analisis de elementos finitos grua bynsa rev b (1)

MEMORIA DE CÁLCULO

“ANÁLISIS DE ELEMENTOS FINITOS DE LA GRÚA

BYNSA B-2 DE 30 TONELADAS, CENTRAL TÉRMICA DE TOCOPILLA E-CL”

Avda. Balmaceda 2472 Of. 201 APROBACIÓN CLIENTE:

Antofagasta. www.cad-cae.com FECHA:

REV.vVVvVVVVvvvV

FECHA POR REV. APROBO

DESCRIPCION

A 18.08.2013 N.T.F. H.L.L. H.L.L. Emitido para Comentarios del cliente

B 10.09.2013 N.T.F H.L.L. H.L.L. Se agrega pluma, plumín y tirante.

CAD CAE INGENIERIA LTDA. – AVDA. BALMACEDA 2472 OFICINA 121 - ANTOFAGASTA

FONO (055) 2 263814 – FAX 225726 – CELULAR 9 9190294 - www.cad-cae.com

Preparado por: Hernán Lobera López Ingeniero Civil Mecánico U.T.F.S.M – Valparaíso



INDICE

1. INTRODUCCION 2. OBJETIVOS 3. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA 4. DESCRIPCIÓN DEL EQUIPO 4.1. ANTECEDENTES 4.2. DESCRIPCIÓN DEL EQUIPO 5. CRITERIOS DE DISEÑO 6. CALCULO MEDIANTE EL METODO DE ELEMENTOS FINITOS 6.1. Software utilizado para la modelación “SOLIDWORKS” y “COSMOS” 6.2. Tipo de Elemento Finito utilizado para la modelación 6.3. Esfuerzo de Von Mises 6.4. Cargas de diseño 6.5. Enmallado y restricciones 6.6. Resultados de la modelación 6.7. Resumen de los resultados 7. ANÁLISIS DE FATIGA 8. CONCLUSIONES 9. ANEXOS 9.1. FACTOR DE SEGURIDAD 9.2. LICENCIA DEL SOTFWARE 9.3. PROPIEDAD DE LOS ACEROS



1. INTRODUCCION E-CL posee una grúa de 30 toneladas tipo level luffing para transferencia básicamente de gráneles sólidos en su muelle mecanizado ubicado en Tocopilla. La grúa fue diseñada y fabricada por la empresa española BYNSA en el año 1986 y comenzaron a operar en 1987, su utilización ha sido principalmente en descarga de carbón. Esta grúa han operado prácticamente 26 años, presentando problemas de fisuras y fallas en la pluma y elementos de unión del pórtico, desde el cuarto año de su entrada en operación, las que han sido reparadas en diversas oportunidades, generándose sin embargo fallas reiteradas en algunos sectores y extensiones de los problemas a otros sectores. En 1996 la pluma de la grúa Nº1 colapso siendo reparada de acuerdo a proyecto desarrollado por la firma S y S Ingenieros Consultores, sin embargo en la actualidad esta grúa presenta nuevamente problemas estructurales debido a que las reparaciones implementadas no se ajustan exactamente al proyecto y al mal montaje de la pluma reparada. El 2003 la grúa fue reparada y reforzada, los componentes reparados fueron la pluma, el plumín y la torre del pórtico. La pluma se modificó, mejorando la geometría en el cambio de sección, para permitir una mejor distribución de las tensiones y aprovechando al máximo las partes sanas de la estructura. Esta modificación aumento el peso en 5.809 [Kg]. En la torre del pórtico por su parte, se reforzó el manto de la estructura en base a planchas que fueron soldadas y que comprenderán los niveles de acceso a la columna y el nivel superior a este, especialmente en el sector de la puerta. La estructura aumento de peso en 1.169 [Kg]. El plumín se reforzó mediante planchas que se soldaran a esta estructura esta modificación aumento el peso en 424 [Kg]. En vista de lo anterior, E-CL ha decidido efectuar un completo estudio y proyecto de evaluación del Pórtico de las grúa, debido al aumento de peso de la grúa, para lo cual ha sido necesario evaluar mediante un análisis de elementos finitos que determine el nivel de tensiones presentes en las estructura del Pórtico. El presente informe contiene el análisis de elementos finitos del Pórtico, debido a los aumentos de peso y de los resultados obtenidos, los cuales se entregan en forma detallada en anexo con las memorias de cálculo, además de las conclusiones y recomendaciones emanadas de dicho análisis.



