Universidad de Chile

Facultad de Ciencias Fısicas y Matematicas

Departamento de Ingenierıa Mecanica

ME56B Taller de Diseno Mecanico

Informe de Diseno de la Correa Transportadora CT1001:

Alimentacion StockPile SAG.

Informe Final

Benjamın Blas

Francisco Cortes

1 de diciembre de 2009

Indice

1. Introduccion 1

2. Objetivos 2

3. Antecedentes 3

3.1. Extraccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

3.2. Planta de Sulfuros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

3.2.1. Chancador primario . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6

3.2.2. Molino SAG . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6

3.2.3. Chancadores secundarios y terciarios . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

3.2.4. Molienda Convencional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

3.2.5. Flotacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

3.2.6. Seccion de Filtrado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

3.2.7. Harnero . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

3.2.8. Ciclon . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

3.2.9. Sistema de correas transportadoras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

4. Sistema de Correa Transportadora N◦ 1001 13

4.1. Descripcion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

4.2. Correa Transportadora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

4.3. Polines y Soporte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

4.4. Poleas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

4.5. Motor y Reductor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

5. Parametros de Diseno 18

6. Diseno Mecanico 19

6.1. Correa Transportadora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

6.1.1. Comportamiento del Material Transportado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

1

6.1.2. Geometrıa de la Correa CT 1001 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

6.1.3. Verificacion Flujo de Diseno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

6.2. Tensiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

6.3. Condicion de No Levantamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

6.4. Polines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

6.5. Seleccion de Correa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

6.5.1. Cobertura y Estructura de la Correa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

6.6. Poleas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

6.6.1. Diametros Mınimos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

6.6.2. Distancia de transicion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

6.7. Tensor gravitacional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

6.8. Chute . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

6.9. Motor y Reductor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

6.10. Limpiadores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

6.11. Faldon . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

A. Anexos 47

A.1. Velocidad de Correa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

A.2. Estado de Tensiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

A.2.1. Tensiones y Tension efectiva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

A.2.2. Tensiones Resultantes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

A.3. Calculo de Componentes de Correa CT1001 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

A.3.1. Polines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

A.3.2. Calculos para Seleccion de Correa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

A.3.3. Poleas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

A.3.4. Tensor gravitacional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

A.3.5. Motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

A.3.6. Reductor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

A.3.7. Dimensionamiento del faldon . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

Capıtulo 1

Introduccion

Este informe corresponde al primero del curso Taller de Diseno Mecanico dictado en la facultad de

ingenierıa de la Universidad de Chile por el profesor Alejandro Font. En el se pretende dar a conocer las

distintas etapas y equipos utilizados en una planta de molienda de cobre, en particular la planta de la

Mina El Soldado cuya propiedad pertenece a Anglo American S.A. Las instalaciones cuentan con una

planta de sulfuros y otra de oxidos, el caso estudiado corresponde a la de sulfuros. La descripcion de los

procesos y equipos se vera apoyada por imagenes y diagramas explicativos, esto con el fin de lograr un

analisis suficientemente detallado de la planta que permita disenar los equipos que la componen.

La division El Soldado presenta las siguientes caracterısticas:

Extraccion subterranea del mineral.

Extraccion a rajo abierto del mineral.

Planta de oxidos de cobre y planta de sulfuros de cobre.

Todo lo anterior hace posible conocer y entender de manera amplia el proceso de extraccion y produccion,

ya que existen las dos formas de extraccion y las dos lıneas de produccion de cobre, pero que difieren en

los procesos de obtencion. Para el presente caso solo se dara enfasis a la planta de mineral de sulfuro

El informe debe servir como un documento informativo del proceso productivo y del flujo de material

en cada equipo, por medio de este flujo se puede comprender la interaccion entre los equipos de la

planta. Ninguno de los equipos trabaja independientemente, sino que recibe un ”input”(mineral en algun

estado) y entrega un .output”(mineral procesado) a otro equipo. Una vez que se tiene la informacion

de las entradas, salidas y del proceso de transformacion se procede a disenar algun equipo que sea de

interes para el grupo.

1

Capıtulo 2

Objetivos

A continuacion se presentan los objetivos a lograr en el curso.

Conocer el funcionamiento de una planta de molienda de mineral, en particular estudiar las etapas

que se realizan para obtener el concentrado.

Describir y entender los procesos fısicos que se realizan en cada etapa de la molienda.

Comprender y describir el funcionamiento general de los equipos mecanicos utilizados en la planta,

con el fin ultimo de disenar uno de los equipos que la componen.

Entender los flujos de mineral que se producen en los procesos realizados en la planta de molienda.

2

Capıtulo 3

Antecedentes

La division El Soldado se encuentra ubicada en la V Region, en la comuna de Nogales, a 132 kilometros

de Santiago y a 600 metros sobre el nivel del mar. Comprende una mina a rajo abierto y otra subterranea,

plantas de chancado e instalaciones para el tratamiento de minerales oxidados y sulfurados. En 2007

produjo 72.768 toneladas de cobre fino, entre catodos de alta pureza y cobre contenido en concentrado.

La Division El Soldado tiene una dotacion aproximada de 1.138 trabajadores, entre personal propio y

contratistas de operacion y proyectos. En diciembre de 2006, culmino el proyecto Rajo Extendido, cuyo

objetivo era extender la vida util de la mina manteniendo su capacidad de produccion de cobre hasta

2026.

Figura 3.1: Imagen de la mina y planta El Soldado

3

3.1. Extraccion

En la mina El Soldado se realizan dos tipos de extraccion: a rajo abierto y subterranea, estas dos

metodologıas no solo difieren en el proceso fısico sino tambien en los costos y en la calidad del material

extraıdo. Explotar de forma subterranea es 15 mas caro que hacerlo con rajo abierto pero la ley del mineral

es cercana a 1.2 mientras que en rajo abierto solo alcanza 0.7. La extraccion actual es de 7 [Mton/ano] y

se espera aumentar la cifra a 8.1 [Mton/ano]. Este aumento de extraccion no se debe en todos los casos

al deseo de elevar la cantidad de concentrado producido. Debido a que la ley del mineral baja conforme

este se va extrayendo, para mantener el mismo nivel de concentrado se debe extraer una mayor cantidad

de rocas a medida que pasa el tiempo. Las 7 [Mton/ano] equivalen aproximadamente a 20 [kton/dıa]

y con el aumento a 8.1 [Mton/ano] se obtienen 23 [kton/dıa] extraıdas, lo que equivale al nivel de

extraccion presentado por Anglo American para la mina. En la figura 3.2 se muestra esquematicamente

el proceso de extraccion a cielo abierto y subterraneo. La informacion mas relevante son los valores de

extraccion que van a la planta de sulfuros y de oxidos. Las 7.6 [Mton/ano] descritas en la figura 3.2 solo

indican 21 [kton/dıa] cuando el valor actual es de 23 [kton/dıa] y los 0.6 [Mton/ano] hacia la planta de

oxidos solo representan 9.5 % del total, a diferencia de los valores actuales de 15 % del total.

Figura 3.2: Procesos de extraccion

Despues de extraıdo el material y montado sobre los camiones, este puede seguir dos caminos, a la

planta de sulfuros o a la de oxidos.

3.2. Planta de Sulfuros

La planta de sulfuros o tambien denominada planta de molienda recibe actualmente 23 [kton/dıa]

para procesar. La modalidad de trabajo son tres turnos de 8 horas al dıa. Como se dijo en la seccion

4

de objetivos, se desea estudiar y comprender el funcionamiento de una planta de molienda, para ello

se estudiaran los procesos que se realizan basados en la funcion de los equipos, con este fin se han

identificado los siguientes:

Chancador Primario.

Molino SAG.

Chancador secundario y terciario.

Molienda Convencional.

Seccion de Flotacion.

Seccion de Filtrado.

Harneros

Ademas se han identificado otros componentes de la planta, estos son el StockPile del molino SAG

con capacidad de 35 [kton] y el StockPile del chancador secundario y terciario con capacidad de 15

[kton]. En la imagen 3.3 se muestran las instalaciones principales de la Planta El Soldado.

Figura 3.3: Layout de planta El Soldado

5

3.2.1. Chancador primario

El primer proceso de la planta es el chancado de las rocas provenientes de la mina. El transporte del

material es realizado con camiones cuya capacidad maxima es de 40 [ton] pero solo son cargados con 23

[ton] por razones de seguridad. El material es descargado en el chancador primario a una razon de 800

hasta 950 [tph] en promedio. Como maximo puede recibir un flujo de 1500 [tph]. El chancador primario

es un Allis-Chalmers tipo giratorio de cono (similar a una pera) cuyas dimensiones principales son 42”

x 65” y consume una potencia de 300 [kW]. La pera es de acero al manganeso y pesa alrededor de 25

[ton]. El chancador puede recibir rocas de hasta 1 metro de diametro y en caso de ser necesario existe la

posibilidad de utilizar un taladro para disminuir el tamano de rocas cuyos diametros superan este valor.

La granulometrıa de salida es de aproximadamente 5” considerado como grueso, pero dependiendo del

desgaste de la pera esta puede aumentar a 7” u 8”.

El chancador primario tiene dos chutes de descarga, uno de ellos alimenta la correa transportadora que

abastece el StockPile de los chancadores secundarios y terciarios (CT 1002) y el otro chute alimenta la

correa que abastece al StockPile del molino SAG (CT 1001).

