Proyecto de grado. Miguel Angel Pinzon Ruiz

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UNIVERSIDAD DE LOS ANDES FACULTAD DE INGENIERÍA MECÁNICA

BOGOTÁ, 10/12/2018

DISEÑO Y MANUFACTURA DE UN TENEDOR PARA UN VTH CON

BASE EN FIBRA DE CARBONO

Proyecto de grado

Miguel Angel Pinzon Ruiz

Profesor Asesor:

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2 Agradecimientos

Quiero agradecer en primer lugar a Dios por darme salud, una gran familia y permitirme la oportunidad de estudiar en la Universidad de Los Andes, para así iniciar un camino de éxito. De igual forma, agradecer a mi familia por el acompañamiento que me han brindado a lo largo de mi vida para poder llegar a la finalización de esta etapa de estudiante. De igual forma, por ser el motor y constante motivación para sobrepasar los inconvenientes que se presentaron en el camino.

Por otra parte, en la realización de este proyecto y a lo largo de mis estudios universitarios conté con la ayuda de varios de mis amigos, tutores y técnicos; quienes con sus consejos, opiniones, sugerencias y apoyo me ayudaron a llegar a este día, entre ellos: Juan Manuel Arenas Pardo, Nicolas Ríos Leal, Alejandro Cerón Villamil, Santiago Alonso Perilla Lozano, Alejandro Aranguren Pérez, Álvaro Jose Arce Polania, Carlos Andrés Ortiz Puerto, Marco Antonio Serrano Monroy, Martin Felipe Vásquez García, Santiago Forero Alvarado, Antonella Del Pilar Lovera Villareal, Juan Sebasthian Piña Jiménez, Eduard Alejandro Robayo Barón, Nicolas Palencia Calderón, Luis Miguel Fonseca, Luis Mario Mateus Sandoval, Jairo Arturo Escobar Gutiérrez, José Élber Nieto Rubio , Jeimy Carolina Coy, Ramiro Beltrán Robayo, Andrés Salgado Martínez, Juan Carlos García, Luis Carlos Ardila, Juan Pablo Rodríguez, Jorge Reyes Torres.

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Tabla de contenido

Introducción ... 5 Objetivos ... 5 Objetivo general ... 5 Objetivos específicos ... 5 Metodología ... 5

Diseño del tenedor ... 5

Marco teórico ... 6

Diseño ... 6

Materiales ... 7

Fibra de carbono ... 7

Acero inoxidable ... 8

Nylon reforzado con 20% fibras de carbono (ePA-CF) ... 8

Normas y pruebas técnicas ... 9

Norma ASTM F2273-11 ... 9

Caracterización del comportamiento de la galga MMF006836 en la fibra de carbono ... 10

Prueba de reductor de velocidad ... 11

Prueba de tablones en línea ... 12

Reconocimiento de la necesidad ... 12

Definición del problema ... 13

Síntesis ... 13 Análisis y optimización ... 15 Manufactura... 41 Impresión 3D ... 41 Otros elementos ... 42 Corte plasma ... 42 Manufactura de roscas ... 42 Fibra de carbono ... 42

Métodos disponibles para reforzar con fibra de carbono ... 42

Selección del método ... 43

Proceso de manufactura ... 43

Pruebas según normas ... 46

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Montaje experimental ... 46

Resultados INSTRON ... 46

Resultados de las galgas ... 48

Prueba de tensión en probetas de fibra de carbono ... 51

Resultados ... 51

Pruebas cuasi estáticas... 52

Pruebas de reductor de velocidad ... 53

Pruebas de tablas ... 54 Conclusiones ... 57 Recomendaciones ... 58 Bibliografía ... 59 Anexos ... 61 Renders ... 61

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Introducción

En la actualidad el gran aumento de vehículos automotores supone un incremento de los gases de efecto invernadero y a su vez un exceso de estos en las calles. Un gran ejemplo de ello es la ciudad de Bogotá, donde la gran cantidad de vehículos automotores ha repercutido en el aumento de trancones, lo cual dificulta la movilidad de las personas en la ciudad. Por tal razón, se ha incrementado el uso de otras alternativas de transporte, tal como la bicicleta, la cual presenta una alternativa para transportarse más fácilmente gracias a la gran cantidad de ciclorrutas que dispone Bogotá, además, dichos vehículos no producen gases de efecto invernadero.

Adicionalmente, al ver que esta tendencia se replica en muchas ciudades del mundo, la Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos (ASME, por sus siglas en inglés) desarrolló un concurso (ASME-HPVC), en el cual, se motivaba a los estudiantes de distintas universidades en el desarrollo de vehículos de tracción humana (VTH). Lo anterior, propuso un reto de diseño que incentivo finalmente a la Universidad de los Andes en desarrollar su primer vehículo de tracción humana (VTH) en el año 2010. Finalmente, al paso de los años se ha buscado aumentar la eficiencia de estos vehículos y por tal razón, nació la necesidad de desarrollar sus elementos en materiales que sean resistentes y a la vez livianos. Por todo lo anterior, se propone diseñar y manufacturar un tenedor en fibra de carbono, cuyos objetivos son:

Objetivos

Objetivo general

Diseñar el tenedor delantero de un vehículo de tracción humana (VTH) principalmente en fibra de carbono.

Objetivos específicos

Encontrar la causa de falla del tenedor delantero para un VTH manufacturado en fibra de carbono realizado previamente en la Universidad de Los Andes. [1]

Manufacturar un tenedor delantero para un VTH mediante el uso de fibra de carbono e impresión 3D.

Cumplir con los requerimientos especificados por los pilotos del VTH. Caracterizar el tenedor de fibra de carbono manufacturado.

