Diseño del sistema de transporte del robot de inspección de los ...

PROYECTO INTEGRADOR DE LA CARRERA DEINGENIERIA MECANICA

DISENO DEL SISTEMA DE TRANSPORTE DELROBOT DE INSPECCION DE LOS TUBOS DE LOS

GENERADORES DE VAPOR Y UN BREVE ANALISISDE LOS SENSORES

Alexandre Semine

Alexandre Semine Diego Fernandez MorenoESTUDIANTE DIRECTOR

Junio 2011

Centro Atomico Bariloche

Instituto BalseiroUniversidad Nacional de Cuyo

Comision Nacional de Energıa AtomicaArgentina

A mi familia

A Mary

Indice general

1 Introduccion 9

2 Sensores 15

2.1 La necesidad: que se desea medir? . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

2.2 Los procedimientos: como se mide? . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152.2.1 Sondas de corrientes de Foucault: principios de funcionamiento 162.2.2 Configuraciones de bobinas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192.2.3 Fabricantes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

3 Lugar y medio de transporte 21

3.1 Posibilidades . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

3.2 Calculos del perfil L antivuelco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 263.2.1 Suposiciones e hipotesis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 263.2.2 Calculos de variables relevantes . . . . . . . . . . . . . . . . . 293.2.3 Seleccion de las UTB inferiores . . . . . . . . . . . . . . . . . 323.2.4 Seleccion de las UTB superiores . . . . . . . . . . . . . . . . . 353.2.5 Dimensionamiento de los perfiles L . . . . . . . . . . . . . . . 37

3.3 Analisis y dimensionamiento del recorrido . . . . . . . . . . . . . . . 433.3.1 Consideraciones generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 433.3.2 Trazado de las vıas entre la zona de trabajo y la zona de

almacenamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 453.3.3 Tramo removible . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

4 El carro de transporte 54

4.1 Calculos del espesor del carro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

4.2 Sistema de rodadura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

4.3 Pasaje por las curvas: problemas y soluciones . . . . . . . . . . . . . 61

4.4 Transporte de herramientas: carro unico para todo o dos con articulacion 624.4.1 Consideraciones generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

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INDICE GENERAL Alexandre Semine

4.4.2 El tamano del segundo carro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 644.4.3 Sistema de acoplado entre los dos carros . . . . . . . . . . . . 66

4.5 Estabilizacion lateral . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 684.5.1 Estabilizacion lateral del carro de transporte del robot . . . . 684.5.2 Estabilizacion lateral del carro de transporte de herramientas . 74

5 Sistemas de transmision, frenado y bloqueo 75

5.1 Transmision . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 755.1.1 Ideas preliminares . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 755.1.2 Rieles y rueda de transmision . . . . . . . . . . . . . . . . . . 775.1.3 Seleccion del motorreductor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 825.1.4 Fijacion de la transmision al carro . . . . . . . . . . . . . . . . 84

5.2 Sistema de frenado y control de la velocidad . . . . . . . . . . . . . . 86

5.3 Sistemas de bloqueo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

6 Conclusiones 89

Apendices 92

A Memoria de calculo 92

B Planos - Grupo A 93

C Planos - Grupo B 94

D Planos - Grupo C 95

E Planos - Grupo D 96

F Planos - Grupo E 97

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Indice de figuras

1.1 Corte transversal del recipiente del reactor. . . . . . . . . . . . . . . . 10

1.2 Placa tubo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

2.1 Bobina, muestra, campo generado y corrientes inducidas. . . . . . . . 16

2.2 Ejemplo del diagrama de impedancia sobre el plano complejo. . . . . 17

2.3 Sonda X-probe de Zetec. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

3.1 Riel HMG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

3.2 Distribucion de 6 bloques y los grados de libertad necesarios. . . . . . 23

3.3 Unidad de transferencia de bolas generica. . . . . . . . . . . . . . . . 24

3.4 Esquema de construccion interna de una UTB. . . . . . . . . . . . . . 25

3.5 Seccion transversal de la pista y de los perfiles L antivuelco. . . . . . 26

3.6 Representacion grafica de la forma de las deformaciones tridimension-ales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

3.7 Aproximacion de la sonda a la entrada de la placa tubo. . . . . . . . 28

3.8 Detalle del extremo de una sonda comercial de corrientes de Foucault. 29

3.9 Medidas preliminares de la mesa. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

3.10 Desvıos en los extremos de interes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

3.11 Diagrama de cuerpo libre del brazo robotico en la posicion de trabajo. 32

3.12 Distribucion de las UTB inferiores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

3.13 Esquematizacion exagerada de la tolerancia de las superficies de apoyo. 35

3.14 Numeracion de los eslabones del brazo robotico. . . . . . . . . . . . . 36

3.15 Separacion del perfil L en dos perfiles de seccion rectangular. . . . . . 37

3.16 Grafica de la variacion del momento flector a lo largo de la viga. . . . 38

3.17 Ilustracion exagerada de la forma de la deflexion real (azul) ysimplificada (rojo) de una viga. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

3.18 Variables involucradas en la deflexion de la viga. . . . . . . . . . . . . 40

3.19 Variables involucradas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

3.20 Vista general del anillo principal del recorrido. . . . . . . . . . . . . . 43

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INDICE DE FIGURAS Alexandre Semine

3.21 La ubicacion vieja de la puerta del recinto seco. . . . . . . . . . . . . 44

3.22 La nueva ubicacion de la puerta del recinto seco. . . . . . . . . . . . . 45

3.23 Detalles del primer tramo de salida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

3.24 Ubicacion del segundo tramo de salida. . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

3.25 Forma y ubicacion del tramo removible. . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

3.26 Condiciones de cargas en estudio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

3.27 Vista general de la ubicacion de als guıas conicas y detalles de unade las guıas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

3.28 Vista general de la pieza de apoyo del tramo removible. . . . . . . . . 51

3.29 Tramo removible en su lugar de almacenado. . . . . . . . . . . . . . . 52

3.30 Ilustracion de la manera en que las guıas macho ofrecen estabilizacionradial del tramo en su lugar de almacenado. . . . . . . . . . . . . . . 53

4.1 Puntos de fijacion en la base del robot. . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

4.2 Detalle del apoyo de la fijacion frontal de la base del robot. . . . . . . 56

4.3 Diagrama de cuerpo libre del extremo de la mesa. . . . . . . . . . . . 57

4.4 UTB inferior. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

4.5 UTB superior . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

4.6 Distribucion de las UTBs inferiores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

4.7 Una de las fijaciones laterales del robot, que no presenta interferenciacon las UTBs inferiores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

4.8 La segunda fijacion lateral y la frontal, de las cuales ninguna presentainterferencia con las UTBs inferiores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

4.9 Cuasi interferencia entre el carro y el perfil antivuelco. . . . . . . . . 61

4.10 Penetracion de la curva en el costado del carro. . . . . . . . . . . . . 61

4.11 Forma de los laterales y las esquinas del carro. . . . . . . . . . . . . . 62

4.12 Rack de herramientas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

4.13 Rack con las herramientas en configuracion final. . . . . . . . . . . . 65

4.14 Vista en explosion del sistema de acoplado. . . . . . . . . . . . . . . . 67

4.15 Acople armado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

4.16 Vista general del modelo LM25 de Omnitrack. . . . . . . . . . . . . . 69

4.17 Vista general de una unidad LC22. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

4.18 Detalle del primer punto que mantiene la distancia con los perfilesantivuelco. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

4.19 Detalle del segundo punto que mantiene la distancia con los perfilesantivuelco. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

4.20 Ubicacion de los puntos Pap1 y Pap2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

4.21 Pieza de fijacion de las LM25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

4.22 Pieza de fijacion de las LC22. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

4.23 Vista de la colocacion de las unidades sobre el carro . . . . . . . . . . 73

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INDICE DE FIGURAS Alexandre Semine

4.24 Detalle de ubicacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

5.1 Forma general de la rueda conica. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

5.2 Ubicacion del angulo α. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

5.3 Ubicacion de la rueda conica sobre los rieles . . . . . . . . . . . . . . 77

5.4 Ubicacion del punto de contacto entre la rueda conica y el riel. . . . . 78

5.5 Uno de los rieles de transmision con las nomenclaturas. . . . . . . . . 79

5.6 Nomenclaturas y medidas en la zona del apoyo. . . . . . . . . . . . . 80

5.7 Corte de la rueda conica y el riel de transmision. . . . . . . . . . . . . 82

5.8 Vista general del motorreductor seleccionado. . . . . . . . . . . . . . 83

5.9 Componentes de la transmision. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

5.10 Disposicion final del rack y el sistema de traccion sobre el carro detransporte de herramientas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

5.11 Forma del apoyo de la mordaza de freno. . . . . . . . . . . . . . . . . 87

5.12 Mordaza de doble accion P220 de Tolomatic. . . . . . . . . . . . . . . 87

5.13 Posicion final de la mordaza sobre el carro. . . . . . . . . . . . . . . . 88

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Resumen

Con el proposito de asegurar un estado optimo de los canos de los generadores devapor de un reactor nuclear, se deben hacer inspecciones periodicas de los mismos.En el caso del reactor CAREM-25 estas inspecciones pueden ser realizadas en losperiodos de parada para recambio de combustible. Dichos periodos se dan con ciertaperiodicidad predefinida y aseguran un lapso de tiempo suficiente para realizar lasinspecciones.

Para la realizacion de estas inspecciones se considera de forma preliminar la uti-lizacion de un brazo robotico Kuka KR 360 L150-2P. La necesidad de utilizar unbrazo robotico para estas tareas proviene del peligro que representa para la saludhumana los niveles de radiacion en el recinto desde el cual es posible acceder a lasbocas de los generadores de vapor. El robot ira equipado de herramientas necesariaspara abrir un acceso a los tubos de dichos generadores y de una sonda de corrientesde Foucault para las inspecciones.

A lo largo de este trabajo se ha desarrollado un sistema de transporte del brazorobotico capaz de realizar el recorrido predefinido necesario para realizar las inspec-ciones. Se ha hecho un rediseno completo de las vıas de transporte, el carro y parcialde la transmision.

La razon principal para realizar los cambios fue simplificar el sistema original y asu vez hacerlo mas flexible en algunos aspectos, como por ejemplo la facilidad demanipular el robot en el recinto de guardado. Tambien se ha buscado una solucionmas robusta y con posibilidades de otras aplicaciones, como podrıa ser el transportede herramientas y materiales en los casos en que se requiera el ingreso de personalpor periodos breves.

Palabras clave: CAREM, generadores de vapor, brazo robotico, carro, vıas,transmision.

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Abstract

In order to ensure an optimal state of the pipes of the steam generators of a nuclearreactor, some periocic inspections of these pipies must be made. In the case of thereactor CAREM-25 these inspections can be conducted in the stop periods of nu-clear fuel replacement. These periods occur every certain predefined intervals andensure a sufficient time period to conduct inspections.

To carry out these inspections it is preliminary considered to use a robotic armKuka KR 360 L150-2P. The need to use a robotic arm for these tasks comes fromthe danger posed to human health by the radiation levels at the site from which theaccesses to the steam generators can be reached. The robot will be equipped withall necessary tools to open access to the tubes of the steam generator and an eddycurrent probe to perform the inspections.

Throughout this work there was made a developement of a transport system of therobotic arm capable of performing the predefined travel required to carury out allthe inspections. There also was made a complete redesign of the transport tracks,wagon and a partial redesign of the transmission.

The main reason for the changes was to simplify the original system and at thesame time make it more flexible in some aspects, such as the ease of manipulatingthe robot in the storage area. It was also looked for a more robust solution with apossibility of other applications, as might be the transport of tools and materials incases that require the entry of personnel for short periods.

Keywords: CAREM, steam generators, robotic arm, wagon, tracks, transmission.

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Capıtulo 1

Introduccion

Para lograr una operacion eficiente de un reactor nuclear, se le deben hacer recam-bios de combustible, ya que el mismo va perdiendo su rendimiento como combustiblenuclear. El proceso de recambio en general se realiza en forma gradual, desplazan-do las barras desde los lugares mas externos hacia los mas internos. Los elementoscentrales se extraen y se almacenan para su posterior reciclaje o un almacenado per-manente y en los lugares mas externos se colocan elementos nuevos. Para realizaroperaciones sobre los elementos combustibles hace falta tener acceso al interior delnucleo, para lo cual, a su vez, se debe parar por completo la actividad del reactor.Para el reactor CAREM-25 esas paradas se deberan realizar cada 13 meses.

Las paradas programadas mencionadas mas arriba se aprovechan tambien para re-alizar tareas de mantenimiento preventivo e inspecciones en busqueda de posiblesfallas, tanto en el interior del nucleo como en las zonas cercanas al mismo.

Dentro de las tareas de mantenimiento que tienen lugar cada ano en los periodosde parada para recambio de elementos combustibles se encuentran las inspeccionesde los tubos de los generadores de vapor. Estas inspecciones se hacen con el fin debuscar posibles fallas en las paredes de los tubos. Esas fallas pueden ser fisuras, dis-minucion de espesor, grietas o cualquier otra irregularidad tanto sobre la superficiecomo en el interior de las paredes. Dichas fallas pueden ser, por ejemplo, productode un defecto en la fabricacion invisible inicialmente y que se ha ido propagandodurante la operacion.

Para comprender un poco mas la importancia y la funcion de los generadores devapor, se pasa a explicar primero, en forma breve, los conceptos basicos del reactorCAREM-25.

La caracterıstica principal del reactor CAREM es el hecho de contener dentro delrecipiente a presion tanto las barras de combustible y las de control como el circuitoprimario y los generadores de vapor (GV). En la figura 1.1 se ilustra dicho concepto.Las flechas indican el sentido del flujo del agua. Dicho flujo se produce exlusivamentepor conveccion natural. En el exterior del recipiente un cano circular, conectado acada uno de los 12 GV, recoge el vapor generado y lo lleva a las turbinas que a su

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Capıtulo 1. Introduccion Alexandre Semine

vez generan energıa electrica. Por ultimo, en el camino de regreso a los GV el vapores enfriado por un circuito terciario para ser condensado.

Figura 1.1: Corte transversal del recipiente del reactor.

Los GV se componen, basicamente, de una gran cantidad de tubos contenidos dentrode un tubo de mayor tamano. La geometrıa de los tubos menores ha sido cuidadosa-mente estudiada, para dar como resultado una forma de espiral en el tramo entre elingreso al GV y la parte inferior de este y simplemente rectos en el tramo entre laparte inferior del GV hasta la salida del mismo. Los espirales de los distintos tubostienen una forma tal que en conjunto logran un arreglo muy compacto y se optimizala transferencia de calor entre el agua del recipiente y el agua del circuito secundario.

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Con el fin de asegurar que los GV se encuentran en estado optimo de funcionamien-to, se deben realizar tareas de inspeccion de sus canos. Dicha inspeccion debe serautomatizada dado que las salidas de los GV estan sobre la superficie externa delrecipiente y por lo tanto en un zona con altos niveles de radiacion. Inclusive en losperiodos de parada esos niveles de radiacion son excesivos para una persona.

A pesar de los altos estandares de fabricacion se deben realizar las tareas de inspec-cion para detectar los posibles defectos en sus primeras etapas, y de esta maneraevitar un problema mayor. Si bien una fisura que atraviese la pared de un cano deun GV no generarıa problemas mayores que la contaminacion del agua del circuitosecundario, las inspecciones de dichos canos son una practica obligatoria dictada pornormas.

La inspeccion de los tubos de los GV por medio de un brazo robotico tiene por finali-dad minimizar la exposicion del personal a la radiacion. A pesar de que los niveles seencuentran dentro de los permitidos para exposiciones controladas, se desea reduciral maximo estas exposiciones. Dicho brazo debe ser transportado desde su lugar dealmacenamiento hasta cada uno de los GV, junto con todas las herramientas nece-sarias para realizar las inspecciones.

Las inspecciones se realizan introduciendo una sonda de corrientes de Foucault encada uno de los tubos de los intercambiadores de calor. Para lograrlo se debe desmon-tar primero la brida de cada uno de los GV para dejar al descubierto la placa tubo.En la figura 1.2 se muestra se muestra dicha placa descubierta. Una vez hecho esose introduce la sonda en cada una de las entradas, inspeccionando cada tubo porambos lados hasta la mitad del recorrido. La exploracion se realiza de esta manerapor la forma de la construccion de los tubos y la dificultad de inspeccionar el tramoinferior que se encuentra en la mitad del largo del tubo.

Las tareas que debera realizar el robot seran:

� Remocion de las bridas para dejar al descubierto la placa tubo de cadagenerador de vapor.

� Inspeccion uno por uno de los canos de cada generador de vapor.

� Recolocacion de las bridas.

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Figura 1.2: Placa tubo.

Objetivos del proyecto

Como meta de este trabajo se ha propuesto el diseno del sistema de transporte delbrazo robotico y las herramientas, el diseno de la transmision y un breve analisisdel sistema de inspeccion de los tubos de los GV. A su vez, el diseno del sistema detransporte se compone de las siguientes etapas:

� El diseno del soporte. Se debera decidir si utilizar un sistema de rieles o algunsistema alternativo.

� El diseno del carro de transporte del robot. Segun el sistema adoptado en elpunto anterior se debera proceder al diseno del carro, sus dimensiones y lossistemas de rodadura.

� El diseno de la integracion del carro con el soporte.

� La adaptacion del recorrido a la nueva ubicacion de la puerta del recinto seco.Respecto al trabajo anterior (Quispe, 2010) [1] se ha hecho un cambio en laubicacion de la puerta.

� El diseno del mecanismo que removerıa el tramo del soporte que pasa por lapuerta del recinto seco.

En un trabajo previo sobre el tema, ya se ha hecho tanto una propuesta preliminarde un posible modelo del brazo robotico a utilizar como el analisis y el diseno deltrazado del recorrido. Tambien se ha propuesto una posibilidad del sistema de trans-porte. (Quispe, 2010) [1] Dicho sistema temporalmente se ha descartado debido a lanecesidad de realizar ingenierıa inversa de rieles prefabricados y la complejidad dedichos rieles. En este trabajo el robot propuesto preliminarmente es considerado solo

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a efectos academicos y el trazado del recorrido tambien ha sido tomado en cuenta.Tambien se ha mantenido el sistema de transmision con ligeras modificaciones y elsistema de provision de energıa y circuitos hidraulicos.

El robot que ha sido seleccionado es el Kuka KR 360 L150-2P. Las especificacionesdel robot seleccionado son las siguientes: [5]

� Peso propio - 2050 kg

� Carga maxima admisible sobre el extremo del brazo - 150 kg con posibilidadde anadir una extension de 50 kg de peso

� Largo del brazo en la posicion extendida - 3,5 m

Estructura del proyecto

A manera de guıa, el contenido de los capıtulos puede sintetizarse como sigue:

Resumen - Un breve resumen de las metas, el desarrollo y los resultados

Capıtulo 1: Introduccion - Se hace una breve introduccion al tema. Se describela necesidad de las inspecciones de los generadores de vapor, los medios para hacerlo,la razon de uso de un sistema automatico. Se describe brevemente en que consistedicho sistema y cual es el rol del presente trabajo. Se hace la descripcion del robotpreseleccionado a utilizar ya que la seleccion del mismo no se encuentra entre lospropositos de este trabajo.

Capıtulo 2: Sensores - Se describe en detalle en que consisten, en que principiosse basan, como se usan y cuales son los principales fabricantes. Si bien el diseno y lafabricacion de los mismos han sido asignados a un laboratorio del Centro AtomicoConstituyentes, se describira lo anterior con el fin de facilitar la comprension deltrabajo y sus propositos.