3.2.2. Molino SAG

El molino SAG tiene como objetivo disminuir la granulometrıa del mineral proveniente del chancado

primario hasta unas centesimas de micrones. El StockPile del molino SAG es alimentado por la correa

CT1001, la cual se muestra a continuacion.

Figura 3.4: Correa CT1001, alimentadora StockPile SAG

El flujo maximo de material que puede entrar en el SAG es de 900[ton/h], con un flujo promedio

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cercano a las 800[ton/h], la dimensiones de molino son 17” x 34” (ancho x diametro) y consume

11,380[kW] de potencia.

Figura 3.5: Molino SAG

El molino SAG descarga a un harnero el cual clasifica por tamano el material, donde puede tomar 3

rutas dependiendo el tamano. Una pequena cantidad vuelve al molino para ser molido otra vez. Unas 230

[tph] son enviadas a chancadores secundarios y terciarios, la mayor parte, 570 [tph], son enviadas directo

al proceso de flotacion. Se usa un hidrociclon para separar el material que va a flotacion o que vuelve al

molino SAG. En el momento de la visita, el molino SAG era alimentado con una correa transportadora

(CT 3003) a razon de 877,5 [tph]. De este total 588,5 [tph] van directo a flotacion mientras que solo

288 [tph] (pebbles) van al StockPile de los chancadores secundarios y terciarios.

Figura 3.6: Correa CT 3001, alimentadora SAG

7

3.2.3. Chancadores secundarios y terciarios

Este proceso de chancado secundario-terciario, es alternativo al de molienda con SAG. En esta etapa

los chancadores son alimentados de dos formas distintas: a) de la segunda correa que sale del chancador

primario (CT 1002) y b) de los Pebbles rechazados en el harnero del molino SAG, los cuales son

transportados a traves de correas. La primera etapa de este proceso es la del chancador secundario,

chancador del tipo Symonds STD de 5,5” de diametro y 220 [kW] de potencia. Este chancador reduce

el tamano de granulado del material hasta unas 3”, material que luego es ingresado a un harnero donde

se separa el mineral que esta listo para ingresar a la siguiente etapa (molienda convencional), de aquel

que aun debe ser pasado al chancador terciario. Este ultimo equipo reduce el tamano del granulado hasta12”. Este unidad corresponde a un chancador Symonds SH de 7” de diametro y 220 [kW] de potencia.

Despues del terciario se hace pasar de nuevo al material por un harnero, derivando a la siguiente etapa

al de granulometrıa mas fina e ingresando nuevamente al chancado terciario el de granulometrıa mayor.

3.2.4. Molienda Convencional

Proceso de molienda posterior al chancado secundario y terciario, es alternativo al proceso SAG. Esta

molienda cuenta con dos etapas, el molino de Barras y el de Bolas, donde se trabaja con un flujo de 340

t/h promedio (ver figura 3.13 y 3,14). El mineral es obtenido de un pequeno StockPile de capacidad

2,5 [kton]. El circuito de molienda convencional tıpicamente comprende un molino de barras, un molino

de bolas y un hidrociclon para la clasificacion de la granulometrıa. En el caso de la planta de molienda

para la mina El Soldado se compone de 9 equipos de molinos, de los cuales 4 son molinos de barras y

5 de bolas, ademas de 4 ciclones. Los equipos se dividen en 4 grupos y todos con excepcion de uno se

componen de un molino de barras, uno de bolas y un ciclon. La excepcion tiene la diferencia de contar

con un molino de barras adicional En un inicio el molino de barras gira con el material proveniente

del chancador terciario, el cual llega continuamente por una correa transportadora. El material se va

moliendo por la accion del movimiento de las barras que se encuentran libres y que caen sobre el mineral.

Este es un molino Allis-Chalmers de 8” x 12” y de 355 [kW] de potencia. El mineral molido continua el

proceso pasando en lınea al molino de bolas. Este molino es un Allis-Chalmers, de dimensiones: 9 12 ” x

12” y de 550 [kW] de potencia. Esta ocupado en un 35 % de su capacidad por bolas de acero de 3,5”

de diametro, las cuales son los elementos de molienda. En un proceso de aproximadamente 20 minutos,

el 80 % del mineral es reducido a un tamano maximo de 180 micrones. Entre los molinos existe un

hidrociclon que clasifica el material que esta listo para la flotacion de aquel que debe repetir el proceso.

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3.2.5. Flotacion

Una vez molido, el material es sometido a un proceso fisicoquımico que separa el cobre sulfatado y

otros metales valiosos como el molibdeno de la escoria. La pulpa proveniente del ciclon es mezclada con

reactivos quımicos y llevada a contenedores, llamadas celdas de flotacion, donde es aireada y agitada

para favorecer la reaccion y acelerar el proceso. Las burbujas arrastran a la superficie las partıculas ricas

en cobre que derraman de la celda a canaletas que conducen a piscinas de decantacion

3.2.6. Seccion de Filtrado

El material proveniente de la flotacion y decantacion contiene gran cantidad de agua, la que es extraıda

en forma mecanica por filtros de tela. El material entra entre dos filtros comprimidos entre sı por

accionadores neumaticos escurriendo el agua. El equipo es de la marca LAROX, tiene una configuracion

de platos verticales y horizontales y sus 50 celdas son capaces de manejar 0.28 [m3] de concentrado

seco. El tiempo de ciclo del proceso es de 13 minutos.

3.2.7. Harnero

A la salida del molino SAG se encuentra una malla que separa el material que no pudo ser reducido

llamado Pebbles de la pulpa. Esta malla cuenta con un sistema de vibracion para favoreces el paso de

la pulpa por lo agujeros. Otros molinos tambien cuentan con filtros mas simples para separar Pebbles o

bolas de acero.

3.2.8. Ciclon

Otro modo de clasificacion del material segun su granulometrıa es el ciclon o hidrociclon. En el se

forma un vortice de pulpa en el cual se separa, por efecto de la rotacion, las partıculas grandes y mas

pesadas de las pequenas y mas livianas.

3.2.9. Sistema de correas transportadoras

Una vez que el material es depositado en el buzon por los camiones, su transporte es realizado en

forma automatica por dos medios: correas trasportadoras mientras esta en estado solido seco o humedo

y tuberıas cuando esta en estado de pulpa. Las distintas estepas del proceso que involucra material

9

seco o humedo requieren de distintos tipos de correas segun el caudal masico que transporta, velocidad,

granulometrıa, largo, elevacion, etc. Las hay planas, en ”v”, trapezoidales; con y sin guıas laterales;

ascendentes, descendentes y horizontales; etc.

En las siguientes imagenes se muestran distintos tipos de correas.

Figura 3.7: Correa con guıas laterales

Figura 3.8: Correa para StockPile de elevacion

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Figura 3.9: Polines de Correa de seccion trapezoidal

Figura 3.10: Correa plana a la salida del Chancador primario

Tambien existen correas para otros usos, como por ejemplo la extraccion y recuperacion de material

metalico que escapa de los molinos. Estas correas barren electroimanes que atraen dichas partıculas.

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Figura 3.11: Mecanismo de extraccion de partıculas metalicas de correa alimentadora del StockPile molino SAG.

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Capıtulo 4

Sistema de Correa Transportadora N◦ 1001

4.1. Descripcion

Los sistemas de correas transportadoras son mecanismos ampliamente utilizados en procesos industri-

ales para el movimiento de materiales particulados tanto a cortas como a largas distancias. Al disenar un

sistema de correas transportadoras no solo se debe considerar la correa, tambien estan involucrados los

disenos de los polines y sus soportes, de las poleas, la seleccion del motor y su reductor y el diseno de los

chutes de descarga. La correa seleccionada por el grupo de trabajo, corresponde a la correa que recibe el

material desde el chancador primario y lo transporta hasta el StockPile del molino SAG (ver figura 3.9).

Esta correa esta designada como CT1001, tiene un flujo de material promedio de 850 [ton/hr], un largo

aproximado de 70 [m], medidos desde la polea de retorno hasta la polea motriz y el material transportado

tiene una granulometrıa maxima de 7 [in]. En la figura 4.1 se muestra un esquema explicativo de los

subsistemas mecanicos que componen a la correa.

Correa Transportadora

CT1001

Freno

Polines

y Rodamientos

Poleas

Motor

y

Reductor

Raspador

ControlSist. Lubricación

Figura 4.1: Sistema que componen a correa CT1001

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4.2. Correa Transportadora

Este es el elemento principal del sistema CT1001. Actualmente existen una gran variedad de correas

en el mercado, todas ellas compuestas principalmente de caucho y reforzadas con fibras de distintos

materiales como acero. Como se dijo anteriormente, su principal uso es el traslado de material particulado

de un punto a otro. En este informe se disenara una correa para la gran minerıa, especıficamente para

la planta la division El Soldado de Angloamerican.

Es importante considerar que este tipo de correas estan siempre disponibles para el transporte de

material, pero su funcionamiento no es continuo, por lo que se generan grandes esfuerzos dinamicos

durante las diversas partidas. Estos esfuerzos pueden ocasionar la falla catastrofica de la correa, estas

fallas conllevan grandes costos que intentan ser evitados con un buen diseno y sobredimensionamiento,

esto ultimo involucra una importante inversion de capital. Cabe destacar que los efectos dinamicos seran

tratados con factores de seguridad mayores a los usuales.

