AiSi
con Si el espaciamiento de polines, 4[ft] segun CEMA, determinado por la velocidad de la
correa.
Figura A.1: Espaciamiento recomendado de los polines. Fuente CEMA [2]
Ai es la tension necesaria para vencer el roce de los polines, 1, 5[lbs/in] para polines de
CEMA C6.
– Ky es el factor de carga que representa la resistencia a la flexion de la correa y el material
al pasar sobre los polines. Esta dada por:
Ky = (Wb +Wm) ∗A ∗ 10−4 +B ∗ 10−2
Donde A=0,7 y B= 1,2 constantes adimensionales dadas por el espaciamiento entre polines,
tabla 6-4 de el catalogo CEMA [2]
– Tac es la tension total de los accesorios de la correa.
Tac = Tsb + Tpl + Ttr + Tbc
donde :
35
Tension ejercida por el faldon del chute Tsb
Tension ejercida por los raspadores Tpl
Tension ejercida por friccion adicional de las poleas y los ”trippers” Ttr
Tension ejercida por los limpiadores Tbc
– Tam es la tension necesaria para acelerar el material continuamente en la direccion de la
correa. Dada por:
Tam = 2, 8755 ∗ 1−4 ∗Qd ∗ (V − V0)
– Tp es la tension resultante que representa la resistencia a la flexion de la correa al pasar por
cada una de las poleas. Depende del numero de poleas y los datos presentados en la siguiente
tabla
Tabla A.1: Tension necesaria para rotar las poleas.
En la siguiente tabla se aprecian los valores de los factores y tensiones calculadas y obtenidas
siguiendo el procedimiento establecido en el catalogo de CEMA.
36
Tabla A.2: Resultados
Flujo max de material [tph] Qmax 900 [tph]
Factor de diseno (CEMA) f 1,25 -
Flujo de diseno [tph] Qd 1125 [tph]
Velocidad correa [fpm] v 750 [fpm]
Ancho de la correa (Tabla 4.5) BW 36 [in]
Largo correa [m] L 50 [m]
Altura de elevacion H 0 [ft]
Espaciamiento de los polines de carga (tabla 5.19) Si 4 [ft]
Velocidad inicial del material que cae en la correa Vo 0 fpm
Temperatura ambiente Ta 77,0 ◦F
Diametro recomendado de polın (Tabla 5.20) Dp 6,0 [in]
Constante para calcula Ky A (ky) 0,7 -
Constante para calcula Ky B(Ky) 1,2 -
Tabla A.3: Resultados continuacion.
Tension para vencer roce y rotacion de polines Ai 2,8 lbs/in
Factor correccion de temperatura Kt 1,15 -
Factor resistencia al friccion de los polines y desliz correa-polın Kx 0,74 lbs/ft
Factor comb de resis.de la correa y de la carga Ky 0,016 -
Tension ejercida por los accesorios de la correa Tac 1035,3 lbs
Tension ejercida por el faldon del chute Tsb 18,8 lbs/in
Tension ejercida por los raspadores Tpl 5,0 lbs/in
Tension ejercida por los limpiadores Tbc 5,0 lbs/in
Tension requerida para las poleas (no considera PM) Tp 550,0 lbs
Tension necesaria para acelerar el material Tam 242,6 lbs
A.1.2 Tensiones Resultantes
Se define factor de apriete Cw como:
T2
Te=
1efθ−1
37
Ademas,
Te = T1 − T2
donde Ti son las tensiones definidas en la seccion 5.1.2, f es el coeficiente de friccion entre la
polea y la correa (f = 0, 35)
Figura A.2: Factor de Apriete
Se realizo una iteracion considerando polea deflectora (single with snub) y otra sın polea deflectora.
Los resultados se aprecian en la siguiente tabla
Tabla A.4: Resultados Tensiones Resultantes.