Capıtulo 3: Lugar y medio de transporte del robot - Se hace un analisis delsistema propuesto en el trabajo anterior (Quispe, 2010) [1] y se da la justificaciondel porque se descarta. Tambien se analiza posteriormente un sistema de transportede rieles comerciales y un sistema propuesto y disenado desde cero. Se hace unacomparacion de ventajas y desventajas de cada uno de los sistemas, justificando ladecision de optar por el ultimo. Posteriormente, se describen en detalle las distintaspartes del sistema. Se incluyen los calculos correspondientes. Tambien se proponeuna solucion a la necesidad de remover un tramo del camino en la zona del pasajede la puerta corrediza. Por ultimo se hacen y se presentan los calculos necesariospara mostrar que no existen concentraciones excesivas de tensiones.

Capıtulo 4: El carro de transporte - Se describiran los calculos pertinentesdel espesor de la chapa a utilizar. Se hara un breve analisis de refuerzos a utilizar.Tambien se describira con detalle la ubicacion de los sistemas de rodadura y las

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justificaciones del porque de dicha ubicacion. Posteriormente se hara un analisis dela entrada y la salida del carro de las curvas, las complicaciones y las soluciones.Se hara una comparacion entre las posibilidades de utilizar un carro unico que llevetanto el robot como las herramientas y un carro compuesto de dos partes, una parael robot y otra para herramientas, unidas por un elemento rıgido con posibilidad derotacion. Por ultimo, se hara una descripcion del sistema que mantendra el carroestable, sin permitir juego horizontal en direccion perpendicular a la de desplaza-miento.

Capıtulo 5: Sistema de transmision y frenos - Se hara una breve descripcionde las distintas alternativas del sistema de transmision que han ido surgiendo. Sedescribiran las ventajas y desventajas de cada uno, tomando, finalmente, la decisionpor uno de dichos sistemas. Se presentaran los calculos necesarios para el sistemaseleccionado. Posteriormente se discutira la posibilidad de controlar la velocidad delcarro tanto en la aceleracion como en la desaceleracion con el sistema propuesto yseguidamente, la necesidad o no de algun sistema de frenado adicional. Por ultimose presentara un posible sistema de bloqueo del carro en el lugar de trabajo.

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Capıtulo 2

Sensores

En este capıtulo se describira en que consisten los ensayos no destructivos porcorrientes de Foucault y los principios de funcionamiento de las sondas. Semencionara los distintos tipos de sondas que existen, sus diferencias constructivas ylos resultados que dan. Tambien se hablara de los fabricantes mas importantes deeste tipo de productos.

2.1. La necesidad: que se desea medir?

Para asegurar el correcto funcionamiento de los generadores de vapor (GV) y dis-minuir la probabilidad de falla durante la operacion, estos deben ser inspeccionadosperiodicamente en busca de desperfectos. Estos desperfectos pueden consistir enfisuras, grietas miscroscopicas, corrosion y erosion que a la larga pueden crecer yprovocar la rotura de un cano de un GV. En principio una rotura de un cano nogenerarıa problemas mayores que la contaminacion del agua del circuito secundario,pero de cualquier manera eso es algo totalmente indeseado.

Es evidente que cualquier tipo de falla durante el proceso de funcionamiento tendrıaconsecuencias graves. En base a esto se ha decidido realizar inspecciones periodicasde los tubos de los GV, aprovechando las paradas del reactor para tareas de recambiode elementos combustibles.

2.2. Los procedimientos: como se mide?

En la actualidad, el desarrollo de los ensayos por corrientes inducidas ha llegadoa tal nivel que dichos ensayos son capaces de proporcionar una inspeccion segura,rapida y totalmente reproducible. La necesidad de realizar inspecciones rapidas yseguras en busca de fallas ha sido el estımulo principal para el desarrollo de unagran variedad de instrumentos comerciales. Ahora existe en el mercado una grangama de instrumentos especializados, partiendo de equipos sencillos y de bajo costohasta grandes sistemas integrados que incluyen todo el instrumental necesario pararealizar mediciones y procesar resultados a escala industrial. Los avances tecnologi-cos en el campo de ensayos no destructivos ha llevado a la posibilidad de realizar

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Capıtulo 2. Sensores Alexandre Semine

inspecciones sin danar las muestras donde antes solamente eran posibles ensayosdestructivos. (Ramirez, 1977) [8]

Para realizar las inspecciones de los tubos de los GV se ha decidido utilizar una sondade corrientes de Foucault. Esta seccion se compone de dos partes: la descripcionde los principios de funcionamiento de la sonda y la manera en que dicha sondasera llevada hasta las posiciones de trabajo.

2.2.1. Sondas de corrientes de Foucault: principios defuncionamiento

Si se toma una muestra de un material conductor y se coloca la misma en un campomagnetico variable de amplitud Hp y frecuencia f , este generara dentro de la mues-tra corrientes circulares inducidas, conocidas comunmente como corrientes parasitaso corrientes de Foucault.

De aquı en adelante se supondra que la variacion del campo magnetico es senoidaly que el campo Hp es generado por una bobina colocada cerca de la superficie dela muestra. Lo anterior se ilustra en la figura 2.1. Las corrientes inducidas en lamuestra generan, a su vez, un campo magnetico opuesto Hs. Este campo modificael campo original Hp.

Figura 2.1: Bobina, muestra, campo generado y corrientes inducidas.

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Ahora, observando unicamente la bobina, sin ninguna muestra en sus cercanıase ignorando perdidas de capacitancia, la misma posee los siguientes parametroscaracterısticos:

� La reactancia inductiva XL0 dada por:

XL0 = 2π f L0 = ω L0 (2.1)

donde L0 es la reactancia de la bobina.

� La resistencia ohmica R0.

Dado que el valor de R0 es constante, no influye en los efectos electromagneticos ypor lo tanto, por simplicidad, se lo puede considerar nulo.

Ante la presencia del campo Hs, el campo Hp sufrira una modificacion, llevando coneso a la aparente modificacion de las propiedades electromagneticas de la bobina.Ahora L0 pasara a ser L y R0 pasara a ser R. Esa modificacion de las propiedadesse refleja directamente en la, tambien aparente, variacion de la impedancia de labobina. Dicha impedancia esta dada por:

Z = R + jω L donde j =√−1 (2.2)

Este aparente cambio de la impedancia se manifiesta tanto en la variacion de laamplitud como de la fase y puede representarse en el diagrama de la impedanciasobre el plano complejo. En la figura 2.2 se muestra un ejemplo de tal diagrama.

Figura 2.2: Ejemplo del diagrama de impedancia sobre el plano complejo.

Para evitar la dependencia de los resultados con los parametros de la bobina utiliza-da en la medicion, es recomendable normalizar la impedancia Z dividiendo tanto R

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como ωL por ωL0. Al hacerlo, el resultado sera independiente del numero de espirasde la bobina, de su diametro, etc. Por lo tanto, la bobina en vacıo correspondera alestado inicial P0. Al colocar una muestra conductora cerca de la bobina, ese estadoinicial sera modificado y pasara a ser P2, debido al campo HS. Como se ha dichoanteriormente, este campo tendra efecto analogo al cambio de las propiedades de labobina.

Tanto la amplitud como la fase en el nuevo estado P1, en presencia de una muestraconductora, son funciones de las propiedades de dicha muestra y de las caracterısticasdel sistema. En la tabla 2.1 se listan las propiedades de ambas partes que influyenen el resultado de las mediciones.

Propiedades significativas de lamuestra

Caracterısticas del sistema

σ - conductividad electrica f - frecuencia del campo alterno de labobina

D - dimensiones (diametro, espesor, etc.) Tamano y forma del solenoide

µR - permeabilidad magnetica relativa d - distancia de la bobina al objeto

Presencia de discontinuidades

Tabla 2.1: Parametros que influyen en el estado final P1. Tabla extraıda de [8].

El estudio de resultados, tanto de los obtenidos como de aquellos que se esperarıanobtener bajo determinadas condiciones, se ha venido haciendo mediante analisismatematicos para casos relativamente sencillos o mediante ensayos esperimentales.

Mediante analisis matematicos se han podido obtener soluciones para los siguientescasos:

� Bobina rodeando la muestra - la muestra es de forma cilındrica, tubular esfericao elipsoidal.

� Sonda interior a un tubo.

� Palpador de superficie.

� Bobinas en configuracion de horquilla - medida y control de espesores demuestras planas o cilındricas.

En los demas casos, en los cuales no se ha podido obtener una solucion matematicaexacta, se ha recurrido a ensayos experimentales. Analizando muestras con σ,µR, D y d conocidos y basandose en una ley de semejanza aplicable a losfenomenos electromagneticos se ha podido obtener informacion cuantitativa sobrediscontinuidades y otros defectos. En base a los resultados empıricos y matematicos,actualmente es posible utilizar el metodo de corrientes de Foucault obteniendoresultados inequıvocos para los siguientes propositos:

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� Deteccion y determinacion de la profundidad de grietas, cavidades u otrasdiscontinuidades de cualquier forma y posicion en cilindros, tubos y esferascon solenoides envolventes.

� Deteccion y determinacion de la profundidad de grietas, cavidades u otrasdiscontinuidades de cualquier forma y posicion en tubos mediante sondas.

� Deteccion y determinacion de la profundidad de grietas en productos planosy cilındricos mediante palpadores aplicados a la superficie de la muestra.

� Deteccion de la variacion de la conductividad, espesor y distancia al sensor enchapas, mediante palpadores.

2.2.2. Configuraciones de bobinas

Existen distintos tipos de configuraciones de bobinas en los sensores. Las sondas deinspeccion de tubos suelen utilizar los llamados sensores absolutos, sensores difer-enciales o ambos a la vez. Cada una de estas configuraciones posee sus ventajas ydesventajas, y trabajando en conjunto pueden lograr resultados de alta precision.

Las sondas absolutas suelen utilizar una bobina unica que es usada tanto para gener-ar las corrientes parasitas en la muestra como para sensar la variacion del campogenerado por dichas corrientes. Los sensores absolutos se utilizan, generalmente,para la deteccion de fallas, medicion de conductividad, espesor y distancia entre lasonda y la muestra. La amplitud de la senal suele ser proporcional a la magnitudde la falla o parametro que se este midiendo. Estas sondas son muy versatiles. Lasversiones comerciales suelen tener una bobina de referencia con nucleo de aire paracompensar las variaciones de temperatura.

Las sondas diferenciales incorporan dos bobinas, generalmente bobinadas en sen-tidos opuestos. En algunos casos se las bobina en el mismo sentido y se obtienenresultados similares. Cuando un sensor de este tipo se encuentra sobre un area librese defectos la senal de salida es nula ya que es diferencial y ambas bobinas estansensando lo mismo. Sin embargo, cuando una de las bobinas se encuentra sobre undefecto y la otra sobre una zona libre se defectos, se genera una senal diferencial.

Este tipo de sensores es muy sensible a defectos puntuales, pero son poco sensiblesa variaciones lentas, por ejemplo, de espesor o de la distancia entre el sensor y lamuestra. Las sondas de este tipo poseen una desventaja fuerte y esa es la dificultadde interpretar los resultados. Por un lado, la magnitud de la senal no es proporcionala la magnitud del defecto y por otro, si el defecto es mas grande que la distanciaentre las bobinas, solo se detectara el comienzo del defecto y el final del mismo,generando una cancelacion de las senales en el medio. Esto ultimo puede llevar aconclusiones erroneas [2].

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Cabe mencionar tambien que existen sondas de reflexion e hıbridas. Las primerasposeen un par de bobinas similar a las diferenciales, pero una se encarga de generarlas corrientes parasitas y la otra lee las variaciones del campo generado por las mis-mas. Las segundas son similares a las de reflexion, con la diferencia de poseer dosbobinas diferenciales como elemento de sensado.Esta construccion permite una muyalta sensibilidad a las fisuras.

En vista de que cada sistema posee sus ventajas y desventajas, ambos suelen combi-narse en una misma sonda. Con esto se aprovechan las ventajas de ambos sistemasy practicamente todos los posibles defectos pueden ser detectables.

2.2.3. Fabricantes

Figura 2.3: Sonda X-probe de Zetec.

Una de las empresas mas importantes enla fabricacion de sondas de inspeccion detubos de generadores de vapor es Zetec[3]. Esta empresa se especializa en la pro-vision de soluciones para inspeccion y en-sayos no destructivos para la industria dela energıa. Posee entre sus productos lasonda X-probe, cuya imagen se muestraen la figura 2.3. En la imagen se ob-servan claramente los dos tipos de bobi-nas, la absoluta mas cerca de la pun-ta y la diferencial despues de la misma[4].

Esta empresa puede proveer todo elequipamiento necesario para la realizacionde las inspecciones. Este equipamiento in-cluye, aparte de las sondas, sistemas au-tomatizados de desenrollado y enrollado delcable de la sonda, unidades de control ymaquinas especializadas en mostrar los re-sultados de las inspecciones.

Por el momento no se puede decir nada acerca de si se optara por equipamientocomercial, si se disenara y se fabricara lo necesario o si se hara parte y parte.

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Capıtulo 3

Lugar y medio de transporte

3.1. Posibilidades

Se ha hecho una investigacion sobre que sistemas es posible utilizar para transportarun robot de dos toneladas, cuyas posiciones de trabajo extremas ejercen un torqueimportante sobre el apoyo. Se debe aclarar que sobre el apoyo actuan dos cargasproducidas por el brazo robotico: una fuerza vertical causada por el peso del mismoy, en la mayorıa de las posiciones, un torque causado por el hecho de que el centrode gravedad del brazo esta fuera de la zona delimitada por los puntos de apoyo. Estecaso puede tener lugar a partir de cierta extension del brazo hacia un lado, ya que elrobot no posee un contrapeso para equilibrar el corrimiento del centro de gravedaddel brazo.

Existen en el mercado sistemas de rieles con modulos de bolas recirculantes, aunquela gran mayorıa de fabricantes de estos sistemas proveen solamente sistemas de de-splazamiento lineal. Esto no es util en este caso, ya que un sistema ası tiene el mismoproblema que el sistema de transporte provisto por el fabricante del robot: se debendesarrollar desde cero los tramos curvos y eso es lo que se busca evitar.

Una empresa japonesa llamada THK [9] tiene entre sus productos una familia derieles curvos con la posibilidad de empalmar con tramos rectos y modulos movilescon sistema de bolas recirculantes. A esta familia de rieles se las denomina GuıasHMG. En la figura 3.1 se muestra un esquema de un empalme de un tramo recto conuno curvo junto con uno de los modulos moviles. El fabricante posee una variedadde modelos HMG para distintas cargas. Los tramos curvos se clasifican por distintosradios de curvatura y angulo que abarcan.

En principio se supone que se utilizaran 4 modulos distribuidos en dos rieles, dea dos. Para poder determinar el modelo mas optimo a utilizar segun las cargasaplicadas y las condiciones de servicio, se deben determinar los valores de una seriede variables que el fabricante toma como representativos. Para determinar estosvalores se ha recurrido a las formulas provistas por el fabricante en el CatalogoGeneral [10] y el catalogo especıfico de los rieles HMG (Straight - Curved GuideHMG) [11]. La seleccion del modelo exacto se puede hacer en base de un valor

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Capıtulo 3. Lugar y medio de transporte Alexandre Semine

Figura 3.1: Riel HMG.

denominado basic dynamic load rating (C). Este valor se define como una carga demagnitud y direccion constantes bajo los cuales la vida util de los componentes serıade 50 km para el caso de modulos moviles a bolilla.

L =

(fT · fCfW

· CPC

)3

× 50 (3.1)

De la formula 3.2.4 se despeja C y los coeficientes f , que son coeficientesdeterminados por las condiciones de servicio, se igualan a 1. La cantidad Pc esel valor de la carga por modulo. A partir de estas consideraciones y haciendo eldespeje resulta:

C =3

√L

50× PC (3.2a)

C =3

√50

50· 2000 · 9,8

4⇒ C = 4,9 kN (3.2b)

Segun la tabla presentada por el fabricante en la pagina 13 del catalogo de los rielesHMG [11], para el valor calculado de C se debe usar el modelo HMG35A. Cabeaclarar que al definir el modelo se definen tanto las propiedades de los tramos rectosy curvos (las dimensiones de la seccion, peso) como las propiedades de los modulosmoviles.

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Se han determinado los coeficientes f segun las tablas propuestas por el fabricanteen las paginas A0-11 y A0-12 del Catalogo General [10] y con los mismos y la formula3.2.4 se ha encontrado que la vida util de los rieles serıa de unos 94 km. Esto es masque suficiente, dado que el recorrido total dtotal suponiendo 40 anos de servicio delreactor serıa de:

d= 1,6 · 6 + 1,679 + 60 · π180· 4,014 · 7 ⇒ d = 40,7 m (3.3a)

dtotal = 40,7× 2 · 40 ⇒ dtotal = 3256 m (3.3b)

Para calcular la cantidad necesaria de modulos moviles se usa el factor de seguridadestatico. Su definicion se da en la pagina A0-9 del Catalogo General [10]. Sin entrarmucho en detalles, simplemente se menciona lo siguiente: para que dicho coeficienteeste en el rango de valores aceptables para la peor situacion (impacto y carga detorsion), se deben utilizar seis bloques distribuidos en dos rieles de a tres.

La utilizacion de seis bloques moviles en dos rieles genera el problema de tener queutilizar sistemas que permitan rotacion y rotacion con desplazamiento de la mesaque soporta el robot respecto de dichos bloques. Este problema surge debido al he-cho de que en los tramos curvos los grupos de tres bloques que estan sobre cada rieldejan de estar sobre una lınea recta y siguen la curvatura del riel, sin embargo lamesa permanece rıgida.

Figura 3.2: Distribucion de 6 bloques y los grados de libertad necesarios.

En la figura 3.2 se muestra esquematicamente la forma en la que se deberıan dis-tribuir las uniones giratorias y las giratorias con desplazamiento. En dicha figuraun cırculo simple indica union giratoria y un cırculo con flecha doble - una uniongiratoria con desplazamiento.

La implementacion de este tipo de uniones es posible mediante sistemas provistos porel mismo fabricante, que posee en sus catalogos una amplia seleccion de rodamientosaxiales y sistemas de desplazamiento lineal. Con estos elementos serıa relativamente

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sencillo disenar y construir la mesa de soporte con los grados de libertad requeridosen las uniones con los modulos moviles. Sin embargo eso presenta dos seriosinconvenientes:

� Incorpora muchas partes moviles - al ser un conjunto de partes que necesitanser alineadas y lubricadas, se aumenta la probabilidad de fallo del sistema, yasea por rotura o por trabado. Ninguna de estas cosas pueden pasar durante laoperacion, ya que esto generarıa un grave problema.

� Genera muchas zonas de acumulacion de partıculas activadas - al incorporaruna importante cantidad de piezas, se incrementa el area expuesta alasentamiento de particulas de polvo activadas. Esto complicarıa y alargarıael proceso de descontaminacion del conjunto despues de las operaciones.

Figura 3.3: Unidad detransferencia de bolas generica.

Aparte de estos dos problemas existe uno un pocomas complicado de resolver. La puerta del recin-to seco tiene un escalon de 130 mm de altura,lo cual implicarıa tener que construir todo el riela esa altura sobre el piso. Sistemas que elevarıanel robot y lo llevarıan por sobre el escalon o al-go similar son impensables por su complejidad yfalta de espacio en esa zona. Ademas de tenerque colocar los rieles a 130 mm sobre el suelo, sedebe tener en cuenta que el tramo de los mismosque pasa por la puerta debe ser desmontable parapoder permitir cerrar la ultima. La necesidad dedesmontar un tramo implicarıa necesidad de per-sonal dedicado, que serıa expuesto a importantesdosis de radiacion, y eso es algo que se pretendeevitar con la incorporacion de sistemas automati-zados.