Existen dos grandes grupos de correas transportadoras:

Figura 4.2: Correa con reforzamiento metalico

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Figura 4.3: Correa con reforzamiento de fibra de vidrio

4.3. Polines y Soporte

Los polines corresponden a los elementos que soportan y guıan la correa a lo largo de su trayectoria.

Estan compuestos por rodillos que giran sobre rodamientos antifriccion en forma solidaria a la correa. Su

diseno se basara, para efectos de este trabajo, en la noma internacional CEMA[1] y en este intervienen

la carga sobre a correa, la velocidad de esta y la densidad del material.

Hay dos tipos basicos de polines: polines de carga, que soportan la parte cargada de la correa y; los

polines de retorno, que soportan la parte no cargada de la correa.

Figura 4.4: Polines de carga(izq) y de retorno (der).

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4.4. Poleas

Las poleas son elementos fundamentales en las correas transportadoras y basicamente cumplen dos

funciones: cambiar la direccion de la correa y transmitirle potencia. Las poleas motrices transmiten

potencia a traves del roce que se produce entre su superficie y la de la correa. Dicha superficie suele

tener recubrimientos lisos o estriados para mejorar la adherencia. Las poleas deflectoras son aquellas

que solo modifican la direccion de la correa, como es el caso de las usadas para aumentar el angulo de

contacto entre de la polea motriz.

Una restriccion del diseno es el diametro mınimo de la polea, para esto se definen tres grupos.

1. Grupo A: Poleas motrices y otras en el rango de correas de alta tension.

2. Grupo B: Poleas deflectoras en el rango de baja tension.

3. Poleas deflectoras de menos de 30◦.

Figura 4.5: Esquema de los tipos poleas.

4.5. Motor y Reductor

El conjunto motorreductor es el equipo que proporciona la potencia y torque necesarios para mover la

carga y los distintos equipos moviles de la correa transportadora, ası como la necesaria para deformar la

correa y suplir las perdidas del sistema. Los motorreductores se seleccionan de catalogos basicamente en

funcion de la potencia en el eje y las RPM, las que pueden ser ajustadas eventualmente con variadores

de frecuencia. El acoplamiento del motor a la polea motriz puede ser directo o a traves de correas.

16

Figura 4.6: Motorreductor.

17

Capıtulo 5

Parametros de Diseno

En esta seccion se daran a conocer los parametros de diseno para el sistema de correa transportadora

CT1001. Los parametros de diseno se basan en las caracterısticas del flujo de material. En el caso de

correas el parametro mas determinante es el flujo de material maximo a transportar por hora. Este

valor depende fuertemente del equipo anterior (chancador primario) y de su capacidad maxima de

procesamiento. Es importante tener en cuenta que el flujo promedio que procesa el chancador varıa

entre 800 a 950 [ton/hr] y el flujo maximo que puede procesar es cercano a 1500 [ton/hr]. Cabe

destacar que la granulometrıa maxima del mineral procesado por el chancador es cercana a 7 [in]. Por

otra parte el angulo de elevacion de la correa es aproximadamente 18◦ y su altura de elevacion (h) es

cercana a 22 [m]. Para realizar el diseno de la correa transportadora se utilizara un factor de diseno

recomendado por CEMA[1] (Conveyor Equipment Manufacturers Association). Este factor cubre los

posibles aumentos en los flujos de material o aumentos de produccion. La densidad del material se

obtuvo de la bibliografıa consultada [4], al igual que la relacion de finos y gruesos que transporta la

correa [4].Esta ultima corresponde a 25 % de finos y 75 % de gruesos. A continuacion se muestra una

tabla resumen con los datos de diseno.

Tabla 5.1: Datos de Entrada.

Flujo max material Qmax 1200 [tph]

Factor de diseno (CEMA) f 1,25 -

Flujo de Diseno Qd 1500 [tph]

Densidad del Material ρ 2,15 [ton/m3]

Largo L 70 [m]

Granulometrıa max G 7 [in]

Angulo de elevacion θb 18 D

Altura de elevacion h 22 [m]

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Capıtulo 6

Diseno Mecanico

En esta seccion se disenaran los elementos que componen al sistema de correa CT1001 y se determi-

naran tensiones a las cuales esta sometida la correa. Algunos de los elementos mecanicos ya han sido

nombrados en el capıtulo IV y descritos cualitativamente.

Para el diseno se utilizaran distintos manuales de correas transportadoras y los catalogos de Seleccion

de correas transportadoras Goodyear S.A[2] y Phoenix S.A[3]. Cabe destacar que el manual CEMA[1]

sera la principal referencia y guıa al disenar la correa.

Figura 6.1: Configuracion de correa a disenar

La correa mostrada en la figura 6.1 es representativa del sistema a disenar, sin embargo para la mayorıa

de las correas es necesario comenzar la elevacion con un tramo horizontal, en este caso se estima que

la longitud del tramo es 10 [mts], para luego continuar con 60 [mts] de correa en elevacion.

19

Si bien en la figura 6.1 no se muestran todos los elementos mecanicos que componen a la correa, los

mas importantes son:

Correa con inclinacion.

Polea Motriz.

Polea de Retorno.

Polea Tensora

Polea Deflectora.

Polines(impacto, carga, retorno).

Motor y Reductor.

Tensor Gravitacional.

Estos y otros componentes seran disenados y seleccionados en las siguientes secciones.

6.1. Correa Transportadora

A continuacion se entregan los resultados obtenidos y los datos recopilados para el diseno de la correa

transportadora.

6.1.1. Comportamiento del Material Transportado

Antes de establecer la geometrıa de la correa, es necesario determinar el comportamiento del ma-

terial que esta siendo transportado. Esta estapa consiste en definir los angulos de reposo(φr ) , de

sobrecarga(φs) y de inclinacion de polines(β).

20

Figura 6.2: Definicion de angulos del material

Para determinar el angulo de sobrecarga se utilizo la siguiente tabla.

Figura 6.3: Caracterısticas de materiales. Fuente CEMA[1]

Para determinar el angulo de reposo y el maximo angulo de inclinacion de la correa se utilizo la

21

siguiente tabla.

Figura 6.4: Clasificacion de materiales. Fuente CEMA[1]

6.1.2. Geometrıa de la Correa CT 1001

Ya se han definido los angulos que caracterizan al material transportado, corresponde definir el angulo

de inclinacion de los polines y el maximo angulo de elevacion de la correa.

En aplicaciones mineras se aconseja utilizar polines de seccion trapezoidal cuyo angulo de inclinacion(β)

puede tomar tres de los siguientes valores: 20◦, 35◦, 45◦. En esta ocasion y por recomendacion CEMA[1]

se escoge β = 35◦. Respecto del maximo angulo de inclinacion, se escoge un valor no mayor a 20◦, de

esta forma se evita derrame hacia el exterior de la correa del material y retroceso del mismo.

22

Ancho de la Correa(BW)

La seleccion del ancho de la correa(BW) se realizo siguiendo los pasos sugeridos por CEMA[1]. Los

datos de entrada son:

1. Tamano maximo del material transportado: 7[in].

2. Granulometrıa del material: 25 % finos, 75 % gruesos.

3. Angulo de Sobrecarga: φs = 20◦

Con los datos anteriores se analiza el siguiente grafico.

Figura 6.5: Ancho Correa segun granulometrıa y tamano maximo de material transportado. Fuente CEMA[1]

Se observa que el grafico anterior no tiene la lınea que corresponde a 25 % de finos, 75 % de gruesos

y angulo de sobrecarga 20◦.La lınea correspondiente se encuentra entre las dos superiores, por lo tanto

23

si se usa como guıa la que considera que el material transportado es 100 % gruesos se sobredimensiona

el ancho.

Como resultado de entrar al grafico con una granulometrıa de 7 [in], se obtiene un ancho de correa de

33[in], sin embargo este no es un ancho estandar de correa, por lo tanto se selecciona el inmediatamente

superior, es decir 36[in].

Velocidad de la Correa

La velocidad de la correa depende fuertemente del flujo maximo de material a transportar, sin embargo

se encuentra limitada por la inclinacion que tiene la correa (θb). De acuerdo a la figura 6.6 se aconseja

utilizar una velocidad cercana a 550[fpm], pero para cubrir posibles problema de operacion se fija en

500[fpm](2,54m/s). La variable de entrada al grafico es el angulo de inclinacion de la correa (θb=18◦).

Figura 6.6: Seleccion de velocidad para correas inclinadas. Fuente CEMA[1]

24

Verificacion Maxima Velocidad Correa

En la seccion anterior se escogio una velocidad maxima de correa de acuerdo al grafico 6.6, sin embargo

es necesario calcular de forma mas precisa este valor. La velocidad maxima de correa esta dada por la

menor de las velocidades calculadas en la seccion A.1, siendo esta:

Vmax = Vresb = 535[f pm].

Sin embargo se ha decidido utilizar la velocidad seleccionada en la seccion 6.1.2 (500[fpm]) por los

motivos explicados.

6.1.3. Verificacion Flujo de Diseno

Ya se ha determinado la geometrıa y la velocidad de la correa, pero no se ha verificado si cumple con las

condiciones de produccion necesarias, para esto ultimo se utiliza la siguiente relacion de normalizacion.

Cabe destacar que este procedimiento solo se utiliza a modo de verificacion de las capacidades de la

correa.