2. OBJETIVO El objetivo de este informe es entregar los resultados del análisis estructural, mediante el método de los elementos finitos de la grúa evaluando las tensiones de trabajo en relación a las tensiones admisibles y su nivel de fatigamiento. . 3.- PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

Electroandina realizo un proyecto de reparación estructural de la grúa el año 2003, los componentes que se repararon y reforzaron son:

Refuerzo de Pluma

Refuerzo de Columna del Pórtico

Refuerzo del Plumín

Esta reparación involucro un aumento de peso de la grúa de 7.402 [Kg]. Luego de reparado la grúa entro en operación y durante los siguientes 10 años han aparecido fisuras en el pórtico. Es por esto que E-CL solicita un Análisis de Elementos Finitos con el objeto de evaluar el comportamiento estructural debido al aumento de peso de la grúa y poder diseñar el refuerzo de la zona inferior.

4. ANTECEDENTES 4.1. NORMAS A APLICAR

NCh 2369.Of2003 “Diseño Sísmico de Estructuras e Instalaciones

Industriales”

Manual de Diseño AISC “American Institute Steel Construction”-ASD89;

Método de Tensiones Admisibles

NCh 427cr.77 “Especificaciones para el Cálculo de Estructuras de Acero en

Edificios”

NCh 1537.Of86 “Diseño Estructural de Edificios-Cargas Permanentes y

Sobrecargas de Uso”

NCh 432.Of71 “Cálculo de la Acción del Viento sobre las Construcciones”

Propiedades de perfiles según Manual de Diseño Estructural ICHA 2008.

Levantamiento en terreno.



4.2.- DESCRIPCIÓN DEL EQUIPO

La grúa corresponde al tipo luffing con capacidad de 750 TPH y están destinadas a la transferencia de gráneles sólidos utilizándose principalmente en la descarga de carbón. La estructura fija la componen elementos del pórtico “patas” y la columna. La estructura giratoria la componen la cabina de mando, la caseta de mecanismo y el sistema articulado de elevación, giro y alcance entre lo que se pueden mencionar la pluma, el plumín, el tirante, el castillete, el husillo, el balancín y la biela, ver el siguiente esquema. Esta grúa posee una capacidad máxima de carga de 30 toneladas, un alcance máximo de 40 metros y un alcance mínimo de 8,7 metros. La elevación máxima es de 19 metros.

Figura 1: Esquema general de la grúa BYNSA



Tabla 1: Los pesos de los componentes según planos originales de fábrica y el

aumento de peso

Componente Peso [Kg]

Plumín 17.918

Patas de Pórtico 14.363

Tirante 3.041

Balancín 14.726

Biela 1.828

Pluma 37.100

Castillete 40.628

Caseta 90.360

Viga Cabina 16.642

Contrapeso Móvil 32.800

Contrapeso Fijo 60.000



5. CRITERIOS DE DISEÑOS 5.1 Materiales

Las Propiedades mecánicas del Pórtico son los siguientes:

Acero estructural A42-27ES y A52-34ES (Planchas)

E: Modulo de Young 19,5 * 1010 [N/m2] G: Modulo de elasticidad Transversal 81.000 [MPa]

ν: Coeficiente de Poison 0,3

α: Coeficiente de dilatación 1,2 * 10-5 [1/ºC]

5.2. Esfuerzos admisibles

Frente a las Los esfuerzos y deformaciones que no deben sobrepasar los valores admisibles de los aceros de la estructura; es decir:

Factor de seguridad F.S.=1.5 (Anexo 7.3)

Material A 42-27 ES

σ máx. ≤ σ adm = σ fluencia / F.S. = 265/1.5 = 176 [MPa]