Metodología

Diseño del tenedor

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Ilustración 1 Estructura de diseño según Shigley [2]

A partir de dicha estructura se diseñó la estructura propia de este proyecto (Ilustración 2).

Ilustración 2 Metodología de diseño propuesta para el Proyecto

Marco teórico

Diseño

En la industria del ciclismo se ha ido dando grandes cambios tecnológicos a partir del siglo XX, pasando desde bicicletas simples, con tan solo un sistema de cadena piñón, a bicicletas con sistemas de cambios que llegarían en 1937. Seguidamente, tras ir sofisticando cada vez más la bicicleta se ha

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encontrado la necesidad de innovar en materiales de alto rendimiento que permitan conseguir características más deseables para competencia, tales como bajo peso y menor resistencia aerodinámica, entre otros. Por lo anterior, se empezó a hacer uso de la fibra de carbono como material esencial para la manufactura de los elementos más pesados como el marco y la horquilla. [3]

En lo que respecta a este trabajo de grado, se encuentra como problema el diseño y manufactura de una horquilla (tenedor) en fibra de carbono para un vehículo similar a una bicicleta, denominado Vehículo de Tracción Humana (VTH), cuyas restricciones y requerimientos dieron el punto de partida para el diseño del tenedor. De igual forma, se han hecho varios intentos infructuosos de los cuales el más reciente fue desarrollado por Zuluaga [1] en el periodo académico 2017-2, en el que se encontró como principal problema de diseño el dimensionamiento, ya que, no se adaptaba a los sistemas de frenado, tracción y transmisión de potencia.

Materiales

Analizando los materiales actualmente usados en la industria del ciclismo se encuentra que para bicicletas de alto rendimiento el material prioritario es la fibra de carbono, en conjunto con metales como el aluminio, acero y titanio para algunas juntas, uñas, entre otros sistemas adicionales. [4] Respecto a los materiales usados para el diseño del tenedor del presente proyecto de grado se decidió implementar tres materiales, los cuales fueron la fibra de carbono, acero inoxidable y Nylon reforzado con 20% fibras de carbono (ePA-CF). Las razones para la selección de dicho material se presentan en la sección de “Manufactura”.

Fibra de carbono

La fibra de carbono ha impactado de gran forma el mundo del ciclismo desde los años 80 con las primeras ciclas de montaña de carbono, aunque sus propiedades de resistencia al inicio fueran inferiores a las del aluminio y algunas aleaciones en acero, poco a poco se fueron abriendo paso en la industria gracias al desarrollo de nuevas técnicas de fabricación, trenzados y tipos de fibras. Hoy en día, gracias a sus propiedades de durabilidad y ligereza superior a la del aluminio y su facilidad de adaptarse a distintas formas, permitió que actualmente sea el material predilecto para los marcos de las bicicletas de alto rendimiento.

Para el tenedor del VTH se encontró la necesidad de usar dicho material, ya que, los requerimientos de peso en conjunto con los de geometría, implico el uso de la fibra de carbono gracias a sus distintas propiedades como alta dureza, resistencia, bajo peso, entre otras.

En este caso se usó el filamento T-300 de 3 000 hilos en tejido tipo “Twill”, cuyas propiedades de encuentra en la Ilustración 3.

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Ilustración 3 Propiedades de fibra de vidrio, Kevlar y fibra de carbono [5]

Acero inoxidable

El uso del acero en aleación con otros metales como el cromo, el molibdeno, níquel, tungsteno, manganeso, entre otros, ha sido el material predilecto para casi todos los elementos de la bicicleta tal y como la conocemos. En este caso, se usó el acero inoxidable, ya que, sus propiedades de resistencia mecánica y anticorrosivas son ideales para elementos como las uñas, el tubo y elementos roscados para sujetar las prensas del freno, ya que, esto permite evitar recubrimientos sobre el metal. De igual forma, su resistencia superior a la del aluminio permitió usar un calibre menor para las uñas, lo que permitió aumentar la integridad estructural de las terminaciones del alma del tenedor impresa, sin aumentar en peso de las uñas respecto al caso de usar aluminio, porque, si se usa el aluminio con un mayor calibre de lámina para conseguir la misma resistencia proporcionada por un menor calibre de lámina de acero inoxidable implicaría en un peso prácticamente igual.

Nylon reforzado con 20% fibras de carbono (ePA-CF)

En la industria es difícil encontrar elementos para bicicletas con almas en impresión 3D o similares, la razón de esto recae en los procesos tan sofisticados que tienen cada una de las empresas

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fabricadoras, como puede ser la manufactura con máquinas como la “Stargate“ [6]. Dicha maquina teje cada uno de los elementos de acuerdo con los requerimientos estructurales, dejando en el pasado los procesos de revestir, formar y adherir la fibra de carbono manualmente. Por otra parte, al no contar con la posibilidad de procesos tan sofisticados o procesos más simples como crear moldes negativos, se decidió implementar impresión 3D con ePA-CF, cuyas propiedades se presentan en la Tabla 1. Dicho material de impresión da resistencia estructural adicional, con mayor rigidez que cualquier otro material de impresión 3D disponible por un costo similar. [7]

Filamento Temperatura de impresión [°C] Temperatura de deflexión [°C] Densidad [g/cm3] Resistencia a la tracción [MPa] Resistencia a la flexión [MPa] Módulo [GPa] Resistencia al impacto [kJ/m2] ePA-CF 230-260 160 1.20 118 164 8.5 11.5

Tabla 1 Propiedades ePA-CF [8]

Normas y pruebas técnicas

Norma ASTM F2273-11

Para la caracterización del tenedor se implementó la norma ASTM F2273-11, la cual, describe el montaje y condiciones bajo las cuales se tiene que caracterizar un tenedor para bicicleta (Ilustración 4). El montaje consiste en sujetar horizontalmente el tenedor por su vástago, aplicando la carga de forma perpendicular al mismo incidiendo sobre las uñas que soportan el eje de la rueda.