En vista de los tres problemas recien descriptos y algunos inconvenientes menores,como la dificultad de contactar a los proveedores y la poca claridad en las explica-ciones de diseno en los catalogos, se ha pensado en utilizar algun sistema alternativomas sencillo que resuelva tales problemas.

Tras una serie de investigaciones se ha considerado la posibilidad de utilizar comoelementos de rodadura las unidades de transferencia de bolas (UTB). Estas unidadesconsisten, basicamente, en una bola maciza de acero u otro material duro conteni-da dentro de una estructura sencilla. En general las bolas poseen un colchon debolas recirculantes que las separa de la estructura, provee lubricacion y facilita elmovimiento. En la figura 3.3 se muestra una vista general de una de esas unidadesy en la figura 3.4 se presenta un esquema de la construccion interna.

A nivel de concepto, se propone hacer un carro con una serie de esas unidades co-mo apoyo. La gran ventaja se este sistema es que no necesita ningun tipo de pista

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Figura 3.4: Esquema de construccion interna de una UTB.

especial. Es suficiente con tener una superficie lisa. Esto no resuelve el problema deldesnivel entre el piso y el escalon de la puerta, pero sı el problema de montaje ydesmontaje de precision en zona de riesgo. Las ventajas y las desventajas se puedenresumir como sigue.

Ventajas:

� No se necesita ningun sistema de rieles, solamente un sistema de guiado, porlo tanto la zona del escalon de la puerta del recinto seco no necesita sermodificada.

� Dado que las UTB permiten desplazamiento omnidireccional, el robot puedeser desplazado sin restricciones en el area de guardado, siempre y cuandodisponga de zona adecuada a tal fin

� No se necesita montaje y desmontaje de precision en la zona de riesgo

Desventajas:

� El sistema no es capaz de soportar momentos sin ayuda externa

� Se sigue necesitando hacer montaje y desmontaje en la zona de riesgo de algunmedio capaz de soportar momentos causados por el brazo.

Para permitir que el sistema pueda soportar torques, se propone colocar a los ladosde la pista unos perfiles L invertidos y sobre el carro dos lıneas laterales de UTB queesten apoyadas contra las caras internas de los perfiles L invertidos. En la figura 3.5se muestra esquematicamente el concepto recien descripto. Se hace notar que en lasesquinas internas debe haber una curvatura con un cierto radio mınimo para evitarla concentracion de tensiones. El espesor de la chapa se calcula para una zona envoladizo, en la seccion 3.3.3, y se usa el mismo en todo el recorrido.

En vista de las ventajas y desventajas de ambos sistemas listados mas arriba,esta claro que el ultimo sistema es mas conveniente que el primero, tanto desde

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Figura 3.5: Seccion transversal de la pista y de los perfiles L antivuelco.

el punto de vista de sencillez de construccion como la versatilidad y una mayorfacilidad de descontaminacion. Una ventaja de tener una pista como la descriptaes la posibilidad de poder transportar por la misma practicamente cualquier cosa,como por ejemplo un carro con herramientas en el caso de tener que realizar unareparacion en el interior del recinto seco.

3.2. Calculos del perfil L antivuelco

A continuacion se pasa a analizar con detalle el perfil L antivuelco y a realizar loscalculos necesarios, acompanados de las hipotesis hechas.

3.2.1. Suposiciones e hipotesis

Antes que nada, se deben aclarar las hipotesis que se toman. Esto es muy importante,ya que permite aclarar el porque de la gran parte de las simplificaciones realizadas.A continuacion se lista la serie de suposiciones tomadas:

� Se trabajara en el rango elastico del material. El perfil sera calculado de maneratal que el material no llegue a deformarse plasticamente.

� Se considerara, por el momento, que el resto de las piezas son rıgidas. Con estasuposicion se simplifica el sistema de una manera importante.

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� Para hacer calculos preliminares se considera que no hay deformacionestridimensionales. Esto no es una suposicion final valida, ya que las cargasaplicadas al perfil L son puntuales y el perfil es largo y de espesor pequenoen relacion al largo. Eso provoca deformaciones como las mostradas en formaexagerada en la figura 3.6. Sin embargo esta aproximacion es suficiente paraobtener una idea del espesor necesario.

� En el calculo se ha considerado que los extremos laterales del perfil son libres.Esto no es cierto, ya que estan soldados con los perfiles curvos de ambos lados.En definitiva esto ultimo no es un problema, ya que la estructura final sera unpoco mas rıgida de lo calculado.

Figura 3.6: Representacion grafica de la forma de las deformaciones tridimensionales.

En la figura 3.7 se muestra como se aproxima la punta de la sonda a la entrada deuno de los canos de los GV. Tal como se observa en la figura, el extremo de dichasonda es conico. Esta conicidad es la clave para definir el error maximo con el cualla sonda puede acercarse a la entrada de un cano y entrar sin problemas.

Observando detenidamente las imagenes de las puntas de las sondas comerciales,cuyo detalle se muestra en la figura 3.8, se puede llegar a la conclusion de que eldiametro de la punta es de aproximadamente 1/3 del diametro total. Por lo tan-to se tiene como margen de error 1/3 del diametro de la sonda de cada lado. Trasanalizar distintos diametros de sondas, se ha decidido tomar 2 mm como error maxi-mo permitido. En realidad esto es considerablemente menor al valor que se podrıa

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Figura 3.7: Aproximacion de la sonda a la entrada de la placa tubo.

llegar a tomar y todavıa poder insertar la sonda sin ningun problema. Este valorde 2 mm se tomara como el desvıo maximo permitido del extremo del brazo robotico.

Cabe aclarar en esta instancia que si bien es perfectamente factible compensar lasdeformaciones de las diversas partes del mecanismo mediante un correcto desarrollodel programa de operacion del robot, no es optimo trabajar con un sistema de vıasy carro que presente deformaciones importantes y poco estudiadas. En estas ultimascondiciones se estarıa corriendo un mayor riesgo de ocurrencia de fallas.

Ademas, en cualquier caso, se debe partir de alguna hipotesis solida para poderdimensionar las distintas partes y una permita controlar ciertas desviaciones in-evitables es considerada la mejor para este caso.

Inicialmente son cuatro las medidas del perfil L que se deben determinar: los espe-sores de los dos tramos (horizontal y vertical) y sus largos. Los largos de los tramosse determinan facilmente de la manera que se describe a continuacion. La medidadel tramo horizontal esta determinada por la distancia entre el borde de la mesa

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Figura 3.8: Detalle del extremo de una sonda comercial de corrientes de Foucault.

que soporta al robot y el punto de apoyo de la UTB superior mas el espacio entredicha mesa y el tramo vertical del perfil L. La primera medida es funcion de las car-gas actuantes, ya que en base a eso se selecciona el tamano de las UTB superiores,mientras que la segunda se define.

Como paso previo al calculo de la longitud del tramo vertical, se debe definir elespesor de la mesa. Si bien esto es el tema del capıtulo siguiente, para continuar conlos calculos se debe conocer algo sobre dicha mesa.

3.2.2. Calculos de variables relevantes

Segun lo descripto en el trabajo previo (Quispe, 2010) [1], la base de la mesa esta for-mada por una placa solida de unos 40 mm de espesor. Para optimizar un poco eluso del material y darle mayor rigidez a la estructura, se propone, como punto departida, utilizar una placa de 25 mm de espesor con refuerzo.

Dado que las UTB tienen una altura importante, se decide utilizar este espacio paraubicar aletas verticales de refuerzo. De cualquier manera, la necesidad de utilizardichas aletas se analizara en el capıtulo 4. Tambien se decide, por cuestiones derigidez y para facilitar la circulacion por las curvas, hacer que la mesa de soporte derobot sea cuadrada. Las medidas preliminares de la misma se pueden ver en el es-quema de la figura 3.9. Sin ambargo, estas medidas han tenido que ser modificadas,para llevar el carro a un tamano de 1, 2 × 1, 2 m para permitir ubicar el robot singenerar interferencias con los perfiles antivuelco.

Suponiendo el brazo robotico totalmente rıgido, considerando los brazos de palancaque estan involucrados tal como se observa en la figura 3.10, se puede calcular aque magnitud de desvıo vertical del punto B corresponde el desvıo vertical de 2 mm

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Figura 3.9: Medidas preliminares de la mesa.

del punto A. Se toma el caso mas extremo, con el brazo extendido al maximo. Sibien en la posicion de trabajo el brazo no estara tan extendido, los calculos se hacenpara la posicion mas extrema para asegurar que en la posicion de trabajo el desvıosera menor.

El desvıo maximo d vertical del punto B se calcula de la siguiente manera:

d= D · a

L− a/2(3.4a)

d= 2 · 1030

3088− 1030/2⇒ d = 0,8 mm (3.4b)

Dado que habra deformaciones tanto en los perfiles L como en la mesa, el desvıode 2 mm se debe distribuir entre ambos. Inicialmente se propone, de una maneraun poco arbitraria, darle a la mesa 0, 2 mm y dejarles a los perfiles los 1, 8 mmrestantes. Como se vera en el capıtulo 4, la deformacion de la mesa no llegara agenerar un desvıo de 0, 2 mm en el extremo del brazo.

Cabe aclarar que el desvıo horizontal, tal como se observa en la figura 3.10, es impor-tante en comparacion con el vertical. Este desvıo no puede ser absorbido por algunmargen de error predefinido. La correccion de este desvıo en particular y otros posi-bles de naturaleza similar se hace poniendo a cero el brazo robotico entre operaciony operacion. Como ejemplo de una operacion se puede dar el cambio de herramienta,la insercion de la sonda o el montaje o el desmontaje de una brida.

Inicialmente se supone que la deformacion de la mesa no contribuye de manera apre-ciable al desvıo del extremo del brazo. Este punto sera analizado en mayor detalleen el siguiente capıtulo.

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Figura 3.10: Desvıos en los extremos de interes.

Para poder proseguir con los calculos de las dimensiones de los perfiles L, se debenconocer las medidas exactas de las UTB, y por ende el modelo, ya que estas, juntocon el espesor de la mesa, determinan la altura de dichos perfiles. Con el fin dedeterminar el modelo se procede a calcular las cargas actuantes sobre las UTB tantolas superiores como las inferiores. Las cargas se determinan calculando las reaccionesen los apoyos. Se debe aclarar que para estos calculos se supone que los apoyos seencuentran en los extremos de la mesa, tal como se observa en la figura 3.11.

Esta conjetura no es algo desacertado porque si se supone que el brazo se encuentraextendido hacia uno de los costados, una mınima deformacion de uno de los perfilesL hara que la mesa este apoyada solamente en la fila de UTBs opuesta y que lasdemas UTBs se despeguen de la pista. Tambien se define que los puntos de apoyode las UTBs superiores esten a la misma distancia del centro de la mesa que lafila externa de las UTBs inferiores. El unico proposito de esta definicion es dar laposibilidad de tratar en los calculos los apoyos superiores e inferiores del mismo ladocomo uno solo y decidir cual esta actuando en funcion del signo de la reaccion.

Los valores de las fuerzas actuantes−→Fm y

−→Fc corresponden al peso propio del robot

y el peso maximo que el mismo puede elevar respectivamente. Para calcular seplantean dos ecuaciones: suma de fuerzas verticales igual a cero y suma de momentosigual a cero. No hay fuerzas horizontales, por lo tanto no se incluye la ecuacioncorrespondiente. Tomando inicialmente las dos reacciones positivas y hacia arribay sentido horario como positivo para torques, que a su vez se toman respecto delpunto de aplicacion de R1, resulta:

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Figura 3.11: Diagrama de cuerpo libre del brazo robotico en la posicion de trabajo.

R1 +R2 − 20090− 1470 = 0 (3.5a)

20090 · (0,691 + 0,5425) + 1470 · (3,088 + 0,5425)−−R2 · (0,5425 + 0,5425) = 0 (3.5b)

R2 =20090 · (0,691 + 0,5425) + 1470 · (3,088 + 0,5425)

(0,5425 + 0,5425)

⇒ R2 = 27640 N (3.5c)

R1 = 20090 + 1470− 30052 ⇒ R1 = −6114 N (3.5d)

3.2.3. Seleccion de las UTB inferiores

Tras un breve analisis, se ha decidido utilizar una configuracion de 25 UTBs dis-tribuidas en 5 filas de 5 para las inferiores y 4, una en cada esquina del carro, para lassuperiores. Las filas estarıan ubicadas paralelas a la direccion de desplazamiento. Enla figura 3.12 se muestra la manera en la que estarıan ubicadas las UTBs inferiores.

La razon para utilizar solamente 4 UTBs superiores es lograr que en los casos ex-tremos las que trabajen lo hagan por igual. La situacion limitante es cuando el

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brazo se encuentra extendido paralelamente a la direccion de desplazamiento, yaque ahı solamente podrıan trabajar 2 UTBs, una apoyada en cada perfil antivuelco.Si se supone que seran colocadas varias UTBs para apoyarse sobre el perfil antivuel-co en una posicion perpendicular a la anterior, las UTBs ubicadas en los extremosde cualquier manera tendran que ser capaces de soportar la carga aplicada en laprimera situacion, por lo tanto colocar UTBs extra no tiene mucho sentido.

Figura 3.12: Distribucion de las UTB inferiores.

Una investigacion sobre los fabricantes de las UTB ha sugerido la utilizacion de losproductos ofrecidos por la empresa inglesa Omnitrack [12]. La eleccion se susten-ta en la gran variedad de modelos ofrecidos, gran trayectoria de la empresa en elcampo, suficiente cantidad de informacion sobre productos que se proveen, buenaatencion y facilidades de adquisicion de los productos. Entre los productos ofrecidos,hay una serie denominada 92 Series, que son unidades de alta capacidad de cargacon una pestana de montaje. Una de estas unidades esta mostrada en la figura 3.3.Se observa que la unidad posee cierta altura, lo cual proporciona el espacio paraubicar las aletas de refuerzo de la mesa en el caso en que sea necesario.

La seleccion del modelo se basa unicamente en la carga aplicada a la UTB. Paracalcular la carga que soporta cada UTB se hace la suposicion de que en el caso en elcual una carga este aplicada a varias UTBs, esta esta distribuida homogeneamente

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entre todas las UTBs afectadas. El caso mas extremo se presenta cuando se tiene elbrazo extendido al maximo, ya se paralela o perpendicularmente a la direccion de de-splazamiento. En esa situacion se hace la suposicion de desplazamientos pequenos:a causa de una mınima deformacion del carro y los perfiles L antivuelco, todo elconjunto queda apoyado unicamente en dos puntos: la fila de UTBs mas cercana alextremo del brazo robotico y en el par opuesto de UTBs superiores.

Para asegurar que no exista juego vertical se ha decidido utilizar como UTBs su-periores un modelo de la serie 97 del mismo fabricante. Las unidades de esa serieposeen un cuerpo mas alto que contiene, aparte de la bola y el sistema de bolasrecirculantes, un resorte muy fuerte. Se utilizaran unidades de esa serie con unaprecarga tal que esta no sea superada por la reaccion R2. Con esto se asegurara quelas UTB inferiores nunca perderan contacto con la superficie de apoyo.

Se planea utilizar un sistema similar para evitar juego lateral: un par de UTBs fijasde un lado del carro y un par de UTBs con precarga de resorte del otro, cada parapoyado en el tramo vertical del perfil antivuelco respectivo. Se utilizaran unidadesde baja capacidad, ya que la unica carga que deberan soportar es la precarga de losresortes, que tambien sera pequena en comparacion con las cargas aplicadas a losperfiles L. La seleccion de los modelos se hara al final del sub-capıtulo.

Con lo anterior en mente y teniendo en cuenta los resultados 3.5c y 3.5d se pro-cede a calcular la carga maxima posible aplicada. A estas reacciones tambien sele debe sumar el peso propio del carro y la precarga de las UTBs superiores, am-bas fuerzas homogeneamente distribuidas entre las 25 UTBs inferiores. Por lo tanto,a la reaccion de interes se le debe sumar una quinta parte de las fuerzas mencionadas.

Para las unidades inferiores la carga maxima se da cuando el brazo se extiendeperpendicularmente a la direccion de desplazamiento. En ese caso trabajansolamente 5 unidades. Por lo tanto:

31602

5 · 9,8= 645 kg (3.6)

El caso de carga mas extrema se da cuando, junto con las solicitaciones del casoestatico esta presenta una aceleracion. El valor de la misma, junto con la forma enque actua se describira con detalle en la siguiente subseccion. Aca se limitara a decirque introduciendo la aceleracion, cada UTB inferior de la fila sobre la cual se ejercela fuerza debera soportar 729 kg.

Consultando las caracterısticas en el catalogo del fabricante [13], el modelo que so-porta una carga maxima inmediatamente superior es el 9240, que soporta 1100 kg.

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3.2.4. Seleccion de las UTB superiores

Para las bolas superiores se hace un calculo similar, teniendo en cuenta que en losdos casos extremos son siempre 2 UTBs las que soportan la carga:

6114

2 · 9,8= 311,9 kg (3.7)

Consultando nuevamente el catalogo del fabricante [13], el modelo que soporta car-ga maxima inmediatamente superior es el 9740, que soporta 450 kg antes de queempiece a ceder el resorte. La altura del cuerpo del modelo 9740 es de 114, 3 mmmas 10 mm que sobresale la bola sobre el cuerpo de la UTB.

Se debe tener en cuenta el margen de tolerancia de la planitud de las superficies,tanto la del piso como la de la cara interna de los perfiles L. Se considera que ca-da una de las superficies anteriormente mencionadas tienen tolerancias de ±1 mm.Este hecho se ilustra en la figura 3.13. Teniendo en cuenta este hecho se calcula laaltura exacta del perfil L de manera tal que en el caso de apartamiento maximode las superficies la fuerza ejercida por el resorte todavıa sea igual al 150 % de lafuerza mınima necesaria. Con esto se garantiza el contacto permanente entre todaslas UTBs y las superficies, tanto la inferior como la interna del perfil L.

Figura 3.13: Esquematizacion exagerada de la tolerancia de las superficies de apoyo.

En ningun momento de la operacion se debe perder el contacto entre las UTB ylas superficies de apoyo. Por lo tanto, el hundimiento mınimo necesario de las bolasse calcula para el caso extremo del brazo extendido y con aceleracion maxima delconjunto de los tramos 3 al 7. En la figura 3.14 se muestra una vista lateral del brazorobotico en cuestion con los eslabones enumerados.

35


Si bien Kuka [5] no provee el dato de la aceleracion maxima de los distintos eslabones,sı provee el dato de las maximas velocidades angulares de cada articulacion. Paracalcular la aceleracion se considera que la articulacion de interes llega a la veloci-dad maxima en 2 segundos. Segun el catalogo,la articulacion entre los eslabones 2y 3 puede llegar a una velocidad maxima de 84, 6 o/seg. Por lo tanto, con el cri-terio anterior, esto permite una aceleracion maxima de 42, 3 o/seg2 = 0,736 rad/seg.

Figura 3.14: Numeracion de los eslabones del brazo robotico.