σ máx. : Esfuerzo máximo calculado

σ adm : Esfuerzo admisible de diseño = 176 [MPa]

σ fluencia : Esfuerzo de fluencia acero A 42-27 ES = 265 [MPa]

F.S. : Factor de seguridad



5.2. Esfuerzos admisibles

Frente a las Los esfuerzos y deformaciones que no deben sobrepasar los valores admisibles de los aceros de la estructura; es decir:

Factor de seguridad F.S.=1.5 (Anexo 7.3)

Material A 52-34 ES

σ máx. ≤ σ adm = σ fluencia / F.S. = 324/1.5 = 216 [MPa]

σ máx. : Esfuerzo máximo calculado

σ adm : Esfuerzo admisible de diseño = 216 [MPa]

σ fluencia : Esfuerzo de fluencia acero A 52-34 ES = 324 [MPa]

F.S. : Factor de seguridad

5.3. Deformaciones Admisibles Verticales (Condición de Servicio)

En el diseño de elementos resistentes, debido a las cargas solicitantes, se usarán los siguientes límites de deformación en función de la luz del elemento Crane

L/500 =40.000/500



6. CALCULO MEDIANTE EL METODO DE ELEMENTOS FINITOS

6.1. Software utilizado para la modelación “SOLIDWORKS” y “ANSYS 14.5” Solidworks : Es una aplicación de automatización de diseño mecánico que utiliza la interfaz de usuario grafica de Microsoft Windows, entregando como resultados planos mecánicos y simulaciones de movimientos en 3D. Esta aplicación hace posible que los diseñadores dibujen con rapidez sus ideas experimenten con las operaciones y cotas, produzcan modelos y dibujos detallados. Una de las variadas herramientas que entregan son : centro de gravedad, momentos de inercia y pesos de los componentes. Su principal función en este estudio es de realizar el modelo en 3d. Análisis de Elementos Finitos (FEA) : El método de los Elementos Finitos permite resolver por métodos matemáticos tradicionales gradientes de esfuerzos, desplazamientos, temperatura, flujo de fluidos, problemas visco elásticos y campo electromagnéticos. El concepto de FEA es la división de un continuo en un conjunto de pequeños elementos interconectados por una serie de puntos llamados nodos. Las ecuaciones diferenciales que rigen el comportamiento del continuo regirán también para el elemento finito. Las condiciones de contorno del continuo son las variables iniciales que se requiere para resolver las ecuaciones tales como campos de fuerzas, presiones, torques, aceleración de gravedad y temperatura El programa utilizado para la modelación FEA fue ANSYS 14.5 , que es uno de los programas FEA. Dispone de capacidades de : a) poseer un entorno más refinado b) permiten trabajar con programas CAD estándar para modelar la geometría, c) La versión ANSYS, está preparada para su utilización con el programa CAD SolidWorks de modelado tridimensional. d) Permite crear modelos que tienen un elevado Nº de elementos finitos, el cual evita la simplificación de modelos. 6.2. Tipo de Elemento Finito utilizado para la modelación El tipo de elemento utilizado para la modelación fue el tipo sólido brick .Los elementos sólidos flexibles 3-D se utilizan para simular el comportamiento de sólidos. La ventaja de utilizar este tipo de elemento es la representación más exacta a la realidad ya que considera todas las piezas del modelo. Los tipos de elementos finitos utilizados se muestran en la figura 6.

Figura 2: Tipo de Elemento Finito utilizado para la modelación, elemento Shell y solido



6.3. Esfuerzo de Von Mises Existen cuatro Teorías sobre la falla o ruptura. a) Von Mises b) Tresca c) Mohr y d) Máximo Normal.