Ilustración 4 Montaje de pruebas según norma ASTM F2273-11 [9]

Por otra parte, esta norma describe únicamente la forma en que se debe realizar el montaje y como se aplica la carga, más no una carga mínima para poder pasar algún tipo de estándar. Por lo anterior, es necesario usar los parámetros dictaminados en el Titulo 16, del Capítulo II, Subcapítulo C,

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Apartado 1512 del Código de Regulaciones Federales de los Estados Unidos (CFR, por sus siglas en inglés) [10].

Dicha sección del CFR describe la condición de que, bajo alguna norma, en este caso la ASTM F2273-11, el tenedor debe soportar una carga de 890 N (200 lbf) o una energía absorbida de al menos, 39.5 J (350 in-lb) con una deflexión inferior a 64 mm (21/2 in) en la dirección en que se efectúa la carga.

Caracterización del comportamiento de la galga MMF006836 en la fibra de carbono

Descripción

A fin de saber cómo es el comportamiento de las galgas MMF006836 de Micro-Measurements VISHAY posicionadas sobre un material compuesto como la fibra de carbono, se diseñó una prueba en la que se compara la deformación reportada por el extensómetro de una máquina universal de ensayos INSTRON 3367 contra la galga de VISHAY.

Probeta

Para el montaje se dispuso de una probeta en fibra de carbono con 4 capas (Ilustración 5), la cual, tiene las dimensiones propuestas por la Norma ASTM D3039/D3039M−17 (Tabla 2) con una orientación de fibras unidireccional 90°. Dicha norma se usa para caracterizar las propiedades a tensión de los materiales compuestos de matriz polimérica. Respecto a la norma, solo se tomó como referencia las dimensiones de la probeta, ya que, el objetivo de este procedimiento experimental es saber el comportamiento de las galgas cuando se somete el material compuesto a tensión mas no el comportamiento mecánico del material en cuestión.

Ilustración 5 Probeta fallada en INSTRON

Tabla 2 Recomendaciones geométricas de la probeta según la norma ASTM D3039/D3039M−17 [11]

Montaje

Para el montaje se dispuso del equipo de ensayos universal INSTRON 3367 y su galga de deformación longitudinal. Por otra parte, para tomar los datos arrojados por la galga VISHAY, se usó un sistema de adquisición de datos NI 9237 de National Instruments en conjunto con el software LabVIEW.

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Ilustración 6 Montaje para prueba de deformación por tensión a una probeta de fibra de carbono

Prueba de reductor de velocidad

Descripción

Se propuso hacer una prueba cuasiestática en la que se busca medir la deflexión del tenedor, en condiciones controladas, cuando se conduce el VTH hacia un reductor de velocidad. En este caso, se dispuso de un reductor de velocidad con la geometría presentada en la Ilustración 7 y condiciones presentadas en la Tabla 3.

Ilustración 7 Sección transversal del reductor de velocidad. Unidades en mm

Descripción Valor Velocidad promedio 6 km/h

Peso del conductor 71 kg Presión de los neumáticos 30 psi

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Montaje

Para la realización de la prueba se calibraron las galgas con el tenedor instalado y sin soportar peso adicional al del sistema. En seguida, al iniciar la toma de datos el conductor se dispuso en posición de conducción y fue impulsado con ayuda de otro estudiante, ya que, los elementos de adquisición de datos no permitían un gran recorrido para que el mismo piloto fuera el que impulsara el VTH. Posteriormente, se trató de conseguir una misma velocidad a la llegada del reductor de velocidad. Finalmente, se detuvo el VTH tras pasar por el reductor de velocidad, el conductor levanto y finalizo la toma de datos.

Ilustración 8 Reductor de velocidad

Prueba de tablones en línea

Descripción

Esta prueba cuasiestática consiste en hacer pasar el VTH sobre una serie de tablas, con el fin de medir la deflexión, cuando el tenedor se somete a una situación de un terreno irregular. Cada una de las tablas tiene una altura de 2 cm, una superficie de 10 cm y un espaciamiento entre ellas de 25 cm. Por otra parte, el sistema de tablas (Ilustración 9) se sujeta por sus dos extremos a elementos fijos con el fin de mantener consistencia del experimento respecto a subida y bajada del VTH. De igual forma, se mantuvieron los parámetros especificados en la Tabla 3.

Ilustración 9 Montaje experimental

Reconocimiento de la necesidad

Tras hablar con los conductores del VTH de Uniandes [12]se encuentra la necesidad de disponer de un tenedor delantero, el cual, sea ligero, más esbelto para una mejor conducción y se acople a los distintos sistemas de frenado, tracción y trasmisión de potencia. Elemento A de la Ilustración 10.

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Ilustración 10 VTH con tenedor en acero

Definición del problema

Restricciones y requerimientos

Una vez conocido el conjunto de necesidades se hace necesario definir el problema, por lo que, se definieron el conjunto de restricciones y requerimientos de la siguiente forma:

• Diámetro exterior del tubo de sujeción igual a 1.1 in (27.94 mm) para poder adecuarse al sistema de rodamientos del cuerpo del VTH manufacturado en fibra de carbono. [12] • Peso igual o inferior a 850g.

• Costo final incluyendo manufactura, materiales y pruebas inferior a dos salarios mínimos legales vigentes (2 SMMLV).

• Adecuarse al sistema de frenos, pacha y tamaño de ruedas del VTH manufacturado en fibra de carbono. [12]

• La parte superior del tenedor debe ser delgada con el fin de interferir lo menos posible con las piernas del conductor.