Con herramientas necesarias del software CATIA [14], se ha determinado que laposicion del centro de masa del conjunto de eslabones del 3 al 7 se encuentra a2,493 m de la articulacion entre los eslabones 2 y 3. Con la informacion anterior sepuede calcular la fuerza adicional que se hara sobre los apoyos debido a la aceleracionbrusca. Se supondra que el sentido de movimiento es antihorario si se observa el robottal como se muestra en la figura 3.14.

a= 2,493 · 0,736 = 1,83m

seg2(3.8a)

F= 800 · 1,83 = 1464 N (3.8b)

Introduciendo esta fuerza en las ecuaciones de equilibrio 3.5 y cambiando la posiciondel centro de masa a 0,707m se obtiene que las reacciones son R1 = −8746 N yR2 = 31770 N . Se vuelve a verificar que las UTB inferiores puedan sopotar estacarga:

31770

5 · 9, 8= 648,4 kg (3.9)

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El modelo 9240 sigue siendo perfectamente aceptable.

La fuerza que debera hacer cada UTB superior es:

8746

2 · 9, 8= 446 kg (3.10)

Si se toma 150 % de esta fuerza, eso hara 670 kg. Esta fuerza es superior a los 450 kg,que es capaz de soportar la UTB antes de que la bola empieza a hundirse. Los 220 kgextra haran que la bola se hunda una cierta cantidad. Para saber cuanto se hunde,se debe conocer primero la constante del resorte.

3.2.5. Dimensionamiento de los perfiles L

Segun el fabricante, para el modelo 9740 como UTB superiores, la bola se hundehasta quedar al ras con la cara superior del cuerpo con una carga de 960 kg. Sabiendoque empieza a hundirse con cargas a partir de 450 kg, se puede calcular la constantedel resorte.

k =960− 450

10= 51

kg

mm(3.11)

Conociendo la constante k del resorte se puede calcular facilmente el desplazamientoh de la bola:

h =220

51= 4,3 mm (3.12)

Figura 3.15: Separacion delperfil L en dos perfiles de

seccion rectangular.

Se toma este valor como el de hundimiento mıni-mo de la bola para el caso extremo en el quelas superficies estam mas separadas. Por lo tan-to para la posicion normal se le debe agre-gar 2 mm al desplazamiento de la bola, sien-do 1 mm de acercamiento por cada superfi-cie.

La situacion en la que se tendra el maximo acer-camiento de las superficies sera la que generara lamayor precarga. Eso se dara con h = 8,3 mm. Coneste hundimiento la fuerza ejercida por cada bola so-bre la superficie interna de los perfiles L sera:

F = 8,3 · 51 + 450 = 873,3 kg = 8558 N (3.13)

Esta fuerza es solamente la precarga de cada una delas dos UTBs superiores que actuan a la vez. Una precarga tan elevada asegurara queinclusive la peor situacion desde el punto de vista de cargas no sera suficiente comopara vencer dicha precarga y hacer que el carro se despegue de la superficie principalde apoyo.

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Para calcular la altura total del perfil L simplemente se ha sumado las alturas yespesores de piezas intermedias. Esas piezas intermedias son:

� altura de nivelacion al escalon de la puerta del recinto seco (base de hormigonmas placa de acero) - 130 mm

� altura de las UTB inferiores - 61, 5 mm

� espesor de la mesa - 25 mm

� altura del cuerpo de las UTB superiores - 114, 3 mm

� altura que sobresale la bola en las UTB superiores en condiciones normales noafectadas por la tolarencia de las superficies - 6, 3 mm

En total todas estas partes suman 337, 1 mm. La distancia entre la pared del tramovertical del perfil y el punto de aplicacion de la fuerza esta determinada por la mitaddel diametro de las UTB superiores mas 20 mm de luz entre el borde de la mesay el tramo vertical. Mayores detalles acerca de las ultimas medidas se daran en elcapıtulo 4. En la figura 3.5 se aprecian claramente estas variables. Para mayor de-talle, referirse al plano D-1 en el apendice E.

Ahora, conociendo la precarga maxima se debe calcular el espesor mınimo de losperfiles L de manera tal que no se supere el desvıo de 1, 8 mm del extremo del brazo.Tal desvıo permitira una deformacion de los perfiles de:

d =2 · 542, 5

3088− 542, 5· 1, 8 = 0,77 mm (3.14)

Figura 3.16: Grafica de la variaciondel momento flector a lo largo de la

viga.

Antes de presentar el resultado de calcu-lo del espesor del perfil L, se hace una in-troduccion teorica que justifica dicho resul-tado. En este texto no se presentaran losdetalles de calculos. Para verlos, referirse ala memoria de calculo en el apendice A.El analisis se hace separando el perfil L endos partes tal como se muestra en la figura3.15. Con esto se consigue trabajar con per-files muy sencillos, simplificando los desarrol-los.

Una vez separado el perfil, se trata cada unade las partes como una viga empotrada. Comoahora hay dos partes de una pieza inicial unica,se debe tener un especial cuidado al momentode designar las deformaciones deseadas, ya queal ser de distinto largo no se deformaran por

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igual y tampoco tendran aplicadas las mismascargas. Para resolver eso, se ha armado una planilla de calculo en Mathcad 14 yse ha configurado manualmente la distribucion de las deformaciones entre las dosmitades con los dos siguientes criterios:

� La suma de las deformaciones de ambas partes debe tener como efecto undesvıo de 1, 8 mm del punto de aplicacion de la fuerza.

� Los calculos deben dar como resultado el mismo valor de espesor en cada unade las partes.

La clave para el calculo del espesor esta en definir, a partir de la deflexion de lapunta de la viga, el radio de curvatura de la misma. Conociendo el largo de laviga, la deflexion de la punta se relaciona con el radio de curvatura con una simplesecuaciones trigonometricas. La ecuacion utilizada para calcular dicho radio es lasiguiente:

ρ =E · IM

(3.15)

donde ρ es el radio de curvatura, E es el modulo de Young del material, I es elmomento de inercia de la seccion de la viga con respecto al eje neutro y M es elmomento flector. (Gere, 2008)[15]

Figura 3.17: Ilustracionexagerada de la forma de la

deflexion real (azul) y simplificada(rojo) de una viga.

En la figura 3.16 se observa que el momento flec-tor va creciendo a medida que uno se va ac-ercando a la base de la viga. Como el restode las variables en la ecuacion 3.15 son con-stantes, es evidente que el radio de curvatu-ra variarıa segun la posicion, empezando conuno grande y terminando con uno menor. Elefecto descripto se muestra en la figura 3.17.Para simplificar un poco la parte matematicay ser conservativo se decide tomar el momen-to flector constante e igual a M0. La conser-vatividad se manifiesta con el hecho de queal tomar radio constante, se calculara el espe-sor para un desvıo que es mayor que el re-al.

Tal como se ha mencionado antes, se toma para el calculo como fuerza total aplica-da el doble la suma de la maxima precarga posible por bola mas la carga maximaposible en la posicion de trabajo. Se considera el doble porque son dos las bolassuperiores que actuan a la vez sobre el perfil antivuelco. Tambien se trabaja con elcaso estatico solamente.

Si bien una aceleracion brusca generarıa una carga mayor sobre el perfil, y por endeprovocarıa una mayor deformacion, eso no afecta a la precision del posicionamiento

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del extremo del brazo, ya que las inspecciones se haran con el brazo inmovil.

Una vez aclarada la cuestion con el momento flector, se pasa a definir el valor de ladeflexion del extremo de la misma en funcion del radio de curvatura de la viga y ellargo de la misma.

Figura 3.18: Variablesinvolucradas en la deflexion de la

viga.

Observando la figura 3.18 se deduce facilmenteque:

d = ρ− ρ cos(θ) (3.16)

donde θ es el angulo del arco formado por la viga.Para encontrar el valor de θ se relaciona l con ρ:

l = ρ sen(θ) =⇒ θ = arc sen

(l

ρ

)(3.17)

Introduciendo el resultado de la ecuacion 3.17 en la 3.16 se elimina la variabledesconocida θ y queda:

d = ρ

[1− cos

(arc sen

(l

ρ

))](3.18)

Figura 3.19: Variablesinvolucradas.

Sustituyendo finalmente ρ de la ecuacion 3.18por lo que vale segun la 3.15, queda solamenteuna incognita: el producto E · I conocido comorigidez a la flexion. La rigidez a la flexion solo esfuncion de las propiedades del material y de laseccion transversal de la viga.

d =EI

M

[1− cos

(arc sen

(lM

EI

))](3.19)

Si bien la 3.19 es una ecuacion exacta, estrascendente y la variable de interes no puedeser despejada. Para solucionar este problemase ha intentado resolver la ecuacion iteran-do, dado que aparte de la rigidez a laflexion todas las demas variables son conoci-das. No hubo exito, ya que le ecuacion no con-verge.

Tras analizar distintas opciones, se ha optadopor un par de aproximaciones. La primera aprox-imacion que se hace es, midiendo θ en radianes,sustituir sen(θ) por θ. Esto se puede hacer sin problemas, ya que el angulo del arcode la viga es muy pequeno porque el radio de curvatura de la viga es muy grande

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comparado con la longitud de la misma. La segunda simplificacion consiste en aprox-imar el coseno por los dos primeros terminos de su desarrollo en serie de Taylor.

Haciendo estas simplificaciones, la ecuacion original resulta:

d =l2M

2 EI=⇒ EI =

l2M

2d(3.20)

El siguiente paso es definir el material. Dado que la mayor parte de los mecanismosy partes dentro del recinto seco son de acero inoxidable, se ha optado tambien porutilizar un tipo de acero inoxidable para la fabricacion de los perfiles antivuelco.

Especıficamente se ha decidido por el AISI 431, dado que es un acero de alto con-tenido de nıquel. El AISI 431 es un acero de buena resistencia a la corrosion, conexcelente resistencia a la tension y buena tenacidad. Posee 657 MPa como lımitede fluencia y su modulo de Young es de 200 GPa.[6]

Finalmente, el valor del espesor se saca de la ecuacion del momento de inercia de laseccion de la viga. Dado que el perfil sera fabricado plegando una chapa, la seccionde la hipotetica viga es rectangular y el eje neutro pasa por la mitad de la altura dela misma.

Para esta situacion el momento de inercia vale:

I =bh3

12(3.21)

donde b es la profundidad del perfil en direccion perpendicular a la hoja (figura 3.18)y h es la altura del perfil.

Resumiendo, se calcula el momento de inercia I dividiendo por E el resultado de laecuacion 3.20 y teniendo eso, se calcula b despejandolo de la ecuacion 3.21.

El calculo del espesor para el tramo vertical es similar en el sentido de que se hacenlas mismas simplificaciones. Sin embargo el planteo es un poco distinto. Eso se debea que en este caso d no es el desvıo del extremo de la viga sino que es el desvıodel extremo de una hipotetica viga indeformable de 77, 5 mm de longitud fijada alextremo libre de la viga en estudio. Lo descripto se muestra en la figura 3.19, juntocon las nomenclaturas de las variables involucradas.

En este caso la deflexion d se puede expresar como:

d =√n2 −m2 (3.22)

De manera similar al caso anterior:

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l= ρ sen(θ) ≈ ρθ ⇒ θ =l

ρ(3.23a)

m= ρ− ρ cos(θ) ≈ ρ

[1− cos

(l

ρ

)](3.23b)

Introduciendo la ecuacion 3.23b en la 3.22 y reemplazando ρ por lo que vale segunla 3.15, queda:

d =

√n2 − E2I2

M2

[1− cos

(lM

EI

)]2(3.24)

Finalmente se toman los dos primeros terminos del desarrollo en Taylor del cosenoy se obtiene:

d =

√n2 − l4M2

4E2I2(3.25)

de donde se despeja la rigidez a la flexion:

EI =l2M

2√n2 − d2

(3.26)

Con las expresiones desarrolladas y las dos consideraciones acerca del calculo delespesor hechas mas arriba, se ha obtenido como resultado un espesor de 12 mmpara la chapa a utilizar. Para evitar concentraciones de tensiones en el pliegue delperfil, se ha decidido realizar el plegado con un radio de curvatura de 10 mm. Cabeaclarar que la forma y dimensiones del perfil se mantienen a lo largo de todo elrecorrido.

Para verificar la correctitud de los calculos de los perfiles antivuelco, se han he-cho simulaciones con el metodo de elementos finitos. Para tal fin se ha utilizado elmodulo de analisis de Catia. Se ha utilizado mallado tetragonal y se ha refinado eltamano de los elementos hasta obtener una solucion que variaba menos del 10 %respecto a la solucion con el tamano de elementos anterior. Con esta solucion se haverificado que la deflexion de la pieza justo encima de los puntos de apoyo de lasUTB superiores no superaba los 0, 6 mm en direccion vertical. Este resultado es masque satisfactorio, ya que inicialmente se ha calculado el espesor de la chapa parauna deflexion de 0, 8 mm.

Tambien se ha verificado que no haya concentraciones de tensiones en el pliegue.Segun el resultado de la simulacion, la tension maxima a la que se llega en la chapaes de 3, 37× 107 Pa. Esto corresponde a menos del 0,05 % de la tension de fluenciadel acero seleccionado para la confeccion de los perfiles, por lo tanto no hay peligrode deformaciones permanentes.

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3.3. Analisis y dimensionamiento del recorrido

3.3.1. Consideraciones generales

Una vez teniendo dimensionado el perfil, se debe trazar el recorrido. Para eso se harecurrido al resultado del trabajo anterior. (Quispe, 2010)[1] Sin embargo se hantenido que realizar una serie de modificaciones. Para empezar, el nuevo sistema detransporte es mas ancho que el anterior. El ancho de los rieles propuestos por Kukaes de unos 700 mm, en cambio la distancia entre las caras internas de los perfilesantivuelco hay 1240 mm. Dado que, aparte de la cuestion del ancho, el analisis delrecorrido para el modelo de robot dado es correcto, se lo ha tomado como base.

Figura 3.20: Vista general del anillo principal del recorrido.

Para resolver el asunto del ancho, se ha partido de la lınea central del recorrido. Estadebe permanecer invariable para el nuevo sistema de transporte para que el analisisde posiciones de trabajo del robot no se vea alterado. Al tomar la lınea central delrecorrido original y aplicarle el nuevo perfil mas ancho, la nueva vıa queda comose muestra en la figura 3.20. En esta figura solo se muestra el anillo alrededor dellugar donde estarıa colocado el recipiente. El tema de la entrada y la salida se trataaparte. Se aclara que la pequenas lıneas que se ven en el centro de la vıa son uncomponente de la transmision. Los detalles de la misma se trataran en el capıtulo5. En los planos D-1 y D-2 del apendice E se presentan los detalles de las medidasutilizadas y en el plano E-2 del apendice F se muestran los conjuntos armados.

Segun la idea inicial, el tramo de entrada al recinto seco se acoplaba al anillo enel extremo derecho, para formar una forma parecida a un signo de pregunta. Talsolucion era posible para la posicion vieja de la puerta de ingreso al recinto seco.

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Figura 3.21: La ubicacion vieja de la puerta del recinto seco.

La posicion de dicha puerta se muestra en la figura 3.21 y tambien se observa endicha figura la forma que tendrıa el recorrido. Sin embargo, la puerta de ingresoha sido cambiada de lugar y su posicion final y el centro del recipiente forman unalınea que a su vez forma un angulo de 45o con las paredes externas del edificio. Es-ta nueva ubicacion, que esta mas “abajo” de la anterior, se muestra en la figura 3.22.

En la figura 3.22 tambien se muestra el anillo principal de la vıa y se observa clara-mente que el extremo derecho esta practicamente frente a la salida, por lo que esimposible trazar la vıa hacia el exterior del recinto seco y empalmarla con el extremode interes. Este inconveniente se ha resuelto empalmando el tramo que va al exte-rior con el anillo por su extremo izquierdo. De esta manera el recorrido tendra querealizarse en el sentido opuesto al que habıa sido planeado inicialmente.

El tramo del recorrido que lleva desde el anillo principal hasta el lugar de descontam-inacion y guardado tiene un problema: la puerta corrediza del recinto seco. Durantela operacion del reactor esta puerta debe permanecer hermeticamente cerrada, dadoque es parte de la envolvente de presion de la contencion. Por lo tanto, el tramo dela vıa que se encuentra en el camino de la puerta corrediza debe ser removible parapermitir la correcta colocacion de dicha puerta en su posicion. El diseno del mecan-ismo de removido de este tramo y el dimensionamiento del mismo se describira endetalle en la subseccion 3.3.3.

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Figura 3.22: La nueva ubicacion de la puerta del recinto seco.

3.3.2. Trazado de las vıas entre la zona de trabajo y la zonade almacenamiento

El trazado de las vıas entre el extremo de la zona de trabajo y la zona dealmacenamiento se divide en dos partes, debido a la presencia de la puerta corrediza,tal como se ha explicado en la subseccion 3.3.1. Para el analisis se toma como primeraparte al tramo ubicado entre la zona de trabajo y la puerta y como la segunda parteal resto del recorrido. La forma de la primera parte se define facilmente. Comocondiciones de borde se tienen:

� Posicion del extremo unido al tramo de trabajo

� Angulo del extremo unido al tramo de trabajo

� Posicion del extremo que limita con el recorrido de la puerta corrediza

� Angulo del extremo que limita con el recorrido de la puerta corrediza

Ademas, la direccion el tramo de la vıa en estudio debe ser normal a los lımitesimpuestos mas arriba y los posibles empalmes entre zonas rectas y curvas deben sertangenciales para garantizar transiciones suaves. Se deja que la posicion del extremofinal de la curva se ubique segun el radio de curvatura de la misma. Como se vera enla seccion 4.3, se toma el mismo radio que en las curvas del anillo principal de tra-bajo. La justificacion principal para esto es facilitar el pasaje del carro. El radio decurvatura elegido es mayor al que se tendrıa en el caso de decidir que el carro pasepor la puerta en direccion radial. Por lo tanto, parte de la curva entra en el llano dela puerta.

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Figura 3.23: Detalles del primer tramo de salida.

Figura 3.24: Ubicacion del segundo tramo de salida.

Para la segunda parte del recorrido se tienen condiciones de borde similares a lasde la primera. La forma queda definida inicialmente por condiciones de borde muysimilares a las del caso anterior y tambien el radio de curvatura de la curva debeser modificado por ser demasiado pequeno inicialmente. Al igual que en el primer

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caso, se sustituye la curva teorica por una curva igual a una de las del anillo principal.

El modelado de las paredes externas ha sido realizado con base en planos 2D pro-vistos por el grupo. Si bien se trabajo basandose en los mismos como si fuerandefinitivos, estan sujetos a posibles cambios. Dichos cambios pueden reflejarse enuna posible reubicacion del recinto de descontaminacion y guardado del robot, locual llevarıa, a su vez, al retrazado de este tramo de las vıas.

En definitiva, la forma de este ultimo tramo es similar al anterior. En la figura 3.24se muestra la forma en que va ubicado. No se presenta una imagen de solamente eltramo porque su forma es muy similar a la del primero. En los planos D-4 y D-5 enel apendice E se presentan los detalles de las medidas de ambas secciones.

3.3.3. Tramo removible

Para poder permitir el cierre de la puerta de acceso al recinto seco se debe removerparte de la vıa por la que circula el carro de transporte del robot. Dado que la vıaes ancha y no posee obstaculos, se ha decidido que no hace falta remover un tramomuy grande para, en teorıa, facilitar un eventual acceso de personas a pie. Por lotanto, solamente se debe remover un tramo de tamano tal que sea un poco mayorque el que se encuentra inmediatamente en el camino de la puerta. Con eso se con-seguira que el tramo removido tenga apoyos en ambos extremos.

Figura 3.25: Forma y ubicacion del tramo removible.