Q100 = Qmax [f t3

hr] ∗ 100(f pm)

V eloc .actual(f pm)(6.1)

Donde:

Qmax =1500[tph]=24635[f t3/hr]

Veloc.actual=2,54[m/s]= 500[fpm]

Esta relacion entrega un flujo normalizado de 4926,95[f t3/hr ] para una correa sin inclinacion. Con este

valor y el angulo de sobrecarga del material se ingresa a la siguiente tabla.

25

Figura 6.7: Capacidades de correas. Fuente CEMA[1]

Se observa que para una correa sin inclinacion con la caracteristicas de velocidad 100 [fpm] y ancho

36[in], la capacidad de flujo maximo es 5886[f t3/hr] (>4926,95[f t3/hr]), luego se concluye que las

condiciones de geometrıa y velocidad seleccionadas cumplen con lo requerido.

Wm y Wb

Ya se han determinado los parametros que definen la geometrıa de la correa ası como tambien su

velocidad de operacion.Tambien se verifico que estos parametros cumplieran con los flujos de diseno

establecidos. A continuacion se debe determinar el peso del material que transporta la correa(Wm) por

unidad de largo y el peso de la correa sin carga (Wb). El Wm es funcion del flujo de diseno y de la

velocidad de correa, este valor determina la cantidad de material que debe ser transportado por unidad

de largo.En este caso resulta ser 100[lbf/ft].(Ver anexos ecuacion A.9).El peso de la correa depende de

tres variables:

1. Tipo de corra seleccionada(Reforzada con fibra metalica o reforzada con fibras no metalicas ).

2. Tipo de material transportado.

3. Ancho de la correa.

La bibliografıa consultada referencia la figura 6.8 para determinar el peso de la correa (Wb). Los datos

de entrada a la tabla son: ancho de correa (36[in]) y densidad del material transportado, en este caso

134,16[lbs/f t3]

26

Figura 6.8: Pesos de correas. Fuente CEMA[1]

Los datos de la figura 6.8 estan basados en correas reforzadas con fibras no metalicas, en este caso

y debido a la funcion de la correa CT1001 se decide utilizar una correa con reforzamiento de cables de

acero. Esto ultimo significa aumentar en un 50 % el peso de la correa respecto de la seleccionada en

la tabla, sin embargo es importante destacar que la eleccion se basa en que correas con reforzamiento

metalico son utilizadas cuando el peso a transportar es alto, de esta manera se trata de evitar que se

rajen. Debido a la gran cantidad de material que debe transportar, la correa debe tener una baja tasa

de deformacion en el tiempo(alta resistencia a la deformacion), en particular debe soportar los esfuerzos

de flexion producidos en el centro de la correa. La alta resistencia a la flexion es una las caracterıstica

principales de este tipo de correas1. Por lo tanto el peso de la correa obtenido es Wm=18[lbf/ft].

Una tabla resumen con los datos geometricos se presenta a continuacion.

1Para mas informacion ver seccion 6.5

27

Tabla 6.1: Datos Geometricos

Angulo sobrecarga φs 20◦

Angulo de reposo φr 30◦-34◦

Angulo inclinacion polines β 35◦

Angulo inclinacion correa θb 18◦

Largo L 10 [mts] horizontales + 60 [mts] elevacion

Ancho BW 36[in]

Velocidad V 500[fpm]

Peso Material Wm 100[lbf/ft]

Peso Correa Wb 18[lbf/ft]

6.2. Tensiones

Para continuar con el diseno y seleccion de componentes, es necesario determinar las tensiones que

actuan sobre la correa transportadora. Despues de calcular el estado de tensiones se podra seleccionar

el tipo de correa necesaria y se conocera la potencia que se debe aplicar sobre la polea motriz para

movilizar el material. El manual de diseno CEMA propone tres metodologıas para calcular el estado de

tensiones: Metodologıa Basica, Metodologıa Estandar y Metodologıa Universal. Cada una de estas se

aplica dependiendo del tipo de correa a disenar, en el caso de la correa CT1001 el proceso optimo de

calculo de tensiones esta dado por la Metodologıa Estandar.

Las tensiones resultantdes que caracterizan el estado del sistema son tres:

1. T1: Tension de la correa en el lado de la carga (lado apretado).

2. T2: Tension de la correa en el lado de retorno de la correa (lado suelto).

3. Te : Tension efectiva de la correa:Te=T1-T2.

A continuacion se muestra una figura con las tensiones a determinar.

28

Figura 6.9: Tensiones en las correas.Fuente CEMA[1]

Donde:

- θ es el angulo de envoltura de la correa en la polea motriz.

- Snub Pulley es la polea que determina el angulo de apriete de la correa sobre la polea motriz.

Se decidio utilizar la configuracion Snub Polley ya que ası se minimizan el estado de tensiones sobre la

correa, de esta forma la potencia sobre la polea motriz tambien sera menor. Todos los calculos pueden

ser revisados en el anexo seccion A.2.1 y A.2.2. El angulo de apriete o de envoltura utilizado θ = 220◦,

ya que como se determino en los anexos disminuye las tensiones. Por otro lado al utilizar una polea

motriz con recubrimiento de caucho y estriada se aumenta el roce entre la correa y la polea, lo que

disminuye las perdidas por deslizamiento. Otra ventaja de utilizar una polea estriada es la disminucion

de la abrasion, esto ocurre porque la correa tiene un menor deslizamiento sobre la polea, ademas tiene

un efecto de autolimpieza sobre el material que tiene a ubicarse en la zona correa-polea.

A continuacion se observa la tabla con las tensiones resultantes.

29

Tabla 6.2: Tensiones resultantes

Polea single-wsnub

θ[degree] 220

θ[rad] 3,839724354

Cw: factor de apriete 0,352860595

f: friccion correa-polea motriz 0,35

Te[lbf] 9363,64

T2[lbf] 3304,06

T1[lbf] 12667,7

6.3. Condicion de No Levantamiento

Con la tension efectiva se debe determinar si la correa se levantara de los polines en la seccion concava,

para ello se calculara el radio de curvatura minimo que asegura contacto permanente entre los polines

y la correa sin material.

El radio mınimo queda determinado por la siguiente relacion:

r1 =1, 1 ∗ Tc

Wb[f t] (6.2)

Figura 6.10: Radio curvatura de Correa Inclinada.Fuente CEMA[1]

Donde

30

Tc : es la tension en el punto c, punto de interseccion del camino de dos correas planas.

Lc : seccion de carga.

∆ : arco de circunferencia.

La forma aconsejada por CEMA[1] de estimar Tc es con la tension de la correa en el lado de la carga.

Es importante considerar que la tension en el punto c es menor que la tension T1, la cual representa la

tension en el lado de la carga cercano a la polea motriz, sin embargo para efectos practicos se utilizara ese

valor para calcular el radio mınimo.

En base a la ecuacion 6.2 se obtiene que el radio mınimo de curvatura debe ser 781,17 [ft] (238,1

[mts]).

6.4. Polines

La vida de los polines esta determinada por una combinacion muchos factores como la calidad de los

sellos, rodamientos, espesor del manto, velocidad de la correa, densidad del material, mantenimiento,

condiciones ambientales, temperatura y la apropiada serie de polines CEMA[1] adecuada para soportar

la carga maxima calculada. Aun cuando se suele asumir que la vida de los polines es igual a la vida

de sus rodamientos, se debe reconocer que el efecto de otras variables como la cantidad de polvo en

suspension y la efectividad de los sellos puede ser tanto o mas importante. La manera en la que se

cuantifica el efecto de estos factores en la vida de los polines es ponderando la vida nominal de estos

por una serie de coeficientes, lo que lleva a aumentar la capacidad de los polines que trabajan en peores

condiciones. El mas importante de estos coeficientes es el de carga, que relaciona la caga nominal con

la efectiva. La norma CEMA[1] otorga a los polines una carga nominal o I LR (Idler Load Rating) para

la cual, su vida en condiciones normales, L10, es de 30000 o 60000, dependiendo de la clase de polines.

CEMA B: L10 de 30000 horas a 500 RPM

CEMA C: L10 de 30000 horas a 500 RPM

CEMA D: L10 de 60000 horas a 500 RPM

CEMA E: L10 de 60000 horas a 500 RPM

CEMA F: L10 de 60000 horas a 500 RPM

31

Para seleccion de los polines de carga se considero un espaciamiento Sic = 4[f t], como lo indica la

tabla de la figura 6.11, con lo que se obtuvo una carga por polın Ci l = 1039, 8[lb]. Luego de considerar

distintas opciones, lo que se traduce en distintos I LR, se escogio de la tabla de la figura 6.12 un polın

clase CEMA C a 35◦ de 36 [in] cuyo ILR es de 837 [lb]. Con lo anterior se estima una vida de 1,68 anos.

Figura 6.11: Seleccion de espaciamiento entre polines. Fuente CEMA[1]

En cuanto a los polines de retorno, se considero un espaciamiento entre polines de Si r =8 [ft], tal

como recomienda la norma CEMA[1] por consideraciones practicas de soporte. Se obtuvo una carga de

Ci r = 212[lb]. Luego de considerar las distintas opciones, se escogio de la tabla de la figura 6.12 un

polın clase CEMA C de retorno, cuyo I LR es de 200 [lb]. Con lo anterior se estima una vida de 2,67

anos.

Figura 6.12: Seleccion de polines CEMA. Fuente CEMA[1]

El caso de los polines de impacto requiere de algunas consideraciones extra. Normalmente se recomien-

da que el espaciamiento de los polines de impacto, como el que muestra la figura 6.13 sea la mitad o

32

menos del espaciamiento de los polines de carga. Tambien se recomienda que la caıda de la mayor parte

de la carga se apunte a la zona entre polines.