• Cumplir con la norma ASTM F2273-11 en conjunto con el Código de Regulaciones Federales de los Estados Unidos (CFR, por sus siglas en inglés) [10] en el Titulo 16, del Capítulo II, Subcapítulo C, Apartado 1512.

• Manufacturar un solo tenedor. • Buen acabado superficial

Síntesis

Desarrollo conceptual

Una vez conocidas las restricciones y requerimientos, se inició con el desarrollo conceptual del tenedor. Para lo anterior, se dispuso del gráfico House of Quality (QFD), el cual permite relacionar los parámetros dados por el cliente con la calidad del producto que se pretende desarrollar, Ilustración 11.

A partir del diagrama QFD se encontró que los aspectos técnicos de mayor importancia son el uso de la fibra de carbono, asegurar la integridad estructural del tenedor y optimizar el número de capas. Es de importancia tener los aspectos previamente mencionados, ya que, estos tienen un impacto directo en requerimientos y restricciones como el peso, el costo, la seguridad y la facilidad de manufactura.

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Análisis y optimización

Aplicación de las restricciones de diseño

Al iniciar al proceso de diseño, además de tener las restricciones y requerimientos, se midió cada uno de los elementos o rasgos geométricos del VTH que limitaran el diseño del tenedor, dichas medidas importantes se reportan en la Tabla 4 con ayuda de la Ilustración 12:

Ilustración 12 Dimensiones importantes de los componentes del VTH

Letra Descripción Valor

A Largo del eje 135 mm

B Distancia del eje de la rueda al agujero del VTH dispuesto para adecuar el tenedor

340 mm

C Ángulo de ubicación del vástago tenedor en el VTH 75°

D Diámetro de la llanta 508 mm

E Diámetro del disco de freno 140 mm

F Cara plana próxima al eje requerida para evitar tocar el disco de freno 110mm

G Distancia del extremo del eje al disco de freno 9 mm

H Diámetro aproximado del disco más pequeño de la pacha 45 mm I Diámetro aproximado del disco más grande de la pacha 110 mm

Tabla 4 Dimensiones importantes para el diseño

Ya con esta información se recreó un modelo de la llanta delantera con las dimensiones del sistema de cambios y el disco de freno para poder así iniciar el diseño del tenedor. Luego de varias iteraciones se pudo determinar la geometría básica del tenedor (Ilustración 13), siendo esta la que mejor se ajustaba a los requerimientos geométricos determinados por los pilotos del VTH de

A B C E G F H I

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Uniandes [12]. La Ilustración 13 presenta el contorno interno sobre el cual se generó el barrido con una determinada área transversal.

Ilustración 13 Dimensiones para el diseño de la geometría básica del tenedor (mm).

Por otra parte, teniendo en cuenta que el tenedor iba a estar sometido principalmente a esfuerzos flectores, se procedió a seleccionar el área transversal del mismo. De igual forma, se busca que dicha forma reduzca el arrastre por la fricción con el aire. Para dicho propósito se decidió buscar el área transversal usada por los fabricantes en la industria. Tras ver varios modelos de tenedores en fibra de carbono se encontró que las áreas transversales más comunes de encontrar para tenedores en venta son circulares, elipses y triangulares. Consecuentemente, se procedió a calcular cuál de estos perfiles dan la menor relación de c/I según la ecuación 1.

𝜎 =𝑀𝑐

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Área transversal Ecuación

[13] 𝜎 =𝑀𝑐 𝐼 = 𝑀𝑟 𝜋 4𝑟4 = 4𝑀 𝜋𝑟3 [13] 𝜎 =𝑀𝑐 𝐼 = 𝑀𝑎 𝜋 4𝑎3𝑏 = 4𝑀 𝜋𝑎2𝑏 [14] 𝜎 =𝑀𝑐 𝐼 = 𝑀ℎ3 𝑏13 48 =16𝑀 𝑏13

Tabla 5 Comparación de esfuerzo flector para un mismo M

Sabiendo que b < a, r=b y para el caso del triángulo b1=2r (para tener una longitud del perfil igual),

se tiene que el área transversal que da un menor momento flector es la elipse respecto a los otros dos casos.

Por otra parte, también es importante conocer cuál de los perfiles seleccionados generan un menor arrastre respecto a los otros, para conseguir esto se decidió considerar la definición de la fuerza de arrastre (ecuación 2).

𝐹𝑟 = 𝐶𝐷

1 2𝜌𝑓𝐴𝑣

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Donde CD es el coeficiente de arrastre, ρf es la densidad del fluido, A es el área de la sección

transversal en la dirección del movimiento y v es la velocidad relativa del objeto respecto a la velocidad del fluido [15]. Por otra parte, al tener en consideración los coeficientes de arrastre [16] se tiene que para el circulo es de 1.2, para la elipse es de 0.6 y para el triángulo es de 1.6. finalmente, si se supone que b=r y b1 = 2r, se tiene que la forma de que nos da la menor fuerza de resistencia

aerodinámica es la elipse.

Sabiendo lo anterior se decidió usar un área transversal de elipse para el diseño del tenedor (figura 8), estableciendo una relación de 2.5:1 cuyas dimensiones se desarrollaron de manera que el posicionamiento de las roscas para las mordazas del freno tuviera un espaciamiento respecto al borde de no menos de 2 mm. Dichas dimensiones luego en la simulación de esfuerzos en ANSYS se determinaría si es necesario cambiarlas o no.

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Ilustración 14 Área transversal seleccionada para el tenedor (mm).