Factor de apriete (single, no snub) Cw 0,500 -
Factor de apriete (single with snub, angulo de aprite 220◦) Cw 0,35 -
Tension efectiva Te 56,7 [HP]
Tension en el lado suelto (single, no snub) T2 1185,32 lbs
Tension en el lado suelto (single with snub) T2 829,72 lbs
Tension en el lado apretado (single, no snub) T1 3555,96 lbs
Tension en el lado apretado (single with snub) T1 3200,37 lbs
De aquı es claro ver que considerar la incorpoarcion de poleas deflectoras disminuyen las tensiones
sobre la correa
38
A.1.3 Polines de Carga y Retorno
Para el calculo de este item se utilizo el catalogo CEMA, el cual sugiere una serie de pasos que
son mostrados a continuacion. El primer paso es encontrar la carga sobre el polin
Cil = ((Wb + (Wm ∗K1)) ∗ Si) + IML
donde
– Wb es la carga de la correa : Wb=18 [ lbft ]
– Wm es el peso del material : Wm = 41,7 [ lbft ]
– K1 es el factor de ajuste de tamano de roca, sacado de la tabla A.3 → K1=1,15
– Si es el espaciamiento de los polines calculado en 4[in]
– IML es la carga de desalineamiento del polın, debida a la tension de la correa y la desviacion
de altura del polın. De esta forma IML = (D∗T )6∗Si
, donde D = 1(in) (Desalineamiento), y
T = 2370, 6(lbs) (Tension efectiva de la correa). Luego se llega a que IML= 98, 78[lb]
De esta manera se obtiene una carga sobre los polines de Cil = 308, 4[lb]. Teniendo este numero
se puede ver cuales son los tipos de polines que se pueden utilizar, lo cual es mostrado en A.4. De
esta manera bastarıa con elegir polines de carga tipo CEMA B que soportan una carga de hasta
410[lbs].
El paso 2 corresponde a repetir lo anterior pero para el caso de los polines de retorno, donde la
carga de los polines de retorno es Cir = (Wb ∗ Si) + IML. Se obtiene que Cir = 170, 78[lb].
Procediendo analogamente al caso anterior segun la tabla A.5, donde se ve que es necesario utilizar
polines de retorno CEMA C de soporte plano pues su Cir admisible es de 200[lb].
En la segunda parte del diseno de los polines, se procede a calcular la vida util esperada de las
piezas, esto es, cuando duraran segun las condiciones del problema. La vida de un polın esta
delimitada por la vida del rodamiento que contiene, por ello es que los factores son referidos a los
rodamientos. Cada condicion de trabajo se ve valorada en un factor correspondiente :
– K2 efecto de la carga en la vida del rodamiento, se calcula de A.6, con CIL y CIR factores
que contrastan la carga real sobre los polines de carga y retorno versus las respectivas cargas
admisibles de los polines elegidos. K2 = 2, 52
– K3B efecto del diametro del polın en la vida del rodamiento, sale de A.7. Dada la velocidad
de giro del polın se recomienda segun la tabla 5.20 del CEMA [2] utilizar polines con diametro
d = 6[in]. Para ese valor de la tabla mostrada en la figura A.7 se obtiene un K3B = 1, 5.
39
Por otro lado la vida asegurada sin considerar los factores para los polines tipo B es de L10 =
30000[h], al ponderar este valor por los factores antes mencionados mas un factor de seguridad de
3 por las duras condiciones de trabajo y en especial por la gran cantidad de polvo en suspension
presenta en faena, se obtiene que la vida esperada de los polines es L = 4[anos]. Este valor resulta
ser alto segun lo esperado, sin embargo se explica porque los polines elegidos resisten bastante
mas que la carga real a la cual estan expuestos, aun asi en faena existen muchos inconvenientes
que llevan a utilizar el factor de seguridad antes mencionado.
A.1.4 Polines de Impacto
Son los ubicados bajo el chute de descarga, por lo cual estan expuestos a cargas muy crıticas y
deben ser de un tipo especial. En particular estos polines son recubiertos con caucho y poseen
la misma configuracion de soporte que los polines de carga normal. Para su diseno se calcula la
energıa de carga WH que sale de:
F = W + (2 ∗ k +WH)0,5
En esa formula W = 4, 44[lb], es el peso de las roca; H = 3, 33[ft], es la altura que cae la roca;
F = 285[lb], es la carga de impacto y k = 0, 7, es la costante del tipo de polın. Ası es como
WH = 35 y de la tabla de la figura A.8 los polines a utilizar son polines recubiertos en caucho
tipo CEMA D.