Los resultados experimentales indican que, de todas estas teorías sobre la ruptura, en los materiales dúctiles la que da resultados más adaptados a la realidad es la teoría de distorsión máxima de Von Mises. .Este criterio puede considerarse un refinamiento del criterio de Tresca. El criterio de la máxima energía de distorsión fue formulado primeramente por Maxwell en 1865 y más tarde también mencionado por Huber (1904). Sin embargo, fue con el trabajo de Richard Edler von Mises (1913) que el criterio alcanzó notoriedad, a veces se conoce a esta teoría de fallo elástico basada en la tensión de Von Mises como teoría de Maxwell-Huber-Hencky-von Mises. La expresión propuesta por Von Mises y H. Hencky, de acuerdo con este criterio una pieza resistente o elemento estructural falla cuando en alguno de sus puntos la energía de distorsión por unidad de volumen rebasa un cierto umbral:

En términos de tensiones este criterio puede escribirse sencillamente en términos de la llamada tensión de von Mises como:

Donde: , son las tensiones principales de en el punto considerado. En

consecuencia se prevé que ocurrirá la fluencia cuando VM ≥ fluencia acero (criterio de diseño)

http://es.wikipedia.org/wiki/1865

http://es.wikipedia.org/wiki/Richard_Edler_von_Mises

http://es.wikipedia.org/wiki/1913

http://es.wikipedia.org/wiki/Tensi%C3%B3n_de_Von_Mises

http://es.wikipedia.org/wiki/James_Clerk_Maxwell

http://es.wikipedia.org/w/index.php?title=Tytus_Maksymilian_Huber&action=edit&redlink=1

http://es.wikipedia.org/w/index.php?title=Hencky&action=edit&redlink=1

http://es.wikipedia.org/wiki/Tensi%C3%B3n_de_von_Mises



4,0

*

0 05,0'75,2

n

T

T

gR

AC

6.4.1. Cargas Sísmicas (S)

Los efectos sísmicos en la estructura se analizan de acuerdo al método estático dado

por norma NCh 2369 of.2003. Los parámetros necesarios para determinar las

solicitaciones sísmicas se entregan a continuación.

Se realiza el análisis sísmico mediante coeficientes sísmicos horizontales. El esfuerzo de corte horizontal en la base es:

Qo = C* I* P C: Coeficiente sísmico I: Coeficiente de importancia P: Peso sísmico El coeficiente sísmico se determina por:

P = Peso Propio + 0.25 Sobrecarga

Dónde:

Zona sísmica: 3

Tipo de suelo (supuesto): III

Aceleración efectiva (según zona sísmica): 0.4 g

T’ (dependiente del tipo de suelo): 0.62 seg.

n (dependiente del tipo de suelo): 1.8

(razón de amortiguamiento): 0.03

R (factor de modificación de respuesta): 5

I (coeficiente de importancia): 1 (C2: obras normales)

Coeficiente sísmico máximo, CMAX=0,25 (El que se utilizó)



La solicitación sísmica se representa en el modelo en ANSYS en forma estática

ingresando el coeficiente sísmico, luego el software aplica este coeficiente a la

estructura distribuyéndolo en altura de acuerdo a las rigideces relativas de sus nodos.

6.4.5. Viento

Se consideró una carga de viento de 90 kg/m2 aplicado a la estructura, donde el Angulo

de inclinación del techo corresponde a 6.92°.

6.4.6. Combinaciones de Carga y cargas a aplicar

Al no considerar las cargas SO y SA descritas en NCh2369.Of.2003 por no ser aplicables a esta estructura las combinaciones adoptadas son las siguientes: COMB1 : PP + SC COMB2 : PP + SC + SISMO X COMB3 : PP + SC + SISMO Y COMB4 : PP + SISMO X COMB5 : PP + SISMO Y



6.4. CARGAS DE DISEÑO 6.4.1. Peso Propio (PP) Caso 1: Peso del equipo

Son consideradas todas aquellas cargas debidas al peso propio gravitacional de los elementos que componen la grúa.

Peso Total del equipo 517.850 + 7.402 = 525.252 [Kg]

Peso propio Pórtico (4 Patas) 52.776 [Kg]

Peso propio Columna del Pórtico 29.526 [Kg]

Carga sobre la columna FG 442.950 [Kg] = 4.340.910 [N]

Caso 2: Máximo alcance cuchara cargada.