Por otra parte, el “Trail” es la distancia entre el punto del eje de la rueda proyectado sobre el plano horizontal y la línea paralela al eje del marco en el que se sujeta al tenedor. Por tanto, se ajustó el diseño de las uñas con el principal objetivo de garantizar un “Trail” de entre 10 a 7 cm [12], siendo este un rango aproximado al usado en la industria gracias a que da la propiedad de auto alineación al tenedor.

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Sabiendo lo anterior se decidió calcular el Trail en el caso de disponer de un tenedor totalmente recto visto desde el lateral. Por lo anterior, se aplicó la ecuación 3 para el cálculo del Trail.

𝑇𝑟𝑎𝑖𝑙 =𝑅𝑐𝑜𝑠(𝛼) − 𝑅𝑎𝑘𝑒

𝑠𝑒𝑛(𝛼) (3)

Donde R es el radio de la rueda incluyendo el neumático, α es el ángulo de inclinación del eje respecto al cual gira el eje y el Rake es la distancia perpendicular entre el eje de la rueda y la línea perpendicular proyectada del eje de giro del tenedor. En el caso del VTH se dispone de un radio de neumático de 265 mm, un ángulo α de 75° y un Rake de 0. Con lo anterior, se tiene que el Trail es de 71 mm. Dicho valor se encuentra dentro del rango aproximado usado en la industria, por lo cual, se decide dejar la uña del sujetador sin ninguna longitud de Rake.

Una vez encontrada la geometría básica se procedió a realizar las demás consideraciones de diseño, iniciando por el sistema de sujeción de las mordazas del freno. Para dicho diseño se usó las medidas utilizadas por otros tenedores en la industria que se ajustan a discos de 140 mm de diámetro. En este sistema se usaron elementos cuadrados de acero inoxidable con una rosca interna M6. Finalmente, se fue ajustando poco a poco la geometría del tenedor con el fin de asegurar que no hubiera roce con algún elemento instalado a la rueda, en adición con el diseño de pasadores para los elementos roscados, las uñas y el tubo superior del tenedor, todos los elementos se muestran en la Ilustración 16. Dichos pasadores se realizaron con el fin de evitar que los elementos puedan separarse del alma impresa en ePA-CF al ser sometidos a fuerzas en distintas direcciones.

Finalizando de esta forma con un sistema de 12 elementos listados en la Tabla 6.

Letra Elemento Cantidad Material

A Tubo 1 Acero inoxidable

B Alma impresa 3D 1 ePA-CF

C Pasador para el tubo 1 Acero inoxidable

D Pasador para elementos roscados 2 Acero inoxidable

E Pasador para las uñas 2 Acero inoxidable

F Uña derecha 1 Acero inoxidable

G Una izquierda 1 Acero inoxidable

H Cubierta en fibra de carbono (5 capas) 1 Fibra de carbono

I Elementos roscados 2 Acero inoxidable

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Ilustración 16 Despiezado del tenedor en fibra de carbono

A B C D I F G E

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Análisis de elementos finitos en ANSYS

Con el fin de tener una aproximación cercana a la realidad acerca del comportamiento de los distintos componentes del tenedor, se decidió hacer simulaciones en el software ANSYS. Por lo cual, se realizaron un total de 2 simulaciones en las que se aplica las fuerzas en condiciones de una frenada fuertey en el análisis de la prueba según la norma ASTM F2273-11.

Análisis de frenada fuerte

Cálculos y diagramas de fuerza

Inicialmente es necesario identificar a que se refiere una frenada fuerte en este trabajo, siendo esta en la que al ser frenado el VTH se apoya por completo el peso de este y el conductor en la llanta delantera, es decir, la condición en la que la llanta trasera pierde el contacto con el suelo. O el caso en el que la desaceleración cause deslizamiento, por tanto, no se alcanza a apoyar la totalidad del peso sobre el tenedor delantero.

Por tanto, esta sección tiene como fin mostrar cual caso sucede primero, si se desliza la llanta delantera antes de que pierda contacto la trasera o si pierde contacto la llanta trasera antes de que haya deslizamiento en delantera. Todo esto con el fin de encontrar la componente normal sobre la llanta delantera.

Por tal razón, se tuvo en cuenta los parámetros especificados en la Tabla 7. Por otra parte, haciendo el diagrama de cuerpo libre (Ilustración 17) podemos identificar las fuerzas que actúan sobre el sistema. Cabe resaltar que la dirección de la fuerza ma1 está en la dirección correcta, ya que, esta es

la fuerza inercial que lleva el vehículo al oponerse a ser frenado.

Ilustración 17 Diagrama de cuerpo libre del VTH

Parámetro Cantidad

Peso del VTH [1] 20 kg

Peso del piloto (peso de una persona colombiana promedio) [18] 67 kg Coeficiente de fricción de un neumático de bicicleta respecto a suelo

de concreto [19]

0.507

r (radio de la llanta delantera) 0.265 m

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Inicialmente se calcula de forma aproximada el centro de gravedad del VTH medida respecto al punto 0 (eje de la llanta delantera), Ilustración 17:

Descripción 𝑿̅ [m] 𝒀̅ [m]

VTH (medida en inventor) 0.442 0.269 Humano (aproximada en la posición de la cadera) 0.598 0.363

Tabla 8 Distancias de los centros de masa

𝑋̅ =0.442𝑚 ∗ 20𝑘𝑔 + 0.598𝑚 ∗ 67𝑘𝑔

20 𝑘𝑔 + 67 𝑘𝑔 = 0.562𝑚

𝑌̅ =0.269𝑚 ∗ 20𝑘𝑔 + 0.363𝑚 ∗ 67𝑘𝑔

20 𝑘𝑔 + 67 𝑘𝑔 = 0.341𝑚

En seguida se calcula si en algún instante la llanta trasera llega a perder el contacto con el suelo o en caso contrario saber cuál es la fuerza máxima que se puede ejercer antes del deslizamiento.