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En la figura 3.25 se muestra el tamano y la forma que tendrıa el tramo (en colorbeige) y como estara ubicado. Se nota claramente que este tramo es parte de lacurva. Este tramo tambien es el final de dicha curva. La pieza que sigue y que sedetalla en color rojo es recta y hace de union entre el tramo removible y el segundotramo de salida. Ademas actua de puente sobre el espacio que hay entre el segundotramo y el marco de la puerta.

Para estimar el espesor de la chapa a utilizar como base se utiliza la teorıa de defor-macion de vigas (Gere, 2008) [15]. Se han evaluado distintas posiciones de las UTBssobre el tramo removible y se ha concluido que la mas severa es la que se da en lasituacion mostrada graficamente en la figura 3.26. Para facilitar los calculos se hatomado para los mismos como largo del tramo al promedio entre las longitudes delos lados externo e interno. Esto ha dado como resultado 803, 5 mm.

Figura 3.26: Condiciones de cargas en estudio.

En la figura 3.26 las fuerzas F representan a las fuerzas generadas por cada fila deUTBs. En el momento de pasaje se supone que el robot pasarıa plegado sin generarmomentos, por lo cual solamente intervienen las fuerzas del peso del carro y el roboty las precargas de las UTBs superiores. Dividiendo el total de estas fuerzas entre las5 filas de UTBs, queda que cada fila soportara 4312 N . El requerimiento principalpara el tramo removible es que no se llegue a la tension de fluencia en ningun mo-mento.

Para empezar se calculan las reacciones, planeando las ecuaciones de equilibrio:

4F −R1 −R2 = 0 (3.27a)

F · 234 + F · 2 · 234 + F · 3 · 234−R2 · 803, 5 = 0 (3.27b)

4 · 10864−R1 −R2 = 0 (3.27c)

10864 · 1404−R1 · 803,5 = 0 (3.27d)

⇒ R1 = 18983 N (3.27e)

⇒ R2 = 24473 N (3.27f)

El momento maximo es generado por la reaccion R2 y vale:

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M = 24473 · 0,1015⇒M = 2484 Nm (3.28)

El calculo del espesor que involucre una tension de flexion maxima predefinida sehace con la siguiente formula (Gere, 2008) [15]:

σ =6M

bh2⇒ h =

√6M

bσ(3.29)

donde b es el ancho del tramo removible, h el espesor, M el momento flector y σ latension para la que se calcula.

Se toma un factor de seguridad de 3, o sea que se desea que la tension maxima enel material no supere 1/3 de la tension de fluencia del acero:

σ =σy3

=657× 106

6⇒ σ = 213× 106 Pa (3.30)

Reemplazando los valores de las ecuaciones 3.30 y 3.28 en la ecuacion 3.29 se obtiene:

h =

√6 · 2484

1,24 · 213× 106⇒ h = 7,4 mm (3.31)

Se toma como espesor final 7 mm. Teniendo definido el espesor se debe verificarque deformacion se generarıa en la pieza. Por mas que el material este en su rangoelastico, dicha deformacion no deberıa se excesiva. El desvıo maximo se calcula conla ecuacion 3.18, donde ρ esta dado por la 3.15. Introduciendo los valores de lasvariables resulta:

ρ=2× 1011 · 1,24·0,0073

12

2484⇒ ρ = 2,85 m (3.32a)

d= 2,85 ·[1− cos

(arc sen

(0,1015

2,85

))]⇒ d = 1,8 mm (3.32b)

Esta deformacion no es considerada excesiva, ya que puede ser absorbida por losresortes de las UTB superiores. Ademas hay que tener en cuenta que la deformacionreal que tendra lugar sera menor a la calculada debido a la presencia de los perfilesantivuelco soldados a la chapa base. Estos perfiles actuaran de aletas de refuerzoinhibiendo deformaciones.

La fijacion del tramo removible en su lugar de operacion debe cumplir, esencialmente,dos condiciones importantes:

� la interfaz con el resto del recorrido debe ser lo menos notoria posible - conesto se asegura que, al pasar, el carro no de saltos ni tenga que pasar por unescalon

� debe ser de facil colocacion y remocion y a la vez asegurar que su posicionrelativa al resto de la vıa es la misma en cada colocacion

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Figura 3.27: Vista general de la ubicacion de als guıas conicas y detalles de una de lasguıas.

La condicion de la interfaz se resuelve, en parte, utilizando exactamente los mismosmateriales con las mismas caracterısticas en este tramo y en el resto de las vıas (espe-sores de las chapas) y en parte implementando adecuadamente el sistema de fijacion.

La clave del exito del sistema de fijacion reside en su sencillez. Basicamente consisteen cuatro guıas conicas, dos en cada extremo del tramo removible, que se insertanen sus correspondientes orificios, tambien conicos. Estos orificios estaran practicadosen la zona de apoyo del tramo en el marco de la puerta y en el lado de la vıa secoloca, empotrada en la base de hormigon, una pieza especial con los lugares paralas guıas. En la figura 3.27 se aclaran los detalles constructivos y en el plano D-3del apendice E se dan los valores numericos relevantes. En este plano tambien seespecifican los detalles del tramo adicional recto que une el removible con la seccionde la vıa ubicada entre el recinto seco y el area de guardado.

En la figura 3.28 se muestra en detalle la pieza de apoyo del lado de la vıa. Dichapieza esta construida del mismo material que el tramo removible: chapa de acero in-oxidable de 7 mm de espesor. Esta pieza debe ser empotrada en la base de hormigonde tal manera que las dos superficies (la de la base y la del apoyo) queden al mismonivel. De esta manera, una vez hecho el recubrimiento de las vıas con la chapa y conel tramo removible en su lugar, las dos ultimas formaran una superficie unica.

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Figura 3.28: Vista general de la pieza de apoyo del tramo removible.

Las guıas conicas se fabricarıan a partir de una barra maciza de 50 mm de diametroy van soldadas a la parte inferior del tramo removible. La ubicacion de estas guıasno es arbitraria. La distancia desde los bordes del tramo no es muy relevante, porlo tanto se ha buscado, en esta direccion, una ubicacion optima desde el punto devista del espacio disponible para la posicion de las guıas hembra.

Se ha decidido ubicar dichas guıas aproximadamente en la mitad del espaciodisponible en el escalon de la puerta. Por simetrıa, las guıas hembra en el apoyoempotrado en la vıa se han situado a la misma distancia desde el borde de la mis-ma. El plano del apoyo es el D-6 del apendice E.

La separacion entre las guıas macho soldadas al tramo tiene un papel relevante en elproceso de colocacion del tramo en el lugar de almacenamiento entre inspecciones.Mediante una herramienta especial del software Catia, se ha podido computar el pe-so de la seccion removible de la vıa, dando como resultado 104 kg. Este es un pesoperfectamente manejable por el robot. Hay que recordar que el brazo esta disenadopara elevar hasta 150 kg mas una extension de 50 kg.

Como resultado de una breve investigacion, se puede decir que la posibilidad de au-tomatizar el proceso de montaje y desmontaje de la seccion removible es totalmenteviable desde el punto de vista de la capacidad del robot.

Segun el catalogo del fabricante Schunk de accesorios para robotica, entre otrascosas, dicha empresa posee entre sus productos un sistema de acomplamiento rapi-do de herramientas, modelo SWS-110, capaz de manejar cargas de hasta 110 kg.

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Figura 3.29: Tramo removible en su lugar de almacenado.

Este accesorio pesa en total 5, 9 kg [16]. A esto se le debe sumar el peso de la her-ramienta de agarre. Segun el catalogo de modulos de agarre del mismo fabricante,una pinza universal con capacidad de elevar 120 kg pesa unos 1, 25 kg [17].

Si bien con una pinza no serıa suficiente para poder agarrar bien el tramo removible,las capacidades y masas de los accesorios mencionados dan una buena idea de laposibilidad e automatizar el montaje y desmontaje de dicho tramo.

Volviendo al tema del guardado de la seccion removible, una vez que esta definidala posibilidad de automatizar el proceso, se decide que el lugar mas optimo paraubicar el tramo es directamente sobre la curva del primer tramo de salida. Esta idease ilustra en la figura 3.29. La distancia entre las guıas macho es relevante, porquecolocadas con una distancia de 1010 mm entre centros, permiten que el tramo puedaser ubicado de la manera mostrada en la figura 3.30. En esta posicion estas guıashacen que el tramo removible siempre se ubique en el mismo lugar en la direccionradial de la curva.

La necesidad de una forma de centrado en esta direccion es esencial porque si ocurrealguna eventualidad, como una colision, y el tramo es desplazado en direccion radialmas de 90 mm en cualquiera de los dos sentidos, se perdera el apoyo sobre la carasuperior de los perfiles antivuelco. En el caso de que esto pase, sera muy complica-do sacar la seccion de mas de 100 kg de peso de una posicion bastante incomoda.Eventualmente serıa necesaria la intervencion de personal.

El proceso de automatizacion del montaje y desmontaje del tramo removible poseeun inconveniente: el robot debera hacerlo desde el llano de la puerta de ingreso al

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Figura 3.30: Ilustracion de la manera en que las guıas macho ofrecen estabilizacionradial del tramo en su lugar de almacenado.

recinto seco y esta es demasiado baja como para permitir un libre movimiento delbrazo. Por lo tanto el proceso debera requerir el desplazamiento del carro para llevarla seccion de la vıa entre el lugar de almacenaje y el lugar de trabajo. La rutinaconsistirıa aproximadamente, en los siguientes pasos:

� el robot entra por la puerta completamente extendido

� toma la seccion desmontable

� retrocede lo necesario

� coloca la seccion en su lugar

� para volver a guardarla, se ejecutarıa el proceso inverso

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Capıtulo 4

El carro de transporte

En este capıtulo se presentara el fundamento teorico de los calculos del espesor dela chapa del carro y se hara una breve descripcion de la necesidad de refuerzosadicionales. Posteriormente se describira la ubicacion de los sistemas de rodadura,sistemas de estabilizacion lateral e inconvenientes y soluciones de entrada y salidaen las curvas. Por ultimo se analizaran las posibilidades de utilizar un carro unicopara transportar el robot y las herramientas o dos carros acoplados.

4.1. Calculos del espesor del carro

El valor del espesor propuesto en el trabajo anterior, (Quispe, 2010) [1], es de 41 mm.Dado que en ese trabajo se proponıa que el carro llevara una extension lateral paralas herramientas y poseıa solamente cuatro puntos de apoyo, dicho valor es razon-able. En el caso que se esta describiendo en este trabajo, el carro posee 25 puntosde apoyo y es perfectamente simetrico. Por lo tanto se considera que el valor inicialdado como espesor es excesivo.

Se propone, en primera instancia, reducir el valor del espesor a una medida de chapacomercial: una pulgada. Como material se toma el mismo que el utilizado para losperfiles antivuelco, el AISI 431.

Para decidir si el espesor del carro propuesto es suficiente, se han realizado,esencialmente, tres comprobaciones:

� verificacion de que la tension de corte generada alrededor de los bulones nollegue a la de fluencia del material

� verificacion de que la tension de corte producida alrededor del punto de apoyodel robot que genera la mayor reaccion no llegue a la de fluencia del material

� verificacion de que la deformacion del carro bajo la carga maxima no llegue agenerar un desvıo de 0, 2 mm del extremo del brazo

Para todas las comprobaciones se tomara como estado de cargas la situacion massevera, o sea, el brazo extendido al maximo y maxima aceleracion permitida de los

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Capıtulo 4. El carro de transporte Alexandre Semine

ultimos 5 eslabones. En este caso las reacciones R1 y R2 seran ligeramente mayoresa las calculadas anteriormente, ya que ahora estan mas juntas. Los valores exactosde estas reacciones son: R1 = −10802 N y R2 = 33826 N . Para las reacciones semantiene la misma nomenclatura, o sea que la R1 es la de la izquierda y la R2 - lade la derecha viendo el brazo como en la figura 3.11. Evidentemente la R1 corre-spondera a los bulones y la R2 al punto de apoyo. En la figura 4.1 se muestran laszonas de fijacion de la base del brazo robotico.

Cabe aclarar que se hace la suposicion de que los puntos de apoyo laterales, que seencuentran a los costados de la base del robot (para la perspectiva que se considera),no trabajan, o sea que las dos reacciones se concentran unicamente en los puntos deapoyo que se encuentran en los puntos de aplicacion de las reacciones.

Figura 4.1: Puntos de fijacion en la base del robot.

El diametro del orificio para los bulones ha sido medido en Catia, dando como resul-tado 31 mm, lo cual corresponderıa a bulones M30. Dado que no se han encontradoen catalogos las medidas exactas de una arandela para bulones M30, se ha extrapola-do el valor del diametro manteniendo, aproximadamente, la relacion con el diametrointerno de medidas menores. Como resultado se ha obtenido un valor de 50 mm.El valor exacto no es relevante, ya que lo que se desea es tener, en definitiva, unaestimacion de los esfuerzos de corte.

Para calcular el esfuerzo se corte se toma como area solicitada A a la de una secciontubular cuyo radio es el de la arandela (ra) y suya altura es el espesor del carro (hc).

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Con estos datos queda:

A= 2πra · hc = 2π · 0,015 · 0,025 ⇒ A = 2,36× 10−3 m2 (4.1a)

τ=R1

A=

10802

2,36× 10−3⇒ τ = 4, 58 MPa (4.1b)

El resultado obtenido es muy inferior al valor de la tension de fluencia del aceroseleccionado.

Para el calculo del esfuerzo de corte bajo el punto de apoyo se procede de formasimilar, con la excepcion de que ahora el area es mayor debido a que la seccion deltubo es la del apoyo de la base del robot.

Mediante una herramienta del software Catia se ha determinado el perımetro delapoyo. La aplicacion de dicha herramienta fue necesaria debido a la alta complejidadde la forma del apoyo, tal com se ve en la figura 4.2. Como resultado se ha obtenidoPa = 0,849 m. Con este dato y el valor de la reaccion R2 se puede calcular facilmentela tension de corte:

A= Pa · hc = 0,849 · 0,025 ⇒ A = 0,021 m2 (4.2a)

τ=R2

A=

33826

0,021⇒ τ = 1,6 MPa (4.2b)

Se observa que en este caso tambien el resultado sigue siendo muy inferior al valorde la tension de fluencia.

Figura 4.2: Detalle del apoyo de lafijacion frontal de la base del robot.

Por ultimo, se debe comprobar que la mesano se deforma mas de lo previsto. Tal co-mo se ha mencionado mas arriba, se hapredefinido un desvıo maximo del extremodel robot que se permitirıa a causa de ladeformacion de la mesa. Para estimar elespesor de la mesa se ha partido del sis-tema mostrado en la figura 4.3. En es-ta figura se esquematiza el tramo de lamesa de soporte entre las dos UTBs delextremo derecho, si se mira el robot talcomo en la figura 3.11. El punto de apli-cacion de la fuerza F corresponde a lacara libre de la fijacion frontal (ver figura4.1).

Haciendo el diagrama de cuerpo libre del robot, resulta que el valor de F es de33826 N correspondientes a la situacion en la que el brazo se encuentra extendidoy los ultimos 5 tramos acelerando con aceleracion maxima propuesta en el sentidotal que incrementan el valor de F .

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Figura 4.3: Diagrama de cuerpo libre del extremo de la mesa.

Para calcular las reacciones R′1 y R′2 se recurre nuevamente a las ecuaciones deequilibrio. Al resolverlas, como resultado queda:

R′1 = 30412 N (4.3a)

R′2 = 3414 N (4.3b)

Estas reacciones generan un momento torsor de 836,3 Nm en ambos extremos. Sibien se tiene que el extremo derecho es libre, el izquierdo se puede considerar comoempotrado (para que la ideal del momento torsor tenga sentido) dado que su movil-idad esta limitada por la base del robot apoyado por arriba y UTB inferior justodebajo, en el punto de la reaccion R′1.

Para que el extremo del brazo extendido sufra un desvıo de 0, 2 mm, el punto deaplicacion de la fuerza F puede desviarse apenas 0, 03 mm. Este resultado sale deigualar los angulos recorridos por la base y por el brazo. Teniendo todos los datosnecesarios, es posible calcular cual serıa el espesor necesario para lograr la deflexionpropuesta bajo el estado de cargas dado:

h=3

√6l2M

Ebd= 3

√6 · 0,02752 · 836,3

2× 1011 · 1, 2 · 0,00003(4.4a)

h= 8 mm (4.4b)

En vista de los resultados esta claro que chapa de una pulgada de espesor de aceroAISI 431 es mas que suficiente. Dado que las deformaciones que tienen lugar no llegana las maximas preestablecidas, no hace falta incorporar elementos de refuerzo, comopodrıan ser aletas rıgidas.

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4.2. Sistema de rodadura

Tal como se ha explicado en la seccion 3.1, se ha optado por las UTB producidaspor la empresa inglesa Omnitrack. En dicha seccion se han listado las ventajas deeste sistema, por lo cual no hay necesidad de volver a repetirlas. Dado que las UTBconstituyen un sistema muy simple, no hara falta mayor descripcion de las mismas.

Figura 4.4: UTB inferior.

La fijacion de cada unidad se realiza individ-ualmente por medio de tornillos. Dado que es-tas unidades trabajan casi puramente a compre-sion, la fijacion de las mismas al carro de trans-porte solo debe garantizar que estas esten siempreen su lugar correspondiente. Se dice “casi”porque,a pesar de ser totalmente despreciable, esta pre-sente un momento flector. Este momento se debea la fuerza de rozamiento, la cual, junto conel brazo de palanca proporcionado por la alturade la UTB. Una rapida estimacion arroja co-mo resultado 0, 035 Nm como valor de dichotorque.

Es evidente que un torque de tal magnitud puede ser facilmente sostenido inclusivepor un pegamento. Por lo tanto, dado que cualquier tornillo ofrecera una resistenciamucho mayor a la mınima necesaria, se opta por utilizar tornillos M8 × 25 mmpara las UTB inferiores y M10× 20 mm para las superiores. Con estas medidas seasegurarıa que cada tornillo calce bien en los orificios correspondientes de las UTBsy que tenga unos 10 mm de rosca dentro del material.

Figura 4.5: UTB superior

Se roscaran los orificios en la chapa del car-ro, que seran ciegos. No habra problema conposible interferencia de los tornillos en las es-quinas de la mesa, donde las UTBs superioresson concentricas con las inferiores, porque lassuperiores poseen tres tornillos distribuidos uni-formemente sobre un cırculo de 92 mm dediametro, mientras que las inferiores poseen cu-atro tornillos ubicados sobre los vertices de uncuadrado de 57, 9 mm de lado. En las fig-uras 4.4 y 4.5 se muestran una UTB que seusara como inferior y una como superior, re-spectivamente. Los detalles de cada una de lasUTBs se presentan en el plano C-1 del apencideD.

Una vez que se tiene definido el modelo de las UTB a utilizar y la forma en queestaran fijadas, debe decidirse la cantidad. Ası, para las UTBs superiores se ha

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decidido utilizar cuatro, una en cada esquina. La eleccion se basa en un sencillorazonamiento: cuando el brazo esta extendido en la direccion perpendicular a la deldesplazamiento, las UTBs superiores que trabajen actuaran todas sobre el mismoperfil antivuelco. Sin embargo, cuando el brazo se encuentre extendido a lo largo dela direccion del desplazamiento solo actuaran dos, una por cada perfil. Sera ası si setoma como valida la suposicion de desplazamientos pequenos, descrita al final de laseccion 3.2.3.