Figura 6.13: Poline de impacto. Fuente CEMA[1]

Para seleccionar estos polines se ocupa la tabla de la figura 6.14, que considera el tamano maximo de

roca. Para efectos de este caso, se considera que a la salida del chancador primario es de 7[in], con lo

que se debe utilizar polines tipo CEMA D.

Figura 6.14: Seleccion de polines de impacto. Fuente CEMA[1]

6.5. Seleccion de Correa

La seleccion de la correa se realiza con informacion proporcionada por el catalogo Goodyear[2] en

particular Flexsteel, ya que la informacion incluida resulta ser mas precisa que la de otros catalogos.

Anteriormente (seccion donde se calcula el peso de la correa) se habıa establecido que se utilizarıa una

correa con estructura de cable de acero, la razon se debe a la gran resistencia que presenta a la tension,

la baja deformacion o elongacion que tiene al ser cargada y el excelente comportamiento ante la fatiga

y abrasion (resistencia a estos factores). Un cuadro comparativo del tipo de estructura de la correa se

33

muestra a continuacion.

Figura 6.15: Cuadro comparativo entre estructuras de correas. Fuente CEMA[1]

El parametro de seleccion se relaciona la tension que debe soportar la correa por unidad de ancho

de la misma, este factor es conocido como PIW [lbf/in]. Actualmente existen dos metodologıas para

calcularlo, sin embargo los valores son similares entre estas.(Ver anexos A.3). Por consideraciones de

exactitud en los calculos, se ha decidido utilizar la metodologıa PIW II, el para este caso se tiene:

PIW = 1126 [lbf/in]

Figura 6.16: Seleccion de correa. Fuente Goodyear[2]

34

Se ha seleccionado la correa ST1600 cuyas caracteristicas se muestran en la tabla anterior. Es impor-

tante notar que el factor de seguridad de 3,2 representa la incertidumbre de los calculo realizados por

el grupo, ademas el fabricante Goodyear incorpora un factor de seguridad de 6,67 veces la tension de

operacion lo que determina la tension de deformacion o tension ultima de la correa.

6.5.1. Cobertura y Estructura de la Correa

Toda correa con cables de acero debe tener una cubierta superior e inferior para protegerlos del impacto

directo, abrasion y humedad del ambiente, por eso un mınimo espesor de caucho se ha definido para

alargar la vida de las correas. La siguiente imagen grafica la situacion.

Figura 6.17: Cubiertas de la correa. Fuente CEMA[1]

Donde:

A: cubierta protectora de los cables durante toda la vida de operacion de correa. Se define como

A = 2F+D.

B: cubierta protectora superior.

C: cubierta protectora inferior.

D: diametro del cable de acero.

E: indica el caucho que encapsula los cables de acero y que tiene como funcion unirlos con las

cubiertas (superior e inferior)

F: espesor del caucho indicado en E.

35

La forma de determinar el espesor de cubierta necesario para una correa es a traves de la informacion

proporcionada por el fabricante, en este caso Goodyear, pero previo a eso se debe seleccionar un tipo

de cobertura acorde a las necesidades de la correa.

El grado I RMA se caracteriza por ser caucho sintetico o natural muy resistente al desgarro y abrasion,

se recomienda para transportar materiales con filos y con altas cargas de impacto. El grado II RMA

tiene composicion similar al grado I RMA y una mejorada resistencia a la abrasion, sin embargo tiene

deficiencias para evitar desgarro y roturas a causa de filos. Ante las caracteristicas de las cubiertas

presentadas anteriormente, el grupo de trabajo decide utilizar el grado I RMA, con el fin de evitar

rajaduras y roturas a causa de piedras con filos.

Tabla 6.3: Espesor de acuerdo al factor de frecuencia y tamano del material transportado

Time cycle (sec) 2 L/S Quality Cover Thickness (mm)

Moderately abrasive materials Abrasive materials

Lump sizes Lump sizes

To 25 to Over To 25 to Over

25 mm 125mm 125mm 25mm 125mm 125mm

To GRADO I 5,5-9 6,5-9,5 08-nov 6,5-10 6,5-12 9,5-14

30 GRADO II 5-7,5 5,5-11 6,5-9,5 5,5-9 6,5-10 8-13,5

30 to GRADO I 5-7,5 5,5-11 6,5-9,5 5,5-9 6,5-9,5 8-13,5

60 GRADO II 5-6,5 5,5-7 6,5-10 5,5-7 5,5-8 6,5-11

Over GRADO I 5-5,5 5-7,5 6,5-10 5-7,5 6,5-9 8-13,5

60 GRADO II 5-5,5 5-6,5 5,5-8 5-6,5 5,5-7 6,5-9,5

Pulley GRADO I 6,5-7 6,5-7 6,5-7 6,5-7 6,5-7 6,5-7

cover GRADO II 5,5-6,5 5,5-6,5 5,5-6,5 5,5-6,5 5,5-6,5 5,5-6,5

Time cycle (sec) 2 L/S Quality Very abrasive materials Extremely abrasive materials

Lump sizes Lump sizes

To 25 to Over To 25 to Over

25mm 125mm 125mm 25mm 125mm 125mm

To GRADO I 6,5-13 8-13,5 9,5-16 8-13,5 9,5-16 13-19

30 GRADO II 6,5-10 6,5-12 9,5-16 6,5-12 8,5-14 11,5-19

30 to GRADO I 6,5-11 8-13,5 9,5-16 8-13,5 9,5-16 11,5-19

60 GRADO II 5,5-9,5 6,5-10 8-13,5 6,5-11 6,5-13 9,5-16

Over GRADO I 6,5-9 6,5-10 9,5-13 6,5-11 8-13,5 9,5-16

60 GRADO II 5,5-8 6,5-9 8-13,5 6,5-9,5 6,5-10 8-13,5

Pulley GRADO I 7-8,5 7-8,5 7-8,5 7-8,5 7-8,5 7-8,5

Cover GRADO II 6,5-7 6,5-7 6,5-7 6,5-7 6,5-7 6,5-7

Con los datos de la tabla, considerando que el material es abrasivo, un time cycle (55 sec), lump size

36

mayor a 125 mm y con cobertura grado I RMA se selecciona un espesor superior de 10 mm para la

correa transportadora. Este espesor debe considerar 10 mm sobre el nivel de los cables. Para la cubierta

inferior se recomienda utilizar un espesor mınimo de 5 mm bajo.

A continuacion se presenta una tabla resumen de la seccion con los datos tecnicos de la correa.

Tabla 6.4: Datos Tensiones de correa ST1600

Datos Correa ST1600 PIW N/mm

Tension Ultima 9136 1600

Tension Operacion 1370 240

Modulo Elasticidad Banda 657000 115000

Tabla 6.5: Datos Geometricos ST1600

Diametro Cable 5,2 mm

Paso entre Cables 16,9 mm

Numero de Cables 54 -

Espesor Superior 10 mm

Espesor Inferior 5 mm

6.6. Poleas

6.6.1. Diametros Mınimos

El diametro de las poleas debe ser seleccionado tomando en cuenta la flexibilidad de la correa, ya que

es en esta donde sufre las mayores deformaciones. Si la polea tiene un diametro muy pequeno, la correa

se flecta en exceso produciendo esfuerzo y deformaciones demasiado altas que progresivamente danan

su integridad, causando fallas prematuras. Los fabricantes entregan tablas con los diametros mınimos

recomendados para cada clase de polea en funcion del tipo de correa. En particular, el catalogo Phoenix

ocupa el espesor de recubrimiento y el tipo de refuerzo para estimar el diametro mınimo de la polea

motriz sin carga DTr . Ademas, se requiere la tension maxima de la correa por unidad de ancho de la

misma, Kmax ; la tension de operacion de la correa KN y un factor de seguridad, que segun el catalogo

Phoenix, se fijara en fp = 8. Con los parametros anteriores se define el factor de carga, FC .

Finalmente, con DTr y FC se llega a los diametros mınimos de los 3 tipo de poleas (ver figura 4.5).

Los valores de dichos diametros y las correpondientes velocidades de rotacion se entregan en la siguiente

37

tabla:

Tabla 6.6: Diametros mınimos y velocidades de los distintos tipos de poleas

Tipo de Polea Diametro Mınimo [mm] RPM

A 1600 30,32

B 1400 34,65

C 1200 40,43

6.6.2. Distancia de transicion

Otro parametro importante que se debe considerar es la distancia de transicion, que corresponde a la

distancia entre las poleas y el primer grupo de polines, como se muestra en la figura 6.18. Este tramo

es necesario debido a las deformaciones que sufre la correa al pasar de polines en angulo a una polea

de diametro constante. Cada fabricante tiene su metodo para calcular la magnitud de dicha constante,

en particular segun el catalogo de GOODYEAR depende del angulo de los polines, del tipo de refuerzo

y del factor de carga FC, como se muestra en la tabla de la figura 6.19. Segun este metodo el largo de

esta zona debe ser 3.4 veces el ancho de la correa, en este caso 122.4[in].