FG=346 Tm MG= 1002 Tm*m

F*G=442 Tm M*G=1646 Tm*m



Caso 3: Máximo alcance cuchara en vacío.

FG=329 Tm MG=299.6 Tm*m

F*G=406 Tm M*G=550 Tm*m

Caso 4: Máximo alcance gancho en vacío.

FG=316 Tm MG= -230.5 Tm*m

F*G=386 Tm M*G= -277.11 Tm*m

Caso 5: Mínimo alcance cuchara cargada.

FG=346 Tm MG= -785 Tm*m

F*G=433 Tm M*G= -833.5 Tm*m

Caso 6: Mínimo alcance cuchara en vacío.

FG=329 Tm Mg= - 957 Tm*m

F*G=406 Tm M*g= - 1101.5 Tm*m

Caso 7: Mínimo alcance gancho en vacío

FG=316 Tm MG= - 1086.5 Tm*m

F*G=386 Tm M*G= - 1303.8 Tm*m

Nota: dos valores con * son valores mejorados según normas FEM es decir:

FG= SG + SL Donde:

Fg= M (SG + ψSL) SG= Peso Propio

SL= Carga

M= 1,2

Ψ=1,3

Caso 2 el más desfavorable.



6.4.2. ESFUERZOS HORIZONTALES. FRENADO EN EL GIRO

MF=13.649.548 kp-cm = 1.337.656 N-m 6.4.3. ESFUERZOS HORIZONTALES. FRENADO EN EL CAMBIO DE ALCANCE

Datos: Esfuerzo en el husillo: 93.171 kp Tiempo de frenado: 3 seg Angulo de inclinación del husillo a máximo alcance μ=9,43° J = 80 m*p*m



→ Fuerza de frenado: 93171 * J = 93.171 * 80 = 4221 KP 9,81 9,81 60,3 Fƭ* = 1,2 *4221= 5065 Kp Fƭx* = 5065 cos 9, 43° = 4996 kp Fƭy*= 5065 sen 9,43°= 830 kp M*= 4996 *610 – 830 *38, 4 = 3.015.688 Cm *Kp Fƭx* = 4996 kp Fƭy*= 830 kp M*= 3.015.688 cm*kp En el Pórtico: Fƭx* = 4996 kp Fƭy*= 830 kp M*= 3.015.688 + 4996 *630 =6.163.168 cm *kp



6.4.4. ESFUERZOS DE VIENTO (Sw)

Presión de viento: Φ 25 kp/m² Dirección del viento elegida como más desfavorable. Valores del efecto del viento sobre la estructura F= 4051 Kp M=4.302.200 kp*cm

Q1=25*6,3*4=630 Kp Q2=25*9*1,7=383 Kp Q3=25*9*1,7=383 Kp



4,0

*

0 05,0'75,2

n

T

T

gR

AC

6.4.5. Cargas Sísmicas (S)

Los efectos sísmicos en la estructura se analizan de acuerdo al método estático dado por norma NCh

2369 of.2003. Los parámetros necesarios para determinar las solicitaciones sísmicas se entregan a

continuación. Se realiza el análisis sísmico mediante coeficientes sísmicos horizontales.

El esfuerzo de corte horizontal en la base es:

Qo = C* I* P

C: Coeficiente sísmico

I: Coeficiente de importancia

P: Peso sísmico

El coeficiente sísmico se determina por:

P = Peso Propio + 0.25 Sobrecarga

Dónde:

Zona sísmica: 3

Tipo de suelo (supuesto): III

Aceleración efectiva (según zona sísmica): 0.4 g

T’ (dependiente del tipo de suelo): 0.62 seg.

n (dependiente del tipo de suelo): 1.8

(razón de amortiguamiento): 0.03

R (factor de modificación de respuesta): 5

I (coeficiente de importancia): 1 (C2: obras normales)

Coeficiente sísmico máximo, CMAX=0,25 (El que se utilizó)

PP SC P Qo g

Peso

Propio Sobrecarga Peso sismica Carga

Sismica Acel.