Perdida de contacto de la llanta trasera

Realizando sumatoria de momentos en el punto 1, Ilustración 17. Donde 𝑋̅ es la distancia del centro de masa en el eje X y 𝑌̅ es la distancia del centro de masa en el eje Y, ambos medidos respecto al punto 0 (Ilustración 17). Donde r es el radio de la llanta delantera.

∑ 𝑀1= 0 (4)

∑ 𝑀1= −𝑚𝑔𝑋̅ + 1.125𝐹2+ 𝑚𝑎1(𝑌̅ + 𝑟)

Cuando la llanta trasera pierde contacto F2 es igual a cero, por tanto:

∑ 𝑀1= −𝑚𝑔𝑋̅ + 𝑚𝑎1(𝑌̅ + 𝑟) (5) 𝑎 = 𝑔𝑋̅ 𝑌̅ + 𝑟 𝑎1= 9.81 ∗ 0.562 0.341 + 0.265= 9.1 𝑚 𝑠2

Fuerza máxima sin pérdida de contacto

Para este caso se calcula la desaceleración máxima que puede soportar la fuerza de fricción. 𝑚𝑎2= 𝜇𝐹1 (6) 𝑎2= 𝜇𝐹1 𝑚 = 𝜇𝑚𝑔 𝑚 = 𝜇𝑔 𝑎2 = 0.507 ∗ 9.81 𝑚 𝑠2 = 4.97 𝑚 𝑠2

A partir de los dos casos anteriores se encontró que primero hay deslizamiento del neumático delantero antes de que el VTH pueda perder contacto con el suelo con la llanta trasera. Lo anterior

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sucede porque ocurre el caso con magnitud absoluta de desaceleración menor, en este caso cuando es igual a 4.97 [m/s2], ya que es la condición cinemática que se da primero.

Calculo de las fuerzas sobre el tenedor

Por lo anterior, se calcula la distribución de peso sobre los neumáticos de acuerdo con la desaceleración calculada. ∑ 𝑀1= −𝑚𝑔𝑋̅ + 1.125𝐹2+ 𝑚𝑎1(𝑌̅ + 𝑟) (7) ∑ 𝑀1= −(20𝑘𝑔 + 67𝑘𝑔) ∗ 9.81 𝑚 𝑠2∗ 0.562 𝑚 + 1.125𝐹2+ (20𝑘𝑔 + 67𝑘𝑔) ∗ 4.97 𝑚 𝑠2(0.341𝑚 + 0.265𝑚) 𝐹2 = 193.44 𝑁

Sumatoria de fuerzas en el eje y:

∑ 𝐹𝑦= 0 (8) ∑ 𝐹𝑦 = −𝑚𝑔 + 𝐹1+ 𝐹2 𝐹1= (20𝑘𝑔 + 67𝑘𝑔) ∗ 9.81 𝑚 𝑠2− 193.44𝑁 𝐹1= 660.03𝑁

Por tanto, se calcularon las fuerzas sobre el tenedor en frenada extrema iniciando por un equilibrio de fuerzas sobre el tenedor:

Ilustración 18 Diagrama de cuerpo libre sobre el tenedor

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Primero se realiza una sumatoria de momentos en el punto A (Ilustración 18) con el fin de calcular la fuerza que sufren los frenos, como el diámetro del disco es de 140 mm, se calcula la fuerza que actúa sobre las mordazas del freno, para lo que se considera que no hay deslizamiento entre las mordazas y el disco y que la fuerza se distribuye en dos partes iguales sobre los dos puntos de apoyo de las mordazas. 𝐹𝑓∗ 𝑟𝑟𝑢𝑒𝑑𝑎 = 𝐹𝑑𝑖𝑠𝑐𝑜∗ 𝑟𝑑𝑖𝑠𝑐𝑜 (9) 𝐹𝑑𝑖𝑠𝑐𝑜= 𝐹𝑓∗ 𝑟𝑟𝑢𝑒𝑑𝑎 𝑟𝑑𝑖𝑠𝑐𝑜 =𝐹1∗ 𝜇 ∗ 𝑟𝑟𝑢𝑒𝑑𝑎 𝑟𝑑𝑖𝑠𝑐𝑜 =660.03𝑁 ∗ 0.507 ∗ 0.265𝑚 0.07𝑚 𝐹𝑑𝑖𝑠𝑐𝑜 = 1266.8 𝑁

Por lo anterior, se supone que cada punto de apoyo de las mordazas del freno tiene aplicada una fuerza de 633.4 N, en la dirección tangente del disco.

Por otra parte, se calcula el momento del sistema equivalente de fuerzas en la uña del tenedor. 𝑀𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑒 = 𝐹𝑓𝑟𝑟𝑢𝑒𝑑𝑎 (10)

𝑀𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑒 = 𝐹1∗ 𝜇 ∗ 𝑟𝑟𝑢𝑒𝑑𝑎= 660.03𝑁 ∗ 0.507 ∗ 0.265𝑚

𝑀𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑒= 88.68 𝑁𝑚

Simulación

Una vez encontradas las fuerzas que actúan sobre el tenedor en una de las pruebas más exigentes que se puedan dar en una condición de emergencia, se decidió realizar las simulaciones de elementos finitos de esfuerzo y deformación en el software ANSYS. Adicionalmente, se realizó una simulación en las condiciones determinadas por la norma ASTM F2273-11.