Por otro lado, el catalogo Phoenix ofrece una formula alterntiva que depende de parametros geometri-

cos del diseno mismo de la correa y polines ademas de sus propiedades, la que se ilustra en la ecuacion

6.3.

lK =√

l2u + h2Tr + 2b2

s − 2bs(hTr sin(λ) + bbcos(λ)) (6.3)

Figura 6.18: Esquema de la zona de transicion. Fuente Phoenix[3]

38

DISTANCIA MÍNIMA DE TRANSICIÓN

Rodillo de Carga

Porcentaje de la capacidad de carga

Longitud de transición(W=ancho de la correa)

20°

Mayor al 90% 2.0 W

De 60% a 90% 1.6 W

Menor al 60% 1.0 W

35°

Mayor al 90% 3.4 W

De 60% a 90% 2.6 W

Menor al 60% 1.8 W

45

Mayor al 90% 4.0 W

De 60% a 90% 3.2 W

Menor al 60% 2.2 W

Figura 6.19: Diametro mınimo de los distintos tipos de poleas. Fuente Goodyear[2]

6.7. Tensor gravitacional

Para funcionar correctamente, la correa debe mantener una tension correcta, por lo que se debe

mantener una fuerza constante aplicada en algun punto de esta, permitiendo ademas su expansion y

contraccion por efectos termicos y facilitar su montaje. La forma mas comun de lograr lo anterior, por su

bajo costo y simplicidad, es por medio de los tensores gravitacionales, tambien conocidos como tensores

automaticos o automatic takeups.

Los parametros que definen el diseno del sistema son basicamente el peso de la unidad y el desplaza-

miento que debe ser capaz de manejar. Este ultimo parametro depende de cuanto se puede estirar la

correa, lo que se indica en la tabla de la figura siguiente:

39

Figura 6.20: Movimiento recomendado del tensor para cada tipo de correa. Fuente CEMA[1]

Considerando el factor de carga FC = 205 % calculado en el calculo de los diametros mınimos de las

poleas, se puede extrapolar de la tabla de la figura 6.20 una elongacion del 0,82 %. Con lo anterior y en

base al calculo desarrollado en anexos, la carrera del tensor debe ser de 2,27[m].

Considerando que el tensor gravitacional esta en el lado de retorno de la corea, la fuerza que debe

ejercer queda determinada por la tension en este lado, WTu = 2T2 = 6608[lb].

Tomando como referencia un tensor basado en un contrapeso simple de concreto de densidad 2350

[kg/m3] el volumen de este serıa 1, 27[m3].

6.8. Chute

Para el diseno del chute se debe considerar en primer lugar las condiciones de descarga del buzon bajo

el chancador primario. La altura aproximada de caıda desde el buzon de pantalon es de aproximadamente

3 [m], por lo que es necesario amortiguar el impacto y ası evitar danar prematuramente la correa o los

polines de impacto. Para esto es necesario estudiar la cinematica del flujo usando las ecuaciones de

movimiento parabolico, procurando absorber parte de la energıa con el impacto contra la estructura del

chute.

V 2i = V 2

0 + 2ax (6.4)

x = vx t +1

2at2 (6.5)

40

Otra funcion de la estructura es modificar la trayectoria de la descarga, anulando su componente

transversal, evitando ademas las cargas por desbalance y desalineamiento de la correa sobre los polines.

Para el calculo de la trayectoria se considero una absorcion de un 30 % de la componente normal de

la velocidad en cada impacto. Con lo anterior, la velocidad con la que el flujo impacta la correa es un

57 % de la velocidad con la que impacta por primera vez la estructura, reduciendo ası 68 % la energıa

cinetica. Un diagrama de la trayectoria descrita y del perfil del chute propuesto se puede apreciar en la

figura 6.21

Figura 6.21: Perfil y trayectoria del flujo de material en el chute. Fuente CEMA[1]

Otra consideracion importante, mencionada en el catalogo CEMA [1], es que el ancho del chute en el

punto en el cual descarga el material a la correa no debe tener un ancho superior a 2/3 del ancho de

esta, ni inferior a 2,5 veces la granulometrıa maxima del material transportado, lo que implica que esta

dimension debe estar entre 24 y 20 [in].

41

6.9. Motor y Reductor

Para estimar la potencia nominal del motor se hicieron una serie de calculos, lo primero era calcular

la potencia efectiva que se necesita para mover la correa, luego la potencia para hacer girar la polea

motriz y finalmente se considero un 5 % del total por perdidas de roce en los elementos anexos de la

correa. Esta suma de potencias es la necesaria en el eje de salida del reductor, luego se debe considerar

un rendimiento de transmision y finalmente un rendimiento de motor. La siguiente tabla muestra un

resumen de las potencias:

Tabla 6.7: Datos Potencias

Potencias Valor

Potencia efectiva [hp] 141,87

Potencia polea [hp] 3,03

Perdidas (5 %) [hp] 7,25

Total Potencia Salida Eje Red. [hp] 153

Ya calculadas las potencias en el eje de salida del reductor se consideran los siguientes rendimientos

obteniendose las potencias mostradas a continuacion:

Tabla 6.8: Potencias motor

Potencias Rend Valor

Potencia entrada reductor 96% 159 [hp]

Potencia nominal motor 93,80% 169 [hp]

La seleccion del motor trifasico tipo Jaula de Ardilla se realizo en el anexo A.3.5, a continuacion se

muestran las caracterısticas:

Tabla 6.9: Caracterısticas Motor

Fabricante HP Frame Vel. Nominal[RPM] Rend% Par Nominal[Nm] Peso Aprox [Kg]

Leeson 169 315M 980 93,8 1286,3 1190

Para seleccionar el reductor se utilizo la metodologıa propuesta por el fabricante Bonfiglioli, para ello

se calculo el parametro de entrada Pn1 y la relacion de velocidades (i = nin/nout), con estos datos y con

la velocidad del motor se ingresa a las tablas de seleccion. Los parametros calculados para la seleccion

son:

42

Tabla 6.10: Datos Reductor

Reductor Valor

i 32

Pr1 [kw] 119

fs 1,5

fm 1

Pn1 [kw] = 179

Los datos tecnicos del reductor son los siguientes:

Tabla 6.11: Caracterısticas Reductor

Fabricante Modelo N in [RPM] N out [RPM] Par eje salida[Nm]

Bonfiglioli HDO 130 980 30,32 56900

6.10. Limpiadores

Los fenomenos de adhesion en la correa de los materiales transportados, implican necesarias y costosas

intervenciones de mantenimiento que podrıan ser evitadas si se considera, en el diseno, algun sistema

de limpieza. Los problemas de limpieza de correas se han acentuado en paralelo con el diseno de bandas

transportadoras de mayor longitud, ancho y velocidad, por ende, el uso de dispositivos de limpieza se

ha convertido en una exigencia para asegurar la eficacia general de la instalacion y limitar las paradas

debido a intervenciones de mantenimiento.

Figura 6.22: Limpiador de correas

A continuacion se muestra una tabla con los tipos de limpiadores existentes y una imagen con sus

43

respectivas posiciones.

Figura 6.23: Tipos de limpiadores existentes. Fuente RULMECA[5]

Figura 6.24: Posiciones de limpiador. Fuente RULMECA[5]

Por simplicidad de instalacion y costos se decide utilizar un limpiador tipo P. Se instalaran 2 limpiadores,

el primero en la cercanıa de la polea motriz (ver figura 6.25) y el siguiente sera instalado a 1 [mt] del

anterior.

Figura 6.25: Posicion de limpiador P. Fuente RULMECA[5]

44

Figura 6.26: Componentes del limpiador P. Fuente RULMECA[5]

6.11. Faldon

El faldon cumple la necesaria funcion de retener el material saliente del chute de descarga y de contener

aquellas partıculas flotantes (mas livianas) hasta que vuelevan a reposar en la cinta. Usualmente los

faldones son un continuacion del chute, con la particularidad que pueden ser abiertos o cerrados por

arriba.

Es importante considerar algunos detalles constructivos y de instalacion de los faldones. Por ejemplo,

el material del faldon debe ser resistente a la abrasion y por eso se utilizan aceros con alta resistencia

a la abrasion y desgaste, incluso se ha llegado a utilizar materiales ceramicos. Un detalle de instalacion

importante, es el gap que se deja entre la correa y borde inferior del faldon, este espaciamiento se cubre

con un elastomero flexible.

Figura 6.27: Diseno del faldon. Fuente CEMA[1]

El diseno de un faldon se define basicamente por tres dimensiones: el ancho,alto y largo. Los calculos

45

del faldon estan en la seccion A.3.7

Figura 6.28: Altura del faldon. Fuente CEMA[1]

Ancho(SW): 0,61 [mts]

Alto(aa): 0,3 [mts]

Largo(SL): 3 [mts]

Con dimensiones similares a las anteriores se selecciona un faldon de la compania DUNHAM con un

espesor 3/8 [in], cubierta RMA grado 2.

46

Apendice A

Anexos

En este anexo se incluyen los calculos realizados referentes al capıtulo 6, ademas se proporcionan

algunas tablas recopiladas de la distinta bibliografıa consultada.

A.1. Velocidad de Correa

Para determinar la velocidad maxima se debe elegir la menor velocidad entre las ecuaciones A.1 y A.2:

Vresb = 60 ·

√Si

2π2Ys

(g(cos(θcorrea)− 1

µe· sin(θcorrea)

)+σ0

ρh(A.1)

Vderra = 60 ·

√Si

2π2Ys(g cos(θcorrea) +

σ0

ρh) (A.2)

Donde:

Vresba [f pm]: Velocidad maxima para correa inclinada tal que se evita el resbalamiento del mate-

rial.