Dado que en la ultima situacion solamente trabajaran dos UTBs superiores, es inutilcolocar mayor cantidad por cada lado, ya que, de cualquier manera, las de las es-quinas tienen la posibilidad de ser sometidas a las mayores cargas y son las quedefinirıan el modelo. Por lo tanto las unidades colocadas entre las que se encuen-tran en las esquinas solamente representarıan un gasto extra sin ninguna ventajaadicional.

Para la seleccion de la cantidad de UTBs inferiores se aplica un criterio ligeramentediferente. Dado que sobre estas unidades actua una fuerza mucho mayor, esta debeser distribuida para lograr que cada una de las UTBs ejerza sobre la superficie deapoyo una fuerza no suficientemente elevada como para provocar deformaciones ex-cesivas sobre dicha superficie.

Figura 4.6: Distribucion de las UTBs inferiores.

La razon principal de incluir UTBs en el centro del carro, las cuales aparentementeno trabajarıan en la posicion de trabajo del brazo y otras similares, es que no per-mitan que el carro se deforme bajo el peso del brazo.

Tras analizar las distintas posibilidades, se ha decidido por una distribucion de 25UTBs en un cuadrado de 5 × 5. De esta manera, por un lado, se provee de unacantidad razonable como para distribuir la carga y por otro se logra que los puntosde ubicacion de las unidades no interfieran con los puntos de fijacion del robot alcarro. En la figura 4.6 se ilustra la distribucion de las UTBs inferiores. En la figuras4.7 y 4.8 se ve claramente que la ubicacion de las UTBs no interfiere con los orificios

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de fijacion del brazo robotico.

Figura 4.7: Una de las fijaciones laterales del robot, que no presenta interferencia conlas UTBs inferiores.

Figura 4.8: La segunda fijacion lateral y la frontal, de las cuales ninguna presentainterferencia con las UTBs inferiores.

Las distancias exactas a las que se ubican las UTBs entre ellas y con respecto alcarro se dan en el plano de los carros armados, que es el E-1 del apendice F.

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4.3. Pasaje por las curvas: problemas y soluciones

El pasaje del carro por las curvas del recorrido puede complicarse ya que el carroes recto y el recorrido, justamente, curvo. Los 20 mm de despeje lateral han sidodejados, en parte, pensando en este problema. Sin embargo, no son suficientes parasolucionar el problema dado que, a pesar de que no haya interferencia, quedan ape-nas 2 mm entre el carro y el perfil L. Esto se observa claramente comenzando porla figura 4.9.

Figura 4.9: Cuasi interferencia entre el carro y el perfil antivuelco.

Figura 4.10:Penetracion de la

curva en el costadodel carro.

Para solucionar este problema y hacer que la distancia en-tre los costados del carro y las caras internas de los per-files antivuelco sea siempre de 20 mm, se maquinan loslados del carro para obtener finalmente la forma mostra-da en la figura 4.11. Tambien se redondean las esquinaspara evitar contacto con las paredes verticales de los per-files.

Para calcular el radio de curvatura de la zona maquinada yla cantidad que dicha zona penetra en el carro, se ha partidode las siguientes hipotesis:

� entre el borde curvo maquinado y la cara interna deltramo vertical del perfil antivuelco debe haber unadistancia de 20 mm, por lo tanto el radio de curvaturadel borde maquinado debe ser 20 mm mayor que el dela cara recien mencionada

� la penetracion de la curva en el costado queda definidapor la posicion del carro sobre la vıa dada por las guıas

Definir el radio de curvatura de la parte maquinada del costa-do del carro es sencillo. Si se desea que haya una distanciade 20 mm entre esta parte y la pared vertical del perfil an-tivuelco, es evidente que el radio de la zona maquinada debe

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Figura 4.11: Forma de los laterales y las esquinas del carro.

ser 20 mm mas grande que el de la cara externa del perfil L interno de la curva.

Como segundo paso se debe definir la penetracion de este radio en el costado delcarro. La idea de esto se muestra en la figura 4.10. Tal como se ha mencionado masarriba, al colocar las esquinas del carro en contacto con la pared del perfil exterior,entre el otro costado y la pared del perfil interior queda un huelgo de 2 mm. Por lotanto para lograr un espaciado de 20 mm, la distancia entre el borde recto originaly la cumbre de la seccion maquinada debe ser de 18 mm.

El plano detallado del carro de transporte del robot es el A-1 del apendice B.

4.4. Transporte de herramientas: carro unico para

todo o dos con articulacion

4.4.1. Consideraciones generales

Tal como se ha mencionado al comienzo del capıtulo, aparte de transportar el brazorobotico se necesitaran transportar distintos accesorios para el mismo, como sonlas herramientas de apertura de las bridas de los GV, sistemas de insercion de lasonda en los canos, y mecanismos para agarrar el tramo removible. En el trabajoanterior (Quispe, 2010) [1] se ha propuesto utilizar un carro asimetrico, de maneratal que se deje a un costado un espacio extra para ubicar el rack con las herramientas.

En la propuesta actual, tal solucion es imposible. Si bien se puede hacer el carro masancho, por ejemplo llevandolo a 1, 7 m de ancho, eso implicarıa unas vıas mas an-

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chas. Estas vıas tendran complicaciones en la zona de la puerta de acceso al recintoseco, ya que esta es apenas un poco mas ancha.

Si se extiende el carro a lo largo para dar la posibilidad de ubicar las herramientas,resulta que los mecanizados curvos laterales deberan ser mayores para permitir elpasaje por las curvas. Dado que en el caso del carro cuadrado estos mecanizadosestan muy proximos a los UTBs centrales, al alargar el carro es altamente probableque se deberan desplazar estas UTBs, y ademas, posiblemente, haya interferenciaentre estos bordes curvos y los puntos de fijacion frontal y posterior del robot.

En vista de los problemas listados mas arriba, se ha optado por utilizar dos carros.Uno de los carros transportarıa el robot y el otro el rack de herramientas. La unionestarıa formada por una varilla rıgida con articulaciones en ambos extremos que launen con los carros respectivos. De esta manera se lograra que no haya mayoresproblemas en los pasajes por las curvas y que, a su vez, ambos carros mantengan ladistancia relativa constante o, al menos, perfectamente predecible.

Figura 4.12: Rack de herramientas.

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En el futuro existe la posibilidad de utilizar otro modelo de brazo robotico, unomas grande y de mayor capacidad de carga. Dado que un brazo de mayor tamanotendra la movilidad bastante reducida en el espacio disponible, se decide colocar elcarro con el rack de herramientas delante del carro del robot.

Por cuestiones que se explicaran en el capıtulo 5, el carro de herramientas tambienalojara el sistema de transmision.

En lo que respecta a las herramientas, sistemas de acople rapido y el rack, se manten-dran los propuestos en el trabajo anterior (Quispe, 2010) [1]. El rack de herramientaspropuesto es el SWM-M de Schunk. En la imagen 4.12 se muestra dicho rack, cuyolargo es de unos 70 cm al igual que el alto.

4.4.2. El tamano del segundo carro

Tanto la ubicacion del rack como el largo del segundo carro, en principio, no poseenrestricciones. Dado que este carro tambien alojara la transmision, esta sera, basica-mente, la que determinara el tamano.

El ancho del carro sera igual al carro de transporte del robot. La razon es, princi-palmente, la utilizacion del sistema de estabilizacion lateral muy similar al de dichocarro. Ambos sistemas seran descriptos en la seccion 4.5. Tambien se mantendra elespesor de la chapa del carro, ya que se ajusta a las UTBs seleccionadas. Si bienel segundo carro quedara sobredimensionado para las cargas que se le aplicaran,cambiar el espesor y las UTBs implicarıa compra de materiales distintos y posiblesproblemas al tener los dos carros en distinto nivel.

El rack portaherramientas deberıa estar en una posicion tal que no interfiera con elbrazo en el proceso de montaje y desmontaje del tramo removible. Haciendo medi-ciones directamente sobre el modelo tridimensional del Kuka 360, se ha determinadola altura entre la parte inferior del tercer tramo y el carro en la posicion extendidadel brazo. Esta altura resulto ser de 810 cm, la cual es ligeramente menor a la alturadel rack, que en la configuracion original llega a medir 820 mm. Por lo tanto, conbrazo extendido la interferencia se evita por muy poco.

Dado que la barra horizontal del rack es regulable en altura, se puede aumentar estadistancia. Se considero prudente ubicar dicha barra a una altura tal que la partesuperior de las herramientas esten aproximadamente al mismo nivel que el extremosuperior de las barras verticales. Bajar mas las herramientas no es significativo, yaque la altura del conjunto quedarıa fijada por la altura de dichas barras.

El resultado de bajar las herramientas es que la altura del conjunto quedo en641 mm. Esto da un despeje de 169 mm, el cual es considerado suficiente. Caberesaltar que la posicion exacta de la barra horizontal no es relevante, con mantenerla parte superior de las herramientas aproximadamente a la altura de los extremos

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Figura 4.13: Rack con las herramientas en configuracion final.

de las barras verticales es suficiente. En la figura 4.13 se muestra como quedarıa elrack en su configuracion final. Con respecto a la posicion del rack en el carro, sedecide ubicarlo perpendicularmente a la direccion de desplazamiento, dado que nointerferira con el brazo en su posicion de trabajo mas cercana.

Dado que el rack es, en principio, el elemento que limitarıa el ancho del carro, no haynada que impida que tenga 1 m de ancho. Con esto se permitira un pasaje facil porlas curvas, sin interferencias ni acercamientos peligrosos a los bordes. Como el anchoes mucho menor que el disponible entre los perfiles L, no hace falta maquinar loscostados. La menor distancia entre este carro y una pared de la curva es de 111 mm.

La ubicacion de las UTBs se hara un poco acorde a la forma en que estara posiciona-do el sistema de transmision. Se hara ası porque el segundo carro no debera llevarpeso apreciable, por lo cual la cantidad de las UTBs inferiores no es muy relevante.Se decide utilizar 6 UTBs. Teniendo en cuenta el tamano del carro y suponiendoque tambien se fabricara con acero AISI 304, el mismo estarıa pesando unos 187 kg.A esto se le debe sumar el peso de las herramientas y el rack, que en total pesa unos120 kg.

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Al dividir el peso total aproximado entre las 6 UTBs se obtiene que cada unidadsoportara aproximadamente 52 kg lo cual esta muy por debajo de su capacidadnominal.

Tal como se describe en la seccion 3.3.3, el montaje y el desmontaje del tramo re-movible se hara con el brazo practicamente extendido, y aprovechando a la vez eldesplazamiento del carro. Por lo tanto, es evidente que la posicion del rack debe sertal que no interfiera con la operacion del brazo. Se ha medido dentro del entornode Catia la altura entre la superficie del carro y el punto mas bajo del tercer tramocuando el brazo se encuentra en la posicion horizontal. El resultado obtenido fue deunos 818 mm.

En el plano B-1 del apendice C se presentan los detalles de las medidas del carro yen el E-1 del apendice F se pueden encontrar los detalles de la distribucion de lasUTBs y la ubicacion del rack de herramientas.

4.4.3. Sistema de acoplado entre los dos carros

Para acoplar ambos carros se planea utilizar el sistema esquematizado en la figura4.14. El sistema consiste, basicamente, de dos piezas de perfil rectangular cada unaacoplada a un carro por medio de un rodamiento. Estas varillas poseen un par deorificios para permitir que la union de los dos carros de la manera mostrada en lafigura 4.14. Los rodamientos son 618/8 de SKF. De esta manera es posible acoplary desacoplar los dos carros facilmente colocando o removiendo la pieza central. Enla figura 4.15 se puede observar como queda el sistema armada.

Considerando que el coeficiente de rozamiento de las UTBs es bajısimo, de apenas0,0075 el de arranque, el tamano final de estas piezas no es muy relevante, dado quelas cargas seran tan bajas que la seccion mınima necesaria es demasiado baja.

El ancho de las piezas de acople estarıa determinado por el ancho de la pieza 1de la figura 4.14 en su parte mas estrecha. Eso se da en la zona de colocacion delrodamiento. La seccion crıtica se remarca en la figura 4.14.

Para estimar dicha seccion crıtica, se postula que la tension en esa seccion no debesobrepasar una quinta parte de la tension de fluencia del acero. Como material parael mecanismo de acople se toma el acero inoxidable AISI 304. Este acero posee ex-celentes caracterısticas de soldabilidad y una excelente resistencia a la corrosion engran variedad de ambientes corrosivos. La tension de fluencia de este acero es de2, 06× 108 Pa [7].

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Figura 4.14: Vista en explosion del sistema de acoplado.

Figura 4.15: Acople armado.

Tal como se explicara con mayores detalles en el capıtulo 5, la fuerza maxima quese podrıa llegar a hacer para arrastrar el carro de transporte del robot es de unos466 N . El area con la cual se generarıa una tension de un quinto de la de fluenciaes de:

A =F

σy/5=

466

4, 16× 107⇒ A = 1, 12× 10−5 m2 (4.5)

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Suponiendo un espesor de la pieza de acople de 5 mm, al ancho de la seccion crıticadeberıa ser de 2,24 mm. Hay que tener en cuenta que la seccion calculada mas arribadebe ser dividida por 2 para obtener la seccion de uno de los lados del rodamiento,porque la pieza es simetrica y posee una de esas zonas de cada lado. Por seguridadse decide hacer la pieza de 30 mm de ancho para asegurar que la zona mas debilquede muy sobredimensionada.

Para estimar el diametro de las varillas se utiliza el resultado anterior y se suponeque se aplica corte puro. Traduciendo el area al radio de dichas varillas, se obtiene:

r =

√A

π⇒ r = 1,88 mm (4.6)

De lo anterior, si se utilizan varillas de 8 mm de diametro, serıa mas que suficiente.Para mayor informacion sobre las medidas, referirse al plano C-2 del apendice D.

4.5. Estabilizacion lateral

4.5.1. Estabilizacion lateral del carro de transporte delrobot

Hasta ahora se ha discutido acerca de como prevenir que el carro vuelque a causa delmomento provocado por el brazo cuando se encuentra extendido en la posicion detrabajo. Sin embargo, no hay que olvidar que las unidades de bolas que se planeanutilizar permiten movimiento en todas las direcciones, tanto las deseadas como lasno deseadas. En este caso, la direccion no deseada es la perpendicular a la direccionplaneada de desplazamiento dada por la forma de las vıas.

Debido a esta particularidad de las UTB se debe incorporar algun sistema paraprevenir que el carro se mueva lateralmente. Se ha disenado la vıa de manera talque quede una luz de 20 mm de cada lado entre el carro y los perfiles antivuelco.La principal funcion de esta luz es ayudar en el pasaje por las curvas, lo cual setratara con mas detalle en la seccion 4.3.

Para mantener la estabilidad lateral del carro se aplica un concepto similar al utiliza-do para el diseno del sistema antivuelco. Se utilizan UTBs con precarga de resortede poca fuerza apoyados contra una superficie x y otras UTBs fijas que se apoyancontra una superficie y, paralela a x. La clave se encuentra en decidir que superficiesutilizar como x e y. Se han seleccionado como superficies de apoyo a las superficiesverticales de los perfiles antivuelco.

Se considera como tolerancia de planitud 1 mm, al igual que en el caso de las super-ficies horizontales. Para poder absorber esta tolerancia se debe contar por lo menoscon 4 mm de recorrido de la bola. Este valor se obtiene de tomar el caso de las su-perficies mas apartadas (+2 mm) menos el caso en el que estan mas juntas (−2 mm).

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Figura 4.16: Vistageneral del modelo LM25

de Omnitrack.

Como unidad con resorte se ha seleccionado el mod-elo LM25 de Omnitrack, cuya imagen se muestra enla figura 4.16 y cuyo plano es el C-1 del apendiceD. Este modelo posee un recorrido de 4, 5 mm dela bola, la deflexion comienza con 20 kg de car-ga y el hundimiento completo de la bola se alcan-za con 55 kg. Con estos datos es facil computar laconstante de resorte k y posteriormente la carga apli-cada a los perfiles antivuelco en distintas situaciones[12].

Partiendo de una precarga inicial de 2, 25 mm, se ten-dra un margen de desplazamiento de 2 mm para cadalado a partir de esta posicion sin que las UTB lateralesse despeguen de sus respectivas superficies de apoyo.

La fuerza que ejercen las UTBs sobre las superficies verticales del riel de transmisionno es muy notable, ya que hace una fuerza en el sentido opuesto a la que efectuanlos costados de la rueda de transmision. Por lo tanto, siempre que la ultima fuerzano se exceda ampliamente, no habrıa inconvenientes. Se vera en el capıtulo 5 que lafuerza ejercida por las UTBs es menor a la ejercida por la rueda.

Como unidades fijas se ha seleccionado las LC22, tambien de Omnitrack, que sonunidades de cargas livianas, con sistemas de bolas recirculantes. Segun el fabricantesoportan una carga maxima de hasta 160 kg [12]. Una imagen de estas unidades demuestra en la figura 4.17. Los detalles de medidas se presentan en el plano C-1 delapendice D.

Figura 4.17: Vistageneral de una unidad

LC22.

Un punto muy importante es la ubicacion de losUTBs laterales. Se ha preestablecido que debe haberuna luz de 20 mm entre las paredes de los per-files L y los bordes rectos del carro. Al pasarpor las curvas, esta luz no se mantiene, excep-to en unos pocos puntos. En las figuras 4.18 y4.19 se resaltan estos lugares para mayor clari-dad.

Es bastante obvio que el despeje es mantenido en el la-do interno de las curvas entre la pared de los perfilesantivuelco y la cara curva maquinada del carro de trans-porte. Lo que no esta tan claro es la ubicacion del puntosobre la zona recta en el lateral opuesto del carro. Es ev-idente que, si a partir de este punto, se desplaza hacia el

extremo del carro, la distancia hasta la pared disminuye, en cambio si se desplazaen el sentido opuesto, aumenta. Por comodidad se denomina punto de apoyo 1 Pap1a este punto y es el que se detalla en la figura 4.18.

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Figura 4.18: Detalle del primer punto que mantiene la distancia con los perfilesantivuelco.

Figura 4.19: Detalle del segundo punto que mantiene la distancia con los perfilesantivuelco.

El punto Pap1 posee la ventaja de mantener la distancia de 20 mm hasta la paredvertical del perfil antivuelco en dos de las tres situaciones posibles: durante el pasajepor los tramos rectos de la vıa y durante el pasaje por el lado externo de una curva.La unica situacion en la que este punto no mantiene la distancia preestablecida esal pasar por el lado interno de una curva.

Para este ultimo caso el punto que cumple con la condicion de estar a 20 mm de lapared tanto en tramos rectos de la vıa como en los curvos es el punto de union dela cara lateral plana del carro con la zona curva maquinada. Este punto se muestraen la figura 4.19 y se lo denomina como Pap2.

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Figura 4.20: Ubicacion de los puntos Pap1 y Pap2.

Dado que a lo largo del recorrido hay curvas para ambas direcciones, el sistema deestabilizacion lateral debe poder ser adaptable a cada situacion que se presente. Sibien con colocar las UTBs laterales en las posiciones Pap1 y Rap2 tal como se muestraen la figura 4.20 es suficiente para que el carro pueda transitar sin problemas porlas curvas de la forma mostrada en dicha figura, y ademas por las rectas, el mismocarro no podra mantener la estabilidad lateral en una curva en la direccion opuesta(curvada hacia arriba, si se toma que en la figura 4.20 esta curvada hacia abajo).Por lo tanto, se decide ubicar unidades de estabilizacion en los puntos Pap1 y Pap2de cada lado. Eso implicarıa un total de 8 UTBs laterales. En definitiva, lo que sequiere lograr es tener los puntos de ambos tipos, si se quiere, de cada lado del carrode transporte.