Inicialmente se pretendía realizar la simulación separando el alma y las capas de fibra de carbono, pero por limitaciones en la capacidad de computo no fue posible resolver el contacto entre estas dos superficies. Por lo anterior, se decidió usar un elemento que tuviera el grosor final del tenedor compuesto por el alma y las 5 capas de fibra de carbono, y simularlo con el material CFRP (Carbon Fiber Reinforced Polymer), el cual, presenta una aproximación a un alma polimérica reforzada con fibra de carbono. Por tanto, se usó el material “Epoxy Carbon Woven (230 GPa) Wet” de la biblioteca de materiales compuestos de ANSYS.

Análisis de frenada

Para el análisis de frenada se incluyeron las fuerzas y momentos observados en la Ilustración 18, con los valores encontrados en la sección “Calculo de las fuerzas sobre el tenedor”.

A partir de la Ilustración 20 se encontró los puntos de esfuerzo máximo y mínimo que actúan sobre el tenedor completo. Adicionalmente, sobre la estructura cubierta en fibra de carbono se encuentra que la zona donde el esfuerzo es mayor es en los hombros del tenedor. El brazo afectado con los mayores esfuerzos es el brazo en el que se localiza las mordazas de freno, ya que, la fuerza en las mordazas producto del frenado implica un momento que finalmente somete a mayor tensión el brazo. Adicionalmente, se encuentra que el mayor esfuerzo se encuentra en el contacto entre la superficie de uno de los insertos roscados. Dicho esfuerzo puede variar, ya que no se sabe con precisión cual es la dirección del vector fuerza que actúa sobre dicha zona. Por otra parte, se

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encuentra que para los puntos críticos se tiene un esfuerzo de 9.98MPa y 12MPa según la Ilustración 21.

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28 Análisis de desplazamiento

Respecto a la simulación de desplazamiento se encuentra que el máximo se da en el extremo de las uñas del tenedor, teniendo así un desplazamiento total de 0.18mm. Dicho valor es bastante pequeño y puede discrepar en gran medida a la realidad.

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Finalmente, se encuentra que el mínimo factor de seguridad encontrado corresponde a 7.94. Este factor de seguridad es bastante alto para las condiciones a las que está sometido el tenedor. Análisis de la norma ASTM F2273-11

Para el análisis de la norma ASTM F2273-11 se decidió hacer la simulación con la carga de 890 N reglamentada por el Código de Regulaciones Federales de los Estados Unidos (CFR, por sus siglas en inglés). Posteriormente, se decidió realizarla a una carga de 600N, ya que al realizar la prueba en los laboratorios IMEC luego de ser finalizado el proceso de manufactura del tenedor, solo se logró llegar a una carga de 570N.

Análisis a 890 N Análisis de esfuerzos

La carga de 890N se distribuye como se ve en la Ilustración 24 según la norma ASTM F2273-11. A partir de esta se encontraron los puntos de esfuerzo máximo y mínimo que actúan sobre el tenedor completo, Ilustración 25. Adicionalmente, sobre la estructura cubierta en fibra de carbono se encuentra que la zona donde el esfuerzo es mayor es en los hombros del tenedor. Lo anterior era de esperarse, ya que, esta es la zona en la que el momento flector es mayor. Adicionalmente, se encuentra que el mayor esfuerzo se encuentra en el contacto con el borde y el tubo del tenedor. Por otra parte, se encuentra que para los puntos críticos se tiene un esfuerzo de 21.55MPa y 38.2MPa según la Ilustración 26.

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Ilustración 26 Resultado de la simulación de esfuerzos solo para la zona reforzada

Análisis de deformación

Simulación con deformación total

Respecto a la simulación de deformación se encuentra que la deformación máxima se da en el extremo de las uñas del tenedor, teniendo así una deformación total de 1.52 cm. Respecto a este valor de deformación se encuentra que no alcanza a superar el valor máximo determinado por el Código de Regulaciones Federales de los Estados Unidos (CFR, por sus siglas en inglés), ya que la deformación dada por la simulación corresponde a un 23.75% de la máxima permitida.

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Por otra parte, con el fin de identificar el factor de seguridad, se decidió realizar nuevamente la simulación en el software Inventor, el cual, da unos valores de esfuerzo y deformación bastante similares a los arrojados por el software ANSYS. Por lo anterior se decidió tener en cuenta esta simulación.

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Como resultado de la simulación, se encontró que el punto más crítico se encuentra en la unión de las uñas con el alma en fibra de carbono. Lo anterior era de esperar por el momento que se genera en las uñas que finalmente busca rotar la pieza y esto hace que se localicen los esfuerzos en la zona de contacto. Por otra parte, se identificó que el mínimo factor de seguridad es de 1.89, el cual es bueno, sabiendo que el CFR exige que el tenedor, ante la carga simulada, no presente fallas visuales, y con un factor de seguridad como el obtenido se espera que cumpla con el requisito del código.

Análisis a 600 N Análisis de esfuerzos

Este análisis re realiza con el fin de comparar la simulación con la carga de 570 N a la que logro llegar el tenedor en la prueba experimental de la norma ASTM F2273-11.

La carga de 600N se distribuye en la misma dirección que se ve en la Ilustración 24 como lo indica la norma ASTM F2273-11, pero con una magnitud de cada vector igual a 300N.

A partir de lo anterior se encontraron los puntos de esfuerzo máximo y mínimo que actúan sobre el tenedor completo, Ilustración 29. Se encuentra que las zonas de mayor esfuerzo son las mismas que las encontradas en el análisis con una carga de 890N. Por otra parte, se encuentra que para los puntos críticos se tiene un esfuerzo de 14.43MPa y 24.25MPa según la Ilustración 30.

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Ilustración 30 Resultado de la simulación de esfuerzos solo para la zona reforzada

Análisis de deformación

Simulación con deformación total

Al igual que la simulación a 890N, se encuentra que la deformación máxima se da en el extremo de las uñas del tenedor, teniendo así una deformación total de 1.03 cm. Respecto a este valor de deformación se encuentra que no alcanza a superar el valor máximo determinado por el CFR, ya que la deformación dada por la simulación corresponde a un 16.10% de la máxima permitida.