Vderra [f pm]: Velocidad maxima para correa inclinada tal que se evita el derramamiento del

material.

Si [ft]: Distancia entre polines. Si = 4[f t]

Ys = ∆YsSi

: Relacion adimensional para holgura de correa entre polines.Ys = ∆0,24 = 0, 05

g [f t/s2]: Aceleracion debido a la gravedad g = 32, 2[f t/s2].

47

θcorrea [radianes]: Inclinacion de la correa. θcorrea = 35◦.

ρ [lb/f t3]: Densidad del material a granel. ρ = 134, 6[lb/f t3]

µe : Friccion equivalente entre el material a granel y la correa transportadora.µe = 0, 9

σ0 [lbf /f t2]: Stress adhesivo entre el material a granel y la correa transportadora. σ0 = 10[lbf /f t2]

h [ft] = bbmc · sinβ + bc+2·bbmc ·cos β·tan φs

6 · 112 .

bbmc [in]= 0,2595 · BW − 1,025 : Longitud de la correa en el rodillo del ala en contacto con el

material.

bc [in] = 0,371 ·BW +0, 25 Longitud de la correa en el rodillo central en contacto con el material.

BW [in]: Ancho de la correa.

β [deg]: Inclinacion de los polines. β = 35◦.

φs [deg]: Angulo de sobrecarga. φs = 20◦

De esta manera se calcula bc :

bc = 0, 371[in] · 37[in] + 0, 25[in] = 13, 606[in] (A.3)

Luego, bbmc :

bbmc = 0, 2595[in] · 36[in]− 1, 025[in] = 8, 317[in] (A.4)

De esta forma obtenemos h:

h = 8, 317[in] · sin 35◦ +13, 606[in] + 2 · 8, 317[in] · cos 35◦ · tan 25◦

6· 1

12= 4, 9[f t]. (A.5)

Con lo cual se pueden calcular las velocidades:

Vmaxresba = 60·

√4

2π2 · 0, 05

(g(cos(35◦)− 1

0, 95· sin(35◦)

)+

10, 44

100 · 4, 95) = 534, 5[f pm] = 2, 71[m/s]

(A.6)

48

Vmaxresba = 60 ·√

4

2π2 · 0, 05(g cos(35◦) = 673, 7[f pm] = 3, 42[m/s] (A.7)

De estas velocidades se elige la menor. Ası es como la velocidad maxima de la correa tal que no exista

resbalamiento ni derrame del material transportado es:

Vmaxcorrea = Vmaxresba = 535[f pm] = 2, 71[m/s] (A.8)

A.2. Estado de Tensiones

A.2.1. Tensiones y Tension efectiva

Se procedera a calcular las diferentes variables que influyen en el calculo de la tension efectiva.

Peso por unidad de largo que soporta la correa(Wm)

De acuerdo a la metodologıa de calculo CEMA[1] se tiene:

Wm =33, 33 ∗ Qd

V= 100[lbf /f t] (A.9)

Donde:

- Qd es el flujo de diseno= 1500[tph]

- V es la velocidad de la correa= 500[fpm]

La tension efectiva de la correa esta dada por la siguiente expresion:

Te = LKt(Kx + Ky Wb + 0, 015W − b) + Wm(LKy + H) + Tp + Tam + Tac [lbf ] (A.10)

Donde:

L: largo de la correa.[ft]

Kt : factor de correcion de la temperatura.

49

Kx : factor de resistencia al deslizamiento de la correa sobre los polines.

El calculo del factor Kx segun CEMA[1] es:

Kx = 0, 00068(Wm + Wb) +Ai

Si[lbf /f t] (A.11)

Donde Si es el espaciamiento entre polines y Ai es un factor que representa la fuerza para vencer

el deslizamiento de la correa sobre los polines.

Ky : factor de carga que representa la resistencia a la flexion de la correa y del material al pasar

sobre polines.

A continuacion se muestra la tabla donde se interpolo el valor de este factor Ky

Figura A.1: Eleccion factor Ky.Fuente CEMA[1]

Tac : tension total de los accesorios de la correa.

El calculo de la tension Tac segun CEMA[1] es:

Tac = Tsb + Tpl + Ttr + Tbc [lbf ] (A.12)

Donde Tsb tension ejercida por el faldon del chute, Tpl tension ejercida por los raspadores, Ttr

tension ejercida por friccion adicional de poleas y trippers, Tbc tension ejercida por los limpiadores.

50

Tam: tension necesaria para acelerar el material continuamente en la direccion de la correa. El

calculo de la tension Tam segun CEMA[1] es:

Tam = 2, 8755 ∗ 10−4 ∗ Qd ∗ (V − Vo)[lbf ] (A.13)

Donde V es la velocidad de la correa (500 fpm) y Vo la velocidad inicial del materialn (0 fpm).

Tp: tension resultante de la flexion de la correa en cada una de las poleas. En la siguiente figura

se aprecian los valores de las tensiones resultantes al flexionar la correa sobre las poleas.

Tabla A.1: Tensiones Poleas

Ubicacion Polea Angulo de envoltura de correa Tension por Polea

Lado tensionado 150◦ a 240◦ 200 lbf

Lado suelto 150◦ a 240◦ 150 lbf

Otros poleas menos de 150◦ 100 lbf

Se deben considerar las tensiones en el lado apretado, lado suelto y las aportadas por polea

deflectora, tensora y de retorno.

A continuacion se presentan tablas con los resultados de las tensiones calculadas.

Tabla A.2: Datos para calcular Te

Flujo de diseno Qd 1500 [tph]

Factor de diseno(CEMA) f 1,25

Velocidad Correa V 500 [fpm]

Ancho Correa BW 36 [in]

Largo Correa L 70 [mts]

Altura Elevacion H 22 [mts]

Espacimiento polines Si 4 [ft]

Velocidad inicial material Vo 0 [ft/s]

Temperatura ambiente T 77 ◦F

Diametro Polin Dp 4 [in]

Una tabla con los parametros de los que depende la tension efectiva se presenta a continuacion.

51

Tabla A.3: Parametros tension efectiva

Ai 2,3 -

Kt 1,15 -

Kx 0,65524 [lbf/ft]

Ky 0,022 -

Tac 428 [lbf]

Tp 650 [lbf]

Tam 215,7 [lbf]

Para calcular la tension de los accesorios se utilizaron los siguientes datos.

Tabla A.4: Tensiones de accesorios

Tension ejercida por faldon Tsb 68 lbf

Tension ejercida por raspadores Tpl 180 lbf

Tension ejercida por trippers Ttr - lbf

Tension ejercida por limpiadores Tbc 180 lbf

Tension total Tac 428 lbf

La siguiente tabla muestra un resumen de cada valor que interviene al calcular la tension efectiva.

Tabla A.5: Resumen Tensiones

Tension efectiva 9363,64 lbf

L(70 mts) 229,60 ft

Kt 1,15

Kx 0,66 lbf/ft

Ky 0,02

Wb 18,00 lbf/ft

Wm 100,00 lbf/ft

Wt 118,00 lbf/ft

H(22mts) 72,16 ft

Tp 650,00 lbf

Tam 215,66 lbf

Tac (Tsb+Tpl+Ttr+Tbc) 428,00 lbf

Qd 1500,00 tph

52

A.2.2. Tensiones Resultantes

Para calcular las tensiones en el lado apretado y en el lado suelto se define el factor de apriete como:

Cw =T2

Te=

1

ef θ − 1(A.14)

Donde f es el coeficiente de roce entre la polea estriada y la correa (0,35) y θ es el angulo de envoltura

de la correa.

Al calcular las tensiones se realizaron diversas iteraciones para analizar que configuracion de poleas las

minimiza,el cuadro resumen se muestra a continuacion.

Tabla A.6: Estado de Tensiones

Polea single-wsnub single-wsnub single-no snub

θ [degree] 220 200 180

θ [rad] 3,84 3,49 3,14

Cw: factor de apriete 0,35 0,42 0,50

f: friccion correa-polea motriz 0,35 0,35 0,35

Te [lbf] 9363,643 9363,643 9363,643

T2 [lbf] 3304,061 3912,842 4675,190

T1 [lbf] 12667,703 13276,485 14038,833

Resulta claro que utilizar poleas deflectoras con angulos de envoltura de 220◦ minimiza el estado de

tensiones.

A.3. Calculo de Componentes de Correa CT1001

A.3.1. Polines

El primer paso para seleccionar los polines y calcular su vida util es calcular la carga sobre cada polın

Ci l .

CI L = (Wb + WmK1)Si + I ML (A.15)

Donde IML es la carga por desalineamiento del polın, debida a la desviacion de la altura del polın y la

tension de la correa.

53

I ML =D · T

6 · Si(A.16)

En las ecuaciones anteriores Wb es el peso de la correa por pie de longitud; Wm es el peso del material

por pie de longitud; K1 es el factor de ajuste por tamano de roca; Si es el espaciamiento entre polines;

D es el desalineamiento; T es la tension de la correa.

Para el caso de los polines de carga se tiene que:

- Wb = 18[lb/f t]

- Wm = 100[lb/f t]

- K1 = 1, 1

- Si = 4[f t]

- D = 1[in]

- T = 12668[lb]

Por otro lado, en el caso de los polines de retorno se tiene que:

- Wm = 0[lb/f t]

- Si = 8[f t]

- T = 3304, 1[lb]

Con lo anterior la carga sobre los polines de carga es CI Lc = 1039, 8 y sobre los de retorno es

CI Lr = 144.