Se ha estimado que la ubicacion del punto Pap1 esta a 187 mm del borde del carro. Asu vez, el punto Pap2 para la misma esquina se encuentra a 58 mm del anterior. Esosson los puntos de contacto. Hay que asegurarse tambien que con esta disposicionde los puntos Pap1 y Pap2 se podran colocar sin problema las UTBs con precarga deresorte de un lado y fijas del otro.

Se ha comprobado que no hay ningun problema al respecto dado que las UTBsestarıan separadas 58 mm. El diametro de las que son con precarga con resorte

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(modelos LM25) es de 49,1 mm y el de las fijas (modelo LC22) es de 45 mm. Talcomo se observa en la figuras 4.16 y 4.17, estas unidades no poseen ningun elemen-to especial de fijacion, como aletas con orificios para tornillos. En su lugar, poseenparedes laterales lisas y el extremo opuesto al que contiene la bola posee un chaflan.

Figura 4.21: Pieza de fijacion de las LM25.

En vista de las caracterısticas de la forma de los cuerpos de las UTBs LC22 yLM25, se decide fijarlos simplemente insertandolas en orificios de diametros respec-tivos practicados en una pieza especial que a su vez se soldara al carro de transporte.

Sin extenderse demasiado, se ha decidido fabricar las piezas que contendran lasUTBs a partir de chapa de inoxidable AISI 304 de 10 mm de espesor. La formageneral se muestra en las figuras 4.21 y 4.22 y los planos respectivos se presentan enel plano A-2 del apendice B. Se ha decidido utilizar la misma chapa para construirlas piezas completas, para no tener necesidad de comprar pequenas cantidades dedistintas caracterısticas. En las figuras se observa claramente la forma en que lasUTBs estan insertadas en su lugar.

Por ultimo, en las figuras 4.23 y 4.24 se muestra la manera en que las piezas an-teriores iran ubicadas sobre el carro se de transporte del robot. Los detalles de lasmedidas se pueden encontrar en el plano del conjunto armado, que es el E-1 delapendice F.

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Figura 4.22: Pieza de fijacion de las LC22.

Figura 4.23: Vista de la colocacion de las unidades sobre el carro

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Figura 4.24: Detalle de ubicacion

4.5.2. Estabilizacion lateral del carro de transporte deherramientas

Tal como se ha mencionado con anterioridad, el carro de transporte de herramientastendra un ancho considerablemente menor al carro de transporte del robot. Esto sehace debido a que las necesidades de espacio son considerablemente menores. Sinembargo, la razon principal de la reduccion tan drastica del ancho reside en el hechode que el sistema de transmision propuesto en el capıtulo 5. Los detalles se daran enese capıtulo, pero por el momento se puede decir que con el sistema de transmisionadoptado, la aplicacion de un sistema de estabilizacion como el descripto mas arribagenerara interferencias y no permitira un correcto funcionamiento de la transmision.

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Capıtulo 5

Sistemas de transmision, frenado ybloqueo

En este capıtulo se describiran brevemente las distintas soluciones para el sistemade transmision a utilizar, detallando las ventajas y desventajas de cada uno dedichos sistemas. Finalmente se decide por uno, con la justificacion correspondiente.Una vez decidido el sistema, se presentaran los calculos pertinentes. Con el sistemadesarrollado, se discutira la necesidad de utilizar un sistema adicional de frenos paracontrolar la desaceleracion al llegar a los puntos de trabajo. Tambien se discutira lanecesidad de utilizar un sistema que bloquee el carro en el lugar de trabajo. Porultimo, se haran distintas propuestas de sistemas de posicionamiento.

5.1. Transmision

Inicialmente se han propuesto una serie de conceptos para el sistema de transmision.

5.1.1. Ideas preliminares

Como primera idea tuvo lugar un mecanismo muy similar al utilizado en los teleferi-cos. Consistıa, basicamente, en un cable de acero unido solidamente al carro detransporte del robot. Este cable describirıa un loop cerrado con un par de poleasen los extremos. Una de estas poleas estarıa accionada por un motorreductor. Laprincipal ventaja de este sistema es la sencillez, sin embargo posee varias desventa-jas serias, como el problema de desacoplar el cable para poder permitir el cierre dela puerta, la posibilidad de patinaje de la polea motora y el arrastre de la seccionactivada del cable a zonas limpias. Tambien esta la necesidad de implementar unmecanismo para mantener tenso el cable.

Un sistema alternativo puede ser reemplazar el cable de acero por una cadena detransmision que vaya por el centro de todo el recorrido, con los extremos fijos enel comienzo y en el final del mismo. Con un motorreductor fijo al carro, un pinony sistema de guıas para la cadena se podrıa lograr un sistema bastante eficiente. Apesar de que se eliminan los problemas de arrastrar zonas activadas de la cadena yel de posible patinaje, se mantiene el problema de la necesidad de desacople en la

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Capıtulo 5. Sistemas de transmision, frenado y bloqueo Alexandre Semine

zona de la puerta de ingreso al recinto seco. Tambien permanece el riesgo de que lacadena se corte o falle la fijacion en uno de los extremos.

Figura 5.1: Forma general dela rueda conica.

El sistema de traccion propuesto en el tra-bajo anterior (Quispe, 2010) [1] se utiliza co-mo base del concepto que sera la propues-ta definitiva. El concepto es sencillo: consistebasicamente en una rueda cilındrica solida demetal que se apoya contra la vıa y es ac-cionada por un motorreductor. La friccion en-tre la rueda y la base de la vıa hace posi-ble el desplazamiento del carro. Esta fric-cion serıa provista por un poderoso resorteque mantendrıa presionada la rueda contra lavıa.

El sistema que se popone como solucion final esuna version modificada de la propuesta anterior.La rueda cilındrica es reemplazada por una ruedaque consiste fundamentalmente en un par de conostruncados unidos por la base mayor. Una imagen deesta rueda se muestra en la figura 5.1. El proposito

de esta forma de la rueda es amplificar por un factor importante la fuerza vertical,utilizando las cara inclinadas de la rueda como apoyo. Estas caras estaran rodandopor un par de perfiles semicilındricos, tal como se ilustra en la figura 5.3.

Figura 5.2:Ubicacion del

angulo α.

Este sistema posee una serie de ventajas importantes. Laprincipal es la amplificacion de la fuerza vertical aplica-da a la rueda. Gracias al pequeno angulo de los conos,la fuerza vertical aplicada al eje de la rueda se ampli-ficara por un factor 1/ sen(α), donde α es el angulo en-tre la cara inclinada del cono y la vertical. Con es-to se minimizan las probabilidades de que la rueda pa-tine. Otra ventaja es que este sistema no depende de ca-bles o cadena que pueden cortarse, inutilizandolo. No se re-quiere alta precision en el armado de los rieles, ya quecualquier variacion de altura puede ser compensada por elresorte que mantendra la rueda presionada contra dichosrieles.

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Figura 5.3: Ubicacion de la rueda conica sobre los rieles

5.1.2. Rieles y rueda de transmision

Inicialmente se hace necesario calcular que fuerza debe hacerse para empujar los doscarros. Esta fuerza esta dada por la fuerza de rozamiento inicial que hay que vencerpara arrancar el carro del lugar mas la fuerza necesaria para imprimirle al conjuntouna cierta aceleracion.

Segun el fabricante de las UTBs, el coeficiente de rozamiento estatico de las UTBstanto superiores como inferiores es de 0,0075. La fuerza normal total Fn queinterviene en el calculo esta compuesta de las precargas en las UTBs superioresen la maxima compresion (peor caso esperado), el peso del robot, el peso propio delcarro, y el peso y la precarga en el carro de transporte de herramientas. Sumandoestas fuerzas y multiplicando por el coeficiente de rozamiento µ se tiene:

F = Fn · µ= (4 · 8558 + 9, 8 · 2050 + 9, 8 · 283 + 9, 8 · 180) · 0, 0075

= 441 N (5.1a)

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Al resultado se le debe sumar la fuerza para obtener la aceleracion deseada. Comotal aceleracion se toma 0, 01 m/seg2 que es la aceleracion propuesta en el trabajoanterior (Quispe, 2010) [1]. Con esta aceleracion la fuerza horizontal total Fh es:

Fh = 441 + 0, 01 · (2050 + 283 + 180) ⇒ Fh = 466 N (5.2)

Para asegurar que en todo momento este aplicada la fuerza mınima necesaria parala aceleracion especificada, se quiere hacer que este aplicada al riel una fuerza cuatroveces mayor a la necesaria. Por su parte, el angulo de la rueda se toma igual a 10◦.Se considera que es un valor prudente, no demasiado grande como para generarpoca amplificacion ni tampoco demasiado pequeno como para que la rueda se claveentre los rieles. En la figura 5.2 se ilustra cual es el angulo tomado como α. Conestas consideraciones en mente, la fuerza Fr necesaria que se debe aplicar a la ruedaconica es:

Fr = 4 · 466 · sen(10) ⇒ Fr = 324 N (5.3)

Observando el resultado, queda confirmado que no hace falta agregar UTBs superi-ores, ya que su unico posible fin hubiera sido prevenir que el carro se despegue dela base de la vıa. La unica fuerza que actua en ese sentido es la recien calculada yes casi un orden de magnitud menor al peso propio del carro con las herramientascargadas. Inclusive si se quitan todas las herramientas, el peso del carro solo siguesiendo mayor.

La figura 5.2 muestra la forma del perfil de la rueda en forma general, manteniendoaproximadamente las proporciones. En el plano B-2 del apendice C se presentan losplanos de dicha rueda.

Figura 5.4: Ubicacion del punto decontacto entre la rueda conica y el riel.

Para proporcionar esta fuerza se recurre aun sencillo sistema que consiste en fijacionarticulada del motorreductor y un resortede propiedades correctas y en condiciones decompresion optimas.Los rieles por los cuales rodara la ruedade transmision son, como se ha mostra-do anteriormente, de seccion semicilındri-ca. Se ha decidido ubicar estos rielescon la parte plana formando un angu-lo de 45o con respecto a la horizontaly a cierta distancia de la base de lavıa.

El proposito del despeje es, mas que nada,prevenir que el canto exterior de la ruedatoque la superficie de la base. La ubicacion

del punto de contacto entre el riel y la rueda tendra lugar, aproximadamente, a losdos tercios de la altura de la parte conica. Esto ultimo se muestra con claridad enla figura 5.4. Los detalles correspondientes de los apoyos y los rieles se presentan en

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el plano D-7 del apendice E.

No tiene sentido hacer un apoyo continuo unico, que ademas es complicado por laforma del perfil y su extension. Se ha optado por separar estos apoyos una ciertadistancia. Para determinar esta distancia se ha tomado como criterio lograr no su-perar una quinta parte de la tension de fluencia del material. Para estas partes seha decidido utilizar el acero inoxidable AISI 304.

Por cuestiones de simplicidad se ha trabajado suponiendo que la barra se encuentracon la cara plana horizontal y con la cara curva hacia arriba. En esta situacion elperfil es un poco menos rıgido que en posicion inclinada, tal como sera colocado.De esta manera se sobredimensiona un poco. Se estudia un tramo de riel con apoyoen sus extremos con el proposito de determinar el largo maximo con el cual no sellegara a la tension de fluencia.

El momento flector maximo Mf se calcula suponiendo barra empotrada en ambosextremos con la siguiente expresion (Young, 2002) [18]:

Mf =F · l

8(5.4)

en donde F es la fuerza aplicada y l es el largo total de la barra.

Para el perfil dado se ha determinado que el eje neutro se encuentra a 5, 39 mm dela cara plana (Gere, 2008) [15]. El momento de inercia de la seccion respecto del ejeneutro In esta dado por:

In=A ·R2

4+ A · y2 (5.5a)

In=π·0,01272

2· 0, 01272

4+π · 0, 01272

2· 0, 005392 (5.5b)

In= 1,756× 10−8 m4 (5.5c)

Figura 5.5: Uno de los rieles detransmision con las nomenclaturas.

Insertando este ultimo resultado en la expre-sion 5.4 se obtiene:

Mf =2,06×108

5· 1,756× 10−8

0,0127− 0,00539

Mf = 98,9 Nm (5.6a)

Dado que se esta estudiando una sec-cion de rieles aislada, considerada empo-trada en sus extremos, se toma que lasituacion mas severa se tiene cuando la rue-da esta apoyada en el centro de dicha sec-cion.

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Hay que tener en cuenta el hecho de que la rueda se apoya simultaneamente sobreambos rieles, por lo cual cada uno recibe la mitad de la fuerza. Para calcular ladistancia l de la figura 5.5 se procede simplemente de la siguiente manera:

l =8 ·MFr

=8 · 98,9

3242

⇒ l = 4,88 m (5.7)

A pesar de que se asegura de no llegar a la tension de fluencia, se deberıa tratar deevitar deformaciones excesivas. Si se llega a dar una flexion muy grande del riel, esoharıa que el resorte que mantiene apretada la rueda contra dicho riel se extiendademasiado y pierda fuerza, dejando el carro varado. Viendo que el espaciamientoentre los apoyos del riel de transmision es teoricamente de 4,88 m se debe verificarde cuanto serıa la deflexion d del punto de aplicacion de la fuerza. Para eso se recurrea la siguiente formula (Young, 2002) [18]:

d =F · l3

192 · EI=

155 · 5, 13

192 · 2× 1011 · 1, 75× 10−8⇒ d = 30, 6 mm (5.8)

Figura 5.6: Nomenclaturas y medidasen la zona del apoyo.

Esta es una deformacion excesiva, ya queharıa que el riel se deforme hasta to-car el piso de la vıa, ademas de re-lajar mucho el resorte. Se debe bus-car un espaciamiento entre los apoyostal que la deformacion del riel no su-pere al valor de la tolerancia de la plan-itud de la superficie de la vıa, que vale1 mm.

Tras revisar una serie de valores, se haencontrado que con 1, 7 m de distanciaentre los apoyos, el largo de los tramosrectos de la vıa, la deflexion del rieles de 1, 13 mm. Esto ya es un val-or mas razonable. Por seguridad, se de-cide dar un espacio de 0, 85 m en-tre los apoyos, lo cual implica colocaruno en cada extremo de los tramos rec-tos y uno en el medio. Con este espaci-amiento se logra una deflexion maxima de0, 14 mm.

En los tramos curvos el espaciado entre losapoyos se hace ligeramente menor para compensar levemente el hecho de que losrieles poseen cierta curvatura.

Como ultimo paso en esta instancia queda por definir la separacion entre los apoyos,lo cual a su vez definirıa la separacion entre los rieles. El valor clave que se debe

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determinar es el de la variable x de la figura 5.6. Esta variable queda definida unavez que se tiene el punto de la parte conica el cual se supone que estarıa en contactocon el riel. Se decide que el contacto entre el riel y la rueda este aproximadamente enla mitad de la zona conica. Este punto se encuentra a unos 90 mm del eje de la rueda.

El valor de x esta dado por la siguiente ecuacion, la cual resulta de observar elesquema ilustrado en la figura 5.6:

x = d+ 12, 7 cos(α)− 9 (5.9)

Los valores numericos presentes en la ecuacion son el radio del perfil semicilındrico(12, 7 mm) y la mitad del ancho del apoyo (9 mm). El valor de la distancia entre elpunto de apoyo y el centro de la rueda se calcula de la siguiente manera:

d = 10 · tg(10) + 5 ⇒ d = 6, 76 mm (5.10)

donde el primer numero representa la distancia entre el canto inferior de la rueda yel punto de contacto, el segundo es el angulo de inclinacion de la parte conica, y elultimo es el semiancho del extremo de la rueda. Para calcular el angulo α se procedede la siguiente manera:

α = arc sen

(10− 12, 7 sen(45◦)

12, 7

)⇒ α = 4, 6o (5.11)

Introduciendo los dos ultimos resultados en la ecuacion 5.9 se obtiene:

x = 6, 76 + 12, 7 cos(4, 6)− 9 ⇒ x = 9,7 mm (5.12)

Por lo tanto, se puede concluir que con una separacion de unos 20 mm se obtendranresultados satisfactorios. Dado que la separacion final seleccionada es ligeramentemayor a la calculada de forma estricta, el punto de contacto entre el riel y la parteconica de la rueda estara ligeramente por arriba del tomado para los calculos. Par-ticularmente, estara 0, 3/ tan(10) = 1, 7 mm mas arriba.

En este punto es importante aclarar que la rueda conica no sufrira dificultades du-rante el pasaje por las curvas, contrariamente a lo que podrıa pensarse. Esto puedeverse facilmente haciendo un corte de la rueda en la zona del cono con un planoparalelo al plano de la base de las vıas. En este corte, mostrado en la figura 5.7, seobserva que las zonas del perımetro correspondiente a los laterales son curvas.

Con una simple medicion dentro de Catia se somprueba que el radio de curvaturade los laterales es de 4029 mm, lo cual es considerablemente menor al radio de cur-vatura de los costados de la rueda que varıa entre 516 mm en el centro y 690 allado de los cantos. En la misma figura 5.7 se comprueba visualmente que los rielesno pueden alcanzar los bordes de los cantos de la rueda, que es el punto dondeempezarıa a haber interferencia.

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Figura 5.7: Corte de larueda conica y el riel de

transmision.

La estabilizacion lateral del carro de transporte de her-ramientas se realiza por medio de dos piezas clave:una de ellas es la misma rueda conica de trans-mision, ya que se supone que se fija solidariamenteal eje hueco del motorreductor. La segunda pieza,que es la N del plano E-1, es una guıa que con-siste, basicamente, de una varilla de 10 mm dediametro soldada al carro. Esta varilla posee un largosuficiente para quedar entre las caras curvas de lasguıas de transmision y un diametro tal que es lig-eramente menor que la separacion entre las mis-mas.

La guıa y el punto de contacto de la rueda conicacon los rieles de transmision forman un segmento par-alela a los laterales del carro. De esta manera que-da garantizado que el carro de transporte de her-ramientas no pueda desplazarse lateralmente y se man-tenga siempre paralelo a las vıas. Esta guıa se ubi-ca lo mas cerca de la rueda con el fin de lograrque el segmento recien mencionado se aproxime lomejor posible a una tangente a la curva de los rieles.Esta claro que siempre dicho segmento es secante, ex-cepto en el caso lımite en el cual la guıa coinsidecon el punto de contacto entre la rueda conica y elriel.

5.1.3. Seleccion del motorreductor

Una vez definidos los detalles constructivos y las medidas de la rueda de transmisiony los rieles, se deben definir las caracterısticas y el modelo del motorreductor que seusara para accionar el sistema de transmision.

En principio, se desea que todos los movimientos del carro sean suaves. Eso implicaque a bajas velocidades la potencia del motor debe mantenerse para poder movertodo el conjunto. Lo mas indicado para este caso es un motorreductor con motorde corriente alterna y un variador de frecuencia. Para seleccionar correctamente elmodelo del motorreductor se deben conocer dos parametros relevantes que lo carac-terizan: la velocidad de operacion y el torque.

La velocidad rotacion se puede determinar facilmente a partir de la velocidad maxi-ma de desplazamiento deseada y conociendo el diametro de la rueda motriz. Lavelocidad nominal de traslacion propuesta en trabajo anterior es de 0, 06 m/seg(Quispe, 2010) [1] y es un valor razonable, por lo cual es aceptado sin modificaciones.