[Kg] [Kg] [Kg] [Kg] [m/s2]

Zona Superior 442.950 30.000 450.450 112.613 0,3

Portico 91.646 30.000 99.146 24.787 0,3



6.4.6. Combinaciones de Carga y cargas a aplicar

Las combinaciones de carga aplicadas para el análisis de las estructuras de las grúas corresponden a las

dadas por las normas FEM.

C1: PP + V (0⁰) C2: [1.2*(PP+1.3*V (0⁰))] C3: [1.2*(PP+1.3*V (+6⁰))]

C4: [1.2*(PP+1.3*V (-6⁰))] C5: [1.2*(PP+1.3*V (0⁰)) + EQX] EQX=sismo horizontal C6: [1.2*(PP+1.3*V (0⁰)) + EQY] EQY=sismo vertical C7: [1.2*(PP+1.3*V (0⁰)) + W] W=viento

Las combinaciones C1 @ C4 corresponden a condiciones normales y las combinaciones C4 @ C7 a eventuales.



6.5. Modelación en 3D, enmallado y restricciones

Figura 3: Modelación elemento Shell de Columna y Pórtico



Figura 4: Modelación elemento Shell de Columna y Pórtico



Figura 5: Modelación elemento Shell y solido de Pluma, plumín, tirantes y contrapeso, incluye una

vista del corte transversal en el medio



Figura 6: Modelación elemento Shell y solido de Pluma, plumín, tirantes y contrapeso, incluye una

vista del corte transversal en el medio.



Figura 7: Enmallado del modelos tipo Shell, 205.470 Nodos y 109.463 Elemento Finitos



Figura 8: Enmallado del modelos tipo Shell, 2.910.580 Nodos y 1.736.832 Elemento Finitos



Figura 9: Restricciones Caso 1

Figura 10: Restricciones Caso 5



Figura 11: Restricciones y condiciones de borde de grua



6.6. Resultados de la modelación

Figura 12: Caso 2: Modelación del Pórtico de la grúa, vista isométrica, esfuerzo máximo 172 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 265 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 1.5



Figura 13: Caso 2: El manto tiene un esfuerzo de 61 [MPa] ] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 265 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 4.3.



Figura 14: Caso 2: Esfuerzo máximo en las patas es de 76 [MPa] en la zona inferior, el factor de

seguridad es de 3,4



Figura 15: Caso 2: Modelación del Pórtico de la grúa, vista isométrica, esfuerzo máximo 172 [MPa] por

debajo del esfuerzo de fluencia del acero 265 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 1.5



Figura 16: Caso 2: Las Patas del Pórtico no presentan problemas de deformación plástica y está diseñado para trabajar en fatiga. Sin embargo la Columna del Pórtico presenta problemas de diseño por fatiga y que son puntuales en diferentes puntos: Zona de unión de las patas con la columna, zona de la puerta que es un concentrador de esfuerzo y en todos los gusett de la zona superior.



Figura 17: La deformación máxima es de 41 mm, por lo tanto cumple el criterio de estabilidad-



Figura 18: Modelación de la grúa, vista isométrica, esfuerzo máximo 189 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 265 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 1.4



Figura 19: Modelación de castillete, vista isométrica, esfuerzo máximo 97 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 324 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 3.3



Figura 20: Modelación de castillete, vista isométrica, esfuerzo máximo 97 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 324 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 3.3.



Figura 21: Modelación del Balancin, vista isométrica, esfuerzo máximo 98 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 324 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 3.3.



Figura 22: Modelación del Tirante, vista isométrica, esfuerzo máximo 85 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 324 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 3.8.



Figura 23: Modelación de la Biela, vista isométrica, esfuerzo máximo 48 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 265 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 5.5



.

Figura 24: Modelación de la Pluma, vista isométrica, esfuerzo máximo 176 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 324 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 1.8



Figura 25: Modelación de la Pluma, vista isométrica, esfuerzo máximo 176 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 324 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 1.8



Figura 26: Modelación del Plumin, vista isométrica, esfuerzo máximo 189 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 265 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 1.4



Figura 27: Modelación del Plumin, vista isométrica, esfuerzo máximo 189 [MPa] por debajo del esfuerzo de fluencia del acero 265 [MPa], por lo que no existirá daño por deformación plástica. El factor de seguridad es de 1.4.