La vida de los polines esta determinada por la vida nominal de los polines L10, ponderada por coefi-

cientes que recogen los efectos de las distintas condiciones de trabajo. Los factores considerados para

el diseno de la correa CT1001 fueron:

K2: Considera efecto de la carga sobre los polines, comparandola con la carga nominal o Idler

Load Reating (ILR) como:

K2 =1

( CI LI LR )3

(A.17)

K3b: Considera el efecto del diametro del polın, comparando las RPM del polın con las 500RPM

nominales a traves de la relacion:

K3b =50012VπD

(A.18)

54

Donde V es la velocidad de la correa en pies por minuto y D el diametro del polın pulgadas.

K4b: Considera el efecto de las condiciones ambientales de operacion, como se indica en el grafico

de la figura A.2.

Figura A.2: Factor K4b considerando un ambiente sucio y humedo. Fuente CEMA[1]

Considerando la clase CEMA C a 35◦ para ambos tipos de polines, el producto de los ponderadores

para los de carga es de 0,49 y de 0,78 para los de retorno. Luego, teniendo en cuenta que la vida nominal

de esta clase de polines es L10 = 30000, se llega a vidas de 1,68 y 2,67 anos respectivamente.

A.3.2. Calculos para Seleccion de Correa

A continuacion se presentan las metodologıas de calculo del factor PIW, el cual define la correa a

utilizar.

La primera metodologıa considera la potencia del motor para ejercer la tension efectiva necesaria y el

factor de apriete Cw , la relacion es la siguiente:

PI W1 =33000 ∗ (1 + Cw ) ∗ HPmotor

Vcorrea ∗ BW∗ F S [lbf /in] (A.19)

Es importante comentar las consideraciones que dan forma a la relacion A.19. La tension efectiva que

se debe aplicar en la correa esta siendo considerada en la potencia del motor, al considerar potencia

nominal se sobredimensiona el PIW. El factor de apriete relaciona el resto de la tensiones a las cuales

esta siendo sometida la correa, en particular el termino (1 + Cw ) es T1/Te . Finalmente se utiliza un

55

factor de seguridad recomendado por los fabricantes ante incertidumbre de calculos.Los resultados son

los siguientes:

Tabla A.7: Resultados con metodologıa PIW 1

PIW1 1342 [lbf/in]

Cw 0,35

Hp 169 [hp]

Vel 500 [ft/min]

BW 36 [in]

Factor seg. 3,2

La segunda metodologıa solo considera la tension maxima ejercida sobre la correa, esta es T1, poste-

riormente PIW se obtiene dividiendo la tension por el ancho de la correa y multiplicando por un factor

de seguridad.

PI W2 =T1

BW∗ F S [lbf /in] (A.20)

Los resultados para esta metodologıa se muestra a continuacion.

Tabla A.8: Resultados con metodologıa PIW 2

PIW2 1126 [lbf/in]

T1 12667,7 [lbf]

BW 36 [in]

Factor seg. 3,2

A pesar de ser dos metodologıas disitintas, ambas conducen a la misma correa, esto debido a que los

valores son cercanos entre sı.

A.3.3. Poleas

Para calcular el diametro mınimo de las poleas, primero se debe calcular el diametro mınimo de la

correa motriz sin carga, DTr , como:

DTr = cTr ∗ dGk (A.21)

56

Donde cTr es un coeficiente que depende del tipo de refuerzo de la correa y que se obtiene de la tabla

de la figura A.3; dGk corresponde al espesor de recubrimiento de la correa y es igual a 10[mm].

Figura A.3: Coeficiente cTr para distintos tipos de refuerzo. Fuente Phoenix[3]

Luego, es necesario encontrar el factor de carga FC , dado por la ecuacion:

FC =Kmax fp

KN∗ 100 % (A.22)

Donde Kmax = 61,49[ Nmm ] es la tension maxima de la correa (T1) por unidad de ancho de la misma;

KN = 240[ Nmm ] es la tension de operacion; y fp = 8 es el factor de seguridad.

Finalmente, al evaluar estas expresiones se obtiene que DTr = 1450[mm] y FC = 205 %, valores con

los que se entra a la tabla de la figura A.4 y se encuenta el diametro mınimo de cada tipo polea.

57

Figura A.4: Diametro mınimo de los distintos tipos de poleas. Fuente Phoenix[3]

A.3.4. Tensor gravitacional

La carrera del tensor gravitacional esta determinada por la relacion:

Ds = L ∗ εt ∗ fs (A.23)

Donde L = 70[m] es el largo de la correa,εt = 0, 82 es la elongacion porcentual de esta y fs es el factor

de seguridad que se considerara igual a 4 por recomendacion de la norma CEMA[1]. Con lo anterior, la

carrera del tensor es de 2.27[m].

El peso del tensor lo determina el la fuerza que este debe efectual sobre la correa, como muestra el

diagrama de la figura A.5.

58

Wtu

T2 T2

Figura A.5: Diagrama de fuerzas sobre la polea del tensor

De aquı se desprende que la fuerza que debe ejercer el tensor es de 2T2 = 6608[lb].

A.3.5. Motor

En esta seccion se seleccionara el motor que proporcionara la potencia para mover la correa y el

material que transporta.La potencia en el eje del motor queda determinada por el torque y la velocidad

angular de la polea motriz.

P = T ∗ ω (A.24)

Para obtener una expresion directa se realizan algunas simplificaciones: Torque (T) es la tension efectiva

(Te) por el radio de la polea (r) y Velocidad angular (ω) = Vcorrea/r. La expresion obtenida es:

P1 =Te ∗ Vcorrea

33000[hp] (A.25)

Ademas se debe considerar la potencia perdida por friccion en la polea motriz.

P2 =200 ∗ Vcorrea

33000[hp] (A.26)

Es importante considerar otras perdidas por friccion en el resto de las poleas y por roces externos, para

ello se considera un 5 % del total de la potencia obtenida hasta ahora.(Pperdidas)

59

Pneta = P1 + P2 + Pperdidas = 153[hp] (A.27)

Esta es la potencia necesaria en el eje del reductor, el siguiente paso es considerar el rendimiento

de la transmision y del motor. De acuerdo al catalogo de reductores Bonfiglioli, el rendimiento de la

transmision es del 96 %, luego para calcular la potencia nominal del motor es necesario asociarle un

rendimiento del 93,8 % segun el catalogo del fabricante (Leeson).Finalmente la potencia nominal de

motor es:

Pnominal = 169[hp] (A.28)

La seleccion del motor trifasico Jaula de Ardilla se muestra en la figura A.6.

Figura A.6: Seleccion del motor. Fuente Leeson[9]

A.3.6. Reductor

El procedimiento de seleccion del reductor esta determinado por el fabricante, en este caso Bonfiglioli.

Se debe calcular los siguiente parametros:

60

Razon de Velocidades: n1/n2 = 890/30,32 = 32.

Potencia de entrada al reductor = 153 [hp]. Calculado en seccion anterior.

Factore de servicio: fs = 1,5 para transportadores con carga no uniforme repartida y servicio mayor

a 10 hrs.

Factor de organo de motor: fm = 1 para motores electricos.

Con los datos anteriores se obtiene Pn1 que es el parametro de entrada para seleccion del reductor:

Pn1 > Pr1 ∗ fs ∗ fm = 179[kw ] (A.29)

La selecion del reductor se muestra a continuacion:

Figura A.7: Seleccion del reductor. Fuente Bonfliglioli[8]

A.3.7. Dimensionamiento del faldon

El diseno del faldon esta determinado por las siguientes dimensiones:

61

1. Ancho o Skirtboard Width(SW)

SW = 0, 67 ∗ BW = 24, 12[in] = 0, 61[mts] (A.30)

2. Largo o Skirtboard Length(SL)

SL = 2 ∗ V elcorrea

100= 10[f t] = 3[mts](A.31)

3. Alto(aa) = 11,6 [in] =0,3 [mts]

Figura A.8: Altura del faldon. Fuente CEMA[1]

62

Bibliografıa

[1] CEMA: Belt Conveyor for Bulks Materials, Conveyor Equipment Manufacturers Association, 5ta

Edicion, USA, 1997.

[2] Bandas Transportadors Flexsteel, Goodyear S.A.,http: // www. goodyear. cl/ , Chile.

[3] Fundamentos de Diseno de Correas Transportadoras Phoenix., Phoenix Conveyor Belt Systems

GMBH, http://www.phoenix-conveyor-belts.com/ , Alemania.

[4] Gomez, Fabricio; Gutierrez, Ociel, (2009), Informe de Diseno de la Correa de Alimentacion Molino

SAG, Taller de Diseno Mecanico ME56B.

[5] Rodillos y Componentes para transporte por banda de material a granel., Rulmeca S.A.,

http://www.rulmeca.com/., Italia.

[6] The Bulk Materials Handling Knowledge Base., http://www.ckit.co.za/secure/conveyor/troughed/belting.

[7] http://www.anglochile.cl/

[8] Catalogo de Seleccion de Reductores BONFIGLIOLI, BONFIGLIOLI RIDUTTORI

S.A.,http://www. imatesa. cl/ reductores.htm, Chile.

[9] Catalogo de Seleccion de Motores Leeson, Leeson Motors S.A., http://www.electromatica.cl/,

Chile.

[10] DUNHAM Rubber and Belting Corporation., http://dunham.thomasnet.com, USA.

63