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Como radio de la rueda mortiz se toma la distancia entre el eje y el punto decontacto con los rieles, que como se ha definido mas arriba es de 90 mm. En realidades ligeramente menor, pero esa diferencia no tendra impacto en los resultados, yaque se seleccionara un motorreductor capaz de entregar mayor velocidad que lacalculada y se dispondra de un variador de frecuencia. Conociendo el radio de larueda, la velocidad Vr de rotacion se determina como sigue:

Vr =0, 06

0, 09

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2π⇒ Vr = 6, 37 RPM (5.13)

Para determinar el torque mınimo Ma es necesario conocer la fuerza aplicada y ladistancia a la cual se debe aplicar desde el eje. La fuerza ha sido determinada en laecuacion 5.2 y como distancia se toman los 90 mm, resultando:

Ma = 595 · 0, 09 ⇒ Ma = 53, 55 Nm (5.14)

Figura 5.8: Vista general delmotorreductor seleccionado.

Teniendo ya los datos relevantes, se debereferir al catalogo de algun fabricante. Se hadecidido recurrir a la empresa Stober, queofrece una amplia seleccion de motorreduc-tores de distinto tipo y con diferentes motoriza-ciones.

Tras examinar los distintos tipos de motorreduc-tores ofrecidos, se ha decidido utilizar los queposeen un reductor con corona y tornillo sinfın.Estos reductores poseen la ventaja de tener unareduccion muy alta y a la vez no permiten ac-cionar el eje del motor desde el eje de salida delreductor. Esto ultimo es ventajoso ya que proveede un sistema adicional de bloqueo. En la figura5.8 se muestra una imagen del tipo de motorreductor seleccionado.

El modelo especıfico que se ha decidido emplear es el S102-1740 D63K4. Este mo-torreductor posee un motor de 120 W de potencia, una frecuencia nominal de 50 Hzque puede ser llevada hasta los 87 Hz. A la frecuencia nominal posee una velocidadde 7, 9 RPM , que pasan a ser 14 RPM a 87 Hz, y un torque maximo de 112 Nm[19]. Las caracterısticas de este modelo son mas que suficientes para poder moverambos carros sin ningun problema.

El motorreductor posee un orificio de 21 mm de diametro y un chavetero para podertransmitir torques. Teniendo el tamano de dicho orificio se puede definir el diametrodel eje a utilizar, que sera ligeramente menor. Este eje puede ir soldado a la rueda detransmision. Dado que la velocidad de rotacion es muy baja, los posibles desbalancesno presentan mayores problemas.

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Figura 5.9: Componentes de la transmision.

5.1.4. Fijacion de la transmision al carro

Para fijar el motorreductor al carro se utiliza una union articulada que se esquema-tiza en la figura 5.9. Con esto se permite transmitir la fuerza del resorte a los rielespara generar la fuerza de friccion necesaria.

El eje A que se utiliza en la union es del mismo diametro que el de la rueda. Elmotorreductor B va abulonado a una placa C de acero AISI 304 de 8 mm de espe-sor, que a su vez se une solidariamente al eje de articulacion D. Sobre el carro vansoldadas un par de piezas D que contienen los rodamientos E. La funcion de estosrodamientos, que son el modelo 61804 de SKF, es garantizar una rotacion suave ysin trabas de la placa C a la cual va fijado el motorreductor. Los detalles de lasmedidas de las piezas pueden ser encontrados en el plano B-3 del apendice C

Con el sistema fijado al carro, se coloca en su lugar el resorte F correctamentedisenado, que generara los 324 N necesarios. La pieza G contra la cual estara hacien-do fuerza posee un largo igual a la distancia que hay entre el punto de articulacion yel punto de contacto entre la rueda conica y el riel. Esto asegura que no haya efectosde palanca de por medio.

El lugar del carro de transporte de herramientas en el cual se fijara el sistema detransmision no es arbitrario. Para poder definir dicho lugar se necesitan determinardos distancias: la distancia desde el frente del carro y la distancia desde uno de loscostados del mismo.

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La posicion del sistema de traccion a lo largo del carro no es muy relevante desde elpunto de vista de compatibilidad geometrica con las vıas, tanto tramos rectos comocurvos. Sin embargo, dado que el punto de union entre el sistema de traccion y elcarro de transporte de herramientas transmitira una fuerza vertical que tendera adespegar el carro de la base de la vıa, es mas conveniente ubicar este punto cercadel centro de masa del conjunto. De esta manera se evitara el efecto de que se eleveun extremo del carro.

Figura 5.10: Disposicion final del rack y el sistema de traccion sobre el carro detransporte de herramientas.

El criterio elegido para definir la posicion del sistema de traccion en la direccion per-pendicular a la del desplazamiento es sencillo: se desea que la fuerza que mueva losdos carros este aplicada en el centro del carro que posee el sistema de transmision.De esta manera se evita generar fuerzas que actuen intentando hacer que el carro secruce en la vıa.

Como el mecanismo debe ser ubicado dentro de los lımites del carro de transportede herramientas, a este ultimo se le debe practicar una apertura rectangular parapoder permitir el movimiento libre de todos los componentes.

Con estas dos consideraciones en mente se ha procedido a modelar el conjuntoarmado en Catia y aplicandole las condiciones de borde recien descriptas sedeterminaron los lugares exactos de ubicacion de las piezas D. En la figura 5.10

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se muestra la ubicacion final del mecanismo. En el plano de los conjuntos armadosE-1 del apendice F se pueden encontrar los detalles necesarios sobre la ubicacionexacta.

5.2. Sistema de frenado y control de la velocidad

Para reducir la velocidad del carro se planea utilizar el mismo sistema de trans-mision. Esto es posible debido a una de las propiedades principales del reductor decorona y tornillo sinfın: la posibilidad de transmitir movimiento en un solo sentidodesde el tornillo sinfın a al corona pero no viceversa. Por lo tanto es perfectamentefactible frenar el conjunto simplemente variando la velocidad de rotacion del motor.

Con la ventaja de la construccion del reductor, al momento de frenar, la inerciade ambos carros no forzara al motor a seguir rotando. Sin embargo se debe tenercuidado y no frenar de golpe el motor, ya que eso provocarıa una parada en seco delos dos carros o un eventual deslizamiento de la rueda de traccion, dependiendo dela direccion en que se movıa inicialmente el conjunto.

En el caso en el cual los carros se mueven en el sentido en que el carro de herramien-tas se encuentra adelante, una repentina frenada del motor puede provocar que larueda conica se clave entre los rieles, provocando una parada en seco. Esta situacionpuede llegar a generar por unos pocos instantes cargas muy elevadas en distintasuniones y partes tanto del robot como del carro al cual va fijado. En el caso en quela parada brusca del motor tiene lugar cuando el conjunto se desplaza en el sentidocontrario, con el carro de transporte de herramientas atras, la inercia simplementeharıa que la rueda conica patine sobre los rieles hasta la parada completa.

En vista de lo anterior, se puede decir que para alargar la vida util de las distintaspartes se debe evitar a todo costo la parada brusca del motor.

Habiendo hecho un analisis de las propiedades del sistema de transmision, se puedeconcluir que no hace falta ningun sistema adicional de frenos. Dado que la fuerzadel resorte esta calculada para una aceleracion maxima de 0,01 m/seg2, la desacel-eracion no deberıa superar este valor para evitar que la rueda patine.

5.3. Sistemas de bloqueo

Una vez que los carros se posicionan en el lugar de trabajo se debe asegurar quepermanezcan inmoviles en dicho lugar hasta que se completen las tareas de inspec-cion. Para eso debe ser implementado un sistema que bloquee los carros en el lugar,evitando que se desplacen por accion de alguna eventual fuerza exterior o aceleracionbrusca. En el trabajo anterior se ha propuesto utilizar unas mordazas de freno dela serie P220 del fabricante Tolomatic (Quispe, 2010) [1]. Estas son mordazas de

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accionamiento neumatico. En la figura 5.12 se muestra la forma que tienen.

La manera mas optima de utilizalas serıa tener un par de mordazas fijas al carrode transporte del robot en posicion tal que puedan apresar el tramo horizontal delos perfiles L antivuelco. La disposicion de las mordazas serıa una de cada lado, detal manera que cada una se agarre a uno de los dos perfiles. Dado que el carro delrobot lleva una carga mucho mas pesada que el otro, se considera que es mejor quesea este el que tenga las mordazas.

Figura 5.11: Forma del apoyo de la mordaza de freno.

Figura 5.12: Mordaza de dobleaccion P220 de Tolomatic.

Para la fijacion estas mordazas se aprovechanlos orificios de fijacion que las mismas poseenen la parte inferior. Para esto se debesoldar al carro un par de piezas espe-ciales con orificios para permitir la fijacion.En la figura 5.11 se muestra una de es-tas piezas. Para su fabricacion se decideutilizar chapa de 10 mm de espesor deacero AISI 304. Para detalles de medi-das referirse al plano A-3 del apendiceB.

Tras investigar sobre las caracterısticas de losmodelos disponibles, se ha decidido tomar el P220DER que es de doble accion comotodos los de la serie P220, posee pistones retractiles y capacidad para un disco de

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media pulgada de espesor [20]. Esto es apenas 0, 7 mm mayor al espesor de la chapade los perfiles L, con lo cual, teoricamente, quedarıa un espacio demasiado pequenoentre las auperficies de las pastillas y la chapa del perfil L.

Sin embargo, se ha medido el espacio que hay entre las superficies de las pastillasdirectamente sobre el modelo 3D descargado de la pagina de Tolomatic y se obtuvoque dicho espacio es de 14, 7 mm. Esto es suficiente para el proposito. Suponiendoque la tolerancia de la planitud de la superficie es de 1 mm, queda 0, 7 mm dereserva, ya que se ha elegido chapa de 12 mm para los perfiles antivuelco.

En cuanto a la ubicacion de las mordazas, se ha decidido ubicarlas de la maneramostrada en la figura 5.13. La unica restriccion al momento de ubicarlas es asegurarseque la zona que se encuentra en el fondo de la parte por la cual pasa la chapano interfiera con el canto de la misma en las curvas, ya que hay una ligeravariacion de distancia al momento de masaje por esas partes del recorrido. Conuna simple verificacion se ha podido obtener la ubicacion que asegure que no hayatal interferencia.

Figura 5.13: Posicion final de la mordaza sobre el carro.

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Capıtulo 6

Conclusiones

A lo largo de este trabajo se ha desarrollado desde la base un sistema que permitetransportar el robot de inspeccion de los GV desde su recinto de guardado hasta ellugar de operacion. El proceso de desarrollo ha sido separado en varias partes. Sehan evaluado las distintas posibilidades ofrecidas y finalmente se ha optado por unaparticular, con justificaciones pertinentes.

Una vez descrita la necesidad de las inspecciones y la manera en que se van a realizar,se ha procedido con la primera parte de diseno, que consistıa en el desarrollo de lasvıas para la circulacion del robot y el equipamiento necesario. La forma particularadoptada fue con base en el sistema de rodadura utilizado y tambien el resultado deuna busqueda de una solucion sencilla y versatil. Como resultado se tiene una vıaque permite, por un lado, la circulacion del carro de transporte del robot, el de lasherramientas, por otro lado la circulacion libre de personas, en caso de necesidad, yartefactos rodantes varios.

Tanto el carro de transporte del robot como el de las herramientas tuvo que seradaptado a esta nueva solucion. Se ha tenido en cuenta la posible necesidad de tenerlos dos carros separados, por lo cual se ha disenado un sistema de acople rapidoentre los mismos. Este sistema es sencillo y puede ser manejado a mano sin mayoresdificultades.

Como sistema de rodadura se ha decidido utilizar unos elementos comerciales, lasUTBs, que permiten desplazamiento omnidireccional. Esto proporciona una granventaja tanto al carro de transporte del robot como al de herramientas ya que posi-bilita una libre manipulacion de ambos sobre un area despejada y con un esfuerzofısico mınimo.

Por ultimo, como sistema de traccion se ha adoptado el propuesto en un trabajoanterior [1] con unas ligeras modificaciones. El objetivo principal de dichas mod-ificaciones ha sido, principalmente, asegurar que no se pierda traccion en ningunmomento. Tambien se ha logrado integrar en el mismo mecanismo el sistema detransmision de frenado y bloqueo, haciendo uso una de las principales cualidadesdel motorreductor seleccionado. Sin embargo, se ha anadido un sistema de bloqueo

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Capıtulo 6. Conclusiones Alexandre Semine

adicional para asegurarse de que el carro permanezca en su lugar durante las opera-ciones de inspeccion.

Como perspectivas a futuros trabajos, se puede decir que serıa conveniente realizarsimulaciones de todo el sistema con elementos finitos para asegurarse de que el di-mensionamiento se ha hecho correctamente. Quedarıa por cubrir tambien todo loque es sistema de posicionamiento de los carros. Este tema requiere atencion espe-cial, dado que se trabajara en ambiente radioactivo, el cual genera interferencias conciertos tipos de sensores.

Otros puntos que quedan por investigar son el sistema de alimentacion del robot,tanto de energıa como de circuito hidraulico, y el diseno del area de guardado juntocon el sistema de ingreso a las vıas.

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Apendices

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Apendice A

Memoria de calculo

A continuacion, en hoja aparte, se presentan la memoria de calculo de los perfiles Lantivuelco.

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Apendice B

Planos - Grupo A

Este grupo de planos contiene los detalles del carro de transporte del robot. Seincluyen los siguientes planos:

� A-1 - Carro de transporte del robot

� A-2 - Piezas de fijacion de las UTBs laterales

� A-3 - Soporte de mordaza de freno

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Apendice C

Planos - Grupo B

Este grupo de planos contiene los detalles del carro de transporte de las herramientas.Se incluyen los siguientes planos:

� B-1 - Carro de transporte de herramientas

� B-2 - Rueda conica

� B-3 - Mecanismo de transmision

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Apendice D

Planos - Grupo C

Este grupo de planos contiene los detalles las partes compartidas por ambos carros.Se incluyen los siguientes planos:

� C-1 - Unidades de transferencia de bolas

� C-2 - Sistema de acople de carros

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Apendice E

Planos - Grupo D

Este grupo de planos contiene los detalles de las vıas. Se incluyen los siguientesplanos:

� D-1 - Tramo recto de la vıa y el perfil L

� D-2 - Tramo curvo - piezas

� D-3 - Tramos removible y adicional

� D-4 - Tramo de salida 2

� D-5 - Tramo de salida 1

� D-6 - Apoyo del tramo removible

� D-7 - Guıas de transmision

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Apendice F

Planos - Grupo E

Este grupo de planos contiene los detalles de los conjuntos armados. Se incluyen lossiguientes planos:

� E-1 - Carros de transporte armados

� E-2 - Tramos de vıa armados

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Bibliografıa

[1] Quispe, A. T., Automatizacion de las tareas de mantenimiento de los tubosde los generadores de vapor del reactor CAREM. Tesis (Ingenierıa mecanica).San Carlos de Bariloche, Universidad Nacional de Cuyo, Instituto Balseiro,2010. 151 p.

[2] Probes - mode of operation, http://www.ndt-ed.org/EducationResources/Community Col-lege/EddyCurrents/ProbesCoilDesign/ProbesModeOp.htm, consultadoen mayo de 2011

[3] Zetec Home, http://www.zetec.com/?lang=en, consultado en mayo 2011

[4] Zetec X-probe, http://www.zetec.com/2010/06/x-probe/, consultado en mayo2011

[5] Manual de especificaciones tecnicas del Robot Kuka KR360 L150-2P, Kuka,2011, Alemania, version on-line en www.kuka-robotics.com

[6] http://www.aisi.com.mx/431.htm, consultado en mayo de 2011

[7] http://www.aisi.com.mx/304.htm, consultado en mayo de 2011

[8] F. Ramırez, Introduccion a los Metodos de Ensayos No Destructivos de Controlde Calidad de los Materiales, Editado por Instituto Nacional de TecnicasAerospaciales (INTA) Esteban Terradas, Segunda Edicion, Madrid, 1977.

[9] THK Global Top, http://www.thk.com/, consultado en diciembre de 2010

[10] THK General catalog, THK, 2010, Japon, version on-line en www.thk.com/us/

[11] Straight - curved guide HMG, 2003, Japon, version on-line enwww.thk.com/us/

[12] Omnitrack Home, www.omnitrack.co.uk, consultado en mayo 2011

[13] Omnitrack catalogo on-line, http://www.omnitrack.co.uk/high-menu.html,consultado en mayo 2011

[14] Pagina oficial de CATIA, http://www.3ds.com/products/catia

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BIBLIOGRAFIA Alexandre Semine

[15] James M. Gere, Mecanica de materiales, Editado por Cengage Learning, S.A.,Sexta edicion, Mexico, 2008

[16] Schunk - robot accesories, version on-line enhttp://www.schunk.com/schunk/index.html

[17] Schunk - modulos de agarre, version on-line enhttp://www.schunk.com/schunk/index.html

[18] Young W.C., Budynass R.G., Roark’s Formulas for Stress and Strain,McGraw-Hill, 7th edition, New York, 2002

[19] Motorreductores de corona y tornillo sinfın, version on-line enhttp://www.stoeber.de

[20] Tolomatic - Power transmission, http://www.tolomatic.com/products/, con-sultado en junio de 2011

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Agradecimientos

Al termino de esta instancia tan importante de mi vida, quisiera expresar mis masprofundos agradecimientos a todas y cada una de las personas que me han apoyado,inspirado y alentado a lo largo de mi carrera y en particular durante los ultimos anos.

Antes que nada quiero agradecer a la CNEA por brindarme la oportunidad de recibirla formacion que me ha ofrecido el Instituto Balseiro.

Dentro de la institucion les quiero agradecer a Diego Fernandez Moreno porhaber sido un buen director, saber resolver mis dudas a medida que fueron surgien-do y saber guiarme a lo largo del desarrollo del proyecto. A Ruben Sosa por aportarbuenas ideas, sugerir bibliografıa y ayudar a resolver cuestiones relacionadas conelementos de maquinas. A Oscar, Javier, Gonzalo, Alexander, Tatiana y al grupo demecanica de CAREM en general por aportar ideas y saber responder a las multiplesdudas que he tenido. Tampoco quiero dejar de lado a Tobıas y a Enrique, ası comoal grupo de robotica de CAREM en general, con quienes he tenido amplias charlasacerca de distintos aspectos de las diferentes partes de mi proyecto, aportando ideasnuevas y descartando algunas. Quisiera agradecerle a Nico por las fructıferas charlassobre Catia y las dificultades que se nos fueron presentando a cada uno. No quiesieraolvidar agradecer a mis companeros de la carrera, particularmente a Oscar, Pablo,Jose, Fernando, Mariano, y Mario.

Tambien quisiera agradecerles a Carlos y a Ricardo, del taller de tornerıa, por haberhecho aportes importantes en forma de valiosa experiencia y conocimientos generalesde la maquinaria de taller.

En general, quisiera agradecerles a todos los docentes por haber jugado un papel tanimportante en mi formacion y a todos mis amigos en general. No quiero olvidarmede Marta que siempre ha estado detras de los aspectos administrativos de la carreray siempre ha podido ayudarme en todo lo referente a su area.

Quiero agradecer tambien a mis padres, por apoyarme a lo largo de toda mi carreray ayudarme en los momentos difıciles. A Mary Luz, por estar siempre a mi lado enlos momentos complicados y alumbrarme el camino en periodos oscuros.

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BIBLIOGRAFIA Alexandre Semine

Por ultimo, y no menos importante, quisiera agradecerles a todos mis amigosfuera del Instituto por alentarme y acompanarme. En especial, quiero expresarmis agradecimientos a Julian, Gustavo, Nicolai, Hernando, Cristian, Jose, Juan yFederico.

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