6.7. Resumen de los resultados El siguiente corresponde al resumen de las máximas solicitaciones generadas en los elementos bajo los estados y combinaciones de carga indicados en el capítulo anterior. Los resultados incluyen los factores de utilización para las cargas de trabajo considerando las tensiones admisibles así como el factor de utilización. Tabla 2: Resumen de los resultados considerando las cargas mas severas

Componente Material

Esfuerzo Fluencia

Tensión Admisible

Esfuerzo Máximo

Desplazamiento Máximo

Factor de Seguridad

Factor de

[MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Utilización

Columna Pórtico A 42-27 ES 265 177 171 13 1,5 0,97

Pluma A 52-34 ES 324 216 176 41 1,8 0,81

Plumín A 42-27 ES 265 177 189 41 1,4 1,07

Tirante A 52-34 ES 324 216 85 28 3,8 0,39

Biela A 42-27 ES 265 177 48 5 5,5 0,27

Castillete A 52-34 ES 324 216 97 3 3,3 0,45

Balancín A 52-34 ES 324 216 98 4,6 3,3 0,45

En general las cargas corresponden a la grúa en posición de máximo alcance En el plumín las máximas solicitaciones se producen en la zona de termino en que se reforzó con pletinas. De acuerdo a estos resultados se pueden apreciar que en general las tensiones de trabajo bajo las distintas combinaciones de carga no sobrepasan las tensiones admisibles de diseño, a excepción del plumín que la sobrepasa en un 7%.



7. ANÁLISIS DE FATIGA

7.1. Cálculo del Límite de Fatiga Sn: Para un material, considerando sus

características se puede estimar utilizando la siguiente relación: Sf = Límite de fatiga

Sf= ka • kb • kc • kd • ke • Kf • Kg • Sf ' Aquí: ka : Factor superficial = 0,75 (laminados) kb : Factor de tamaño = 0,66 kc : Factor de carga = 0.923 kd : Factor de temperatura = 1,0 (P/ -70°F < °T < 400°F ) ke: Factor de ciclo de servicio = 1,0 Kf: Factor de concentración de esfuerzo = 0,6 Kg: Factor mixto = 1,0 para servicio normal

Figura 28: Factores de modificación de acabado superficial para el acero

Sf' = 0,5 • Sut = 0,5 • 510 = 255 [MPa]

Sf = 0,75 • 0,66• 0.923 • 1 • 1 • 0,6• 1,0• 255 68 [MPa]

Sf = 70 [MPa] A 52-34 ES

Sf = 56 [MPa] A 42-27 ES

Sf = 104 [MPa] ASTM A 514



(a) (b)

(c) (d) Figura 10. Esfuerzo admisible en cargas cíclicas, “Mobile Equipment for continuous handling of buk material”. a) Grafica Acero ASTM A572 Gr50. b) Tipo de entalladura c) Las tensiones mecánicas admisibles se sitúan considerablemente por debajo de los valores de resistencia a la tracción. d) Grafica Acero ASTM A572 Gr50 y ASTM A514. Según los fabricantes de plumas el esfuerzo de fatiga admisible esta entre 90 y 125 [MPa]



7. Estimación del número de ciclos para inicio de fisuras por fatiga

El siguiente cálculo corresponde a estimar el número de ciclos necesarios para que se

origine una fisura debido a la fatiga del material.

El grafico N°2 que se incluye en la página siguiente muestra una relación típica entre

amplitudes de variaciones de tensiones y los números de ciclos que es capaz de

soportar una sección estructural, según sus características (Soldadura apernada, hilos,

cambios de sección, etc.).

Lo destacable de la norma americana AWS, es la de su fijación de una fluctuación

mínima de tensión, que asegura que bajo este valor, cualquiera que sea el número de

ciclos, nunca se producirá la falla por fatiga.