Figura A.3: Calculo de Constante K1
40
Figura A.4: Eleccion Polines de Carga
Figura A.5: Eleccion Polines de Retorno
41
Figura A.6: Factor de Carga sobre Polın K2
Figura A.7: Factor Diametro de Polın K3B
42
Figura A.8: Eleccion Polines de Impacto
A.1.5 Calculos para Seleccion de Poleas
Para seleccionar poleas es necesario determirar el parametro DTr que se define como el diametro
mınimo de la polea sin carga (en [mm]), y esta dado por:
DTr = cTr ∗ dGk
Donde
– cTr es un coeficiente que esta determinado por el elemento tensor de la correa, segun el
catalogo de Phoenix, correspnde a :
Figura A.9: Coeficiente CTr. Fuente Phoenix [3]
– dGk es espesor de la correa seleccionada, este valor esta dado en la tabla 5.9
Con estos valores se obtiene que DTr= 863[mm], luego se seleccionael dıametro inmediatamente
superior de la tabla 5.10, con lo cual se obtiene que DTr= 1000[mm]
43
A.1.6 Calculos para el tensor gravitacional
La relacion que determina el desplazamiento de seguridad del tensor es:
Ds = L ∗ εt ∗ fs = 1, 3[m]
Donde
– L es el nargo de la correa, L=50[m].
– εt es la elongacion total, εt = 0,632 %, ver seccion 5.1.6.
– fs es el factor de seguridad, en este caso utilizara fs = 4.
El peso del tensor total esta dado por el bloque de concreto y los otros elementos que lo componen
como la polea, los elementos de seguridad, etc. Del siguiente esquema se puede determinar que
la acuacion que rige este sistema:
Figura A.10: Esquema de fuerzas en el tensor.
Wtu = 2 ∗ Ttu ∗ fs + f ∗ Ttu ∗ fs = 2 ∗ 829, 72 ∗ 4 + 0, 35 ∗ 829, 72 ∗ 4 = 7799, 4[lbs]
Donde
44
– Wtu es el peso del tensor.
– Ttu es la tension en lado que esta ubicado el tensor. En este caso el tensor se ubicara en el
lado suelto de la correa, por lo tanto Ttu = T2.
– fs es el factor de seguridad, en este caso utilizara el factor de seguridad utilizado para la
seleccion de la correa, con fs = 5, 5 (ver seccion 5.1.4) item f es el coeficiente de friccion
de la correa, f = 0, 35 dado en la seccion A.1.2
A.1.7 Eleccion del Motor
De la parte anterior se obtuvo que la tension efectiva sobre la correa es de Te = 2370, 74[lb].
Luego teniendo v = vel.correa, la potencia efectiva corregida por un 5 % de perdidas y expresada
en [hp] es:
Pe = (Te ∗ v)/(33000 ∗ 0, 95) = 56, 71[hp]
Por otro lado la potencia para mover la polea motriz esta expresada segun catalogo [2] por
Pm = (m ∗ v)/33000 = 4, 5[hp].
Donde m es el factor de polea, en esta caso m=200 por ser polea motriz. Ademas de lo anterior,
existe un 5 % por perdidas por reduccion de velocidad:
Pv = 0, 05 ∗ (Pe + Pm) = 3, 1[hp].
Finalmente la potencia requerida para el motor es de
Pw = Pe + Pm + Pv = 64, 3[hp].
Luego se recurre al catalogo de motores VELA, teniendo en cuenta la potencia necesaria para
mover el sistema completo y elegir un motor con la mayor cantidad de polos posible para no tener
que encontrar una reduccion tan grande. De esta manera se selecciona un motor VELA [5] cuyas
caracteristicas se muestran en la figura A.11.
45
Figura A.11: Motor Seleccionado. Fuente [5]
A.1.8 Reductor
Una vez que se tiene el motor, el paso siguiente es encontrar una reduccion que permita entregarle
la velocidad pertinente a la correa, que es mucho menor que la del motor.Para este fin,se utiliza
el catalogo de reductores BONFIGLIOLI [6]. La relacion de reduccion de la velocidad de la polea
versus la del motor es de i = 58, 21/985→ i = 16, 92.
Luego, la potencia necesaria en eje entrada del reductor es
Pr1 =Mr2 ∗ n2
9550 ∗ η
con Mr2 = 2,3 ∗ 536 ∗ 16, 92 = 20754[Nm] es el Torque maximo y η = 0, 96.
Por ello, Pr1 = 131, 7[KW ]. Sin embargo falta considerar los factores de correcion fm = 1, 5 y
fp = 1, 3, obteniendo
Pn1 = Pr1 ∗ fm ∗ fp = 197, 66[KW ].
A continuacion se debe elegir el reductor con un Pn1 admisible mayor al calculado y con la
reduccion mas parecida a la requerida. De esta forma se elige el reductor mostrado en A.12
46
Figura A.12: Reductor Seleccionado
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