Cuando los esfuerzos exceden el límite admisible de fatiga se puede obtener el numero

aproximado de ciclos requeridos para el inicio de grietas por fatiga, mediante la Norma

AWS Code D1.1, Estructural Welding Code.

Otro aspecto importante de esta normativa a emplear es la de tener presente que la

rectificación logarítmica de los resultados experimentales corresponde a una franja de

puntos que ella toma en cuenta con una distribución transversal gaussiana que está

definida por la siguiente ecuación:



7.1. Numero de ciclos de operación El análisis de fatigamiento se ha aplicado de acuerdo a la norma NCh 427, considerando que las grúas han tenido entre 500.000 de ciclos de operación a lo largo de sus vida, con lo cual se ha determinado una reducción en la tensión admisible entre 1200 y 1690 kg/cm² dependiendo del material base, tipo de soldaduras, tipo de tensión a la que está sometida la estructura, tensión de trabajo de flexión, etc. Para determinar lo anterior se ha considerado que en el puerto se descarga 4.200 T carbón/día, usando la grúa cuya capacidad nominal es de 750 TPH, la grúa ha tenido aproximadamente 543.000 ciclos. Se define: Ciclo : N° de carga por el balde Producción : 2.100 Ton/dia Carga balde : 30 Ton Rendimiento : 85% N° Total de Baldes : 60 Baldes/día N° años : 25 años N° ciclos : 542.937 ciclos Si estos valores lo agregamos al grafico N°1, E y agregamos que: El esfuerzo máximo: 189 [MPa] supera el admisible de fatiga

Grafico N°1: Diagrama F-N característico de un esfuerzo fluctuante de amplitud constante, en el que se obtiene como resultado que todos los sectores de la grua que estén menor a 95-105 [MPa] fallara por fatiga, es decir la grúa no está diseñada para la fatiga.

En relación al análisis considerando fatigamiento, se puede observar que en general las tensiones en el pórtico, pluma y plumín superan el admisible que es 125 [MPa]



8. CONCLUSIONES

De acuerdo a los resultados obtenidos se puede concluir que:

Los máximos esfuerzo están localizados puntualmente, en el plumín se tiene el

máximo esfuerzo que es de 186 [MPa] y supera levemente el admisible que es

177 [MPa].

Se determinó que el esfuerzo admisible de fatiga es de 125 [MPa] los valores que

sobrepasen este valor fallaran por fatiga.

El Balancín, Castillete y la biela cumplen los criterios mínimos de diseño y fatiga

El Pórtico, pluma y plumín cumple los criterios mínimos de diseño, sin embargo

algunos esfuerzos localizados superan el esfuerzo admisible de fatiga, por lo

que se espera apariciones de grietas.

El máximo esfuerzo en el Pórtico se localiza entre la unión del cilindro y las

patas. Los refuerzos del manto debido a la soldadura son concentradores de

esfuerzo que se elevan en la zona de la puerta.

El máximo esfuerzo en la Pluma se localiza entre la unión de una plancha gruesa

y delgada (concentrador de esfuerzo), por lo cual con una soldadura suave y

controlada se puede eliminar.

El máximo esfuerzo en el Plumín se localiza al final de la pletina de refuerzo

En general los calculista diseñan los equipos y estructuras para una vida útil de

20-30 años, la grúa tiene actualmente 25 años por lo que se recomienda

recomienda reemplazar el Pórtico y el Plumín.

El Pórtico y el plumín se recomienda fabricarlo con un acero de mayor resistencia

como el ASTM A514 que es utilizado generalmente para fabricación de plumas

de grúa. la calidad del acero actual es muy baja (A 42-27ES), manteniendo los

espesores.

Las Patas tienen un esfuerzo máximo de 76 [MPa] el factor de seguridad es de

3,4, por lo que se puede mantener.



ANEXO 8.1.

FACTOR DE SEGURIDAD



ANEXO 8.2.

LICENCIA DEL SOTFWARE



ANEXO 8.3.

PROPIEDADES MECANICAS DE LOS ACEROS

analisis de elementos finitos grua bynsa rev b (1)

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