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Deformación y desplazamiento evaluado en la ubicación de las galgas

Para poder comparar con los datos de deformación de las galgas en las pruebas experimentales, se crearon puntos de medición en el tenedor simulado en Inventor, obteniendo de esta forma la deformación unitaria total y respecto a cada eje. Dichos resultados se presentan en la Tabla 9 y dichos puntos están posicionados manualmente según la ubicación de las galgas reales.

Ilustración 32 Ubicación de los puntos de medición en la posición de las galgas

Galga Deformación [mm/mm]

Total X Y Z

Galga 1 1.60E-05 1.69E-05 2.39E-07 -1.08E-05 Galga 2 5.55E-05 4.56E-07 -3.46E-06 1.88E-06 Galga 3 6.40E-05 2.47E-05 6.72E-05 -2.72E-05 Galga 4 8.25E-05 1.24E-06 3.09E-06 -2.09E-06

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Por otra parte, en la Ilustración 33 y la Tabla 10 se presenta el desplazamiento en los puntos donde está ubicada cada galga según la simulación en ANSYS.

Ilustración 33 Ubicación de las galgas sobre la simulación de deformación

Probeta Desplazamiento [mm] Total X Y Z 1 0.00384 -0.00143 -0.00324 0.00147 2 0.06845 -0.05251 -0.03986 0.01842 3 0.00867 -0.00682 -0.00517 0.00229 4 0.01415 -0.01060 0.00326 0.00879

Tabla 10 Resultados de deformación total y en cada eje

Al igual que en el caso de 890N, con el fin de identificar el factor de seguridad se decidió realizar nuevamente la simulación en el software Inventor, el cual da unos valores de esfuerzo y deformación bastante similares a los arrojados por el software ANSYS. Por lo anterior se decidió tener en cuenta esta simulación.

Como era de esperarse la ubicación de los puntos críticos es la misma que para la simulación a 890N. Por otra parte, se identificó que el mínimo factor de seguridad es de 2.81, el cual es aceptado según el criterio del diseñador. Ilustración 34.

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Manufactura

Impresión 3D

La primera impresora 3D fue realizada en 1992 cuyo funcionamiento se basaba en crear formas tridimensionales mediante el uso de un láser UV, el cual, solidifica capa por capa un fotopolímero. A partir de lo anterior, se empezó a desarrollar nueva tecnología alrededor de este campo, permitiendo el avance en métodos de fabricación, materiales de impresión, entre otros más. [20]

Filamento Temperatura de impresión [°C] Temperatura de deflexión [°C] Densidad [g/cm3] Resistencia a la tracción [MPa] Resistencia a la flexión [MPa] Módulo [GPa] Resistencia al impacto [kJ/m2] ABS 110 110 1.04 43 66 2.3 19 ePA-CF 230-260 160 1.20 118 164 8.5 11.5 PLA 190-210 60 – 80 1.24 65 97 3.6 4

Tabla 11 Propiedades de ABS, ePA-CF y PLA [21] [8]

Al comparar dos de los materiales más usados para la impresión 3D, tales como ABS y PLA, respecto al ePA-CF, se encontró que el ePA-CF tiene una densidad media que ayuda a reducir peso respecto al PLA, tiene mayor módulo, resistencia a la flexión y a tracción respecto a los otros dos materiales, siendo este un aspecto importante para la estructura del tenedor. Por lo anterior, se descartó totalmente el ABS por lo que la decisión final se dio con la resistencia al impacto de ePA-CF respecto al PLA, la cual es 2.9 veces mayor. Por tanto, para este proyecto de grado se decidió manufacturar el alma del tenedor mediante impresión 3D haciendo uso del material ePA-CF. Dicho material posee características deseables para este proyecto respecto a otros materiales en la industria (Tabla 11), porque al ser un material en base de nylon reforzado con un 20% de fibra de carbono nos da propiedades como alta resistencia, alta rigidez, buena tenacidad y resistencia al desgaste, principalmente. Lo anterior, permitió apoyar los distintos elementos del tenedor, tales como pasadores, sujetadores roscados, uñas y el tubo, en contacto directo al material de impresión 3D sin riesgo de afectar la integridad estructural del tenedor. En caso de haber usado otros materiales tales como ABS, entre otros, debería ser necesario reforzar la zona de contacto con los elementos mencionados con anterioridad a fin de mantener la integridad estructural. La segunda razón para el uso de ePA-CF es la tolerancia geométrica, la cual, es de gran importancia en donde se posiciona cada uno de los elementos del sistema, ya que si fuese necesario reforzar dichas zonas se podría incurrir en errores dimensionales por falta de calidad en el proceso de manufactura con los tejidos de fibra de carbono.

Por otra parte, por errores de la empresa encargada de manufacturar el alma del tenedor, ocasiono que se deformara la pieza en la zona donde se da la unión de los brazos con el tubo en el extremo superior, Ilustración 35. Lo anterior fue solucionado al maquinar mediante fresado el agujero, dejándolo totalmente alineado con el agujero diseñado. Luego, se manufacturo una camisa en acero inoxidable que ajustara la parte en impresión 3D con el tubo de acero inoxidable.

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Ilustración 35 A) Errores de impresión 3D B) Aspecto de la impresión 3D

Otros elementos

Corte plasma

Para la manufactura de las uñas del tenedor se seleccionó el corte plasma, ya que, este método no es muy costoso, es rápido y da las tolerancias requeridas según el diseño del tenedor. Luego de realizado el corte plasma, se mejoraron los acabados superficiales, pues este método deja rebaba en los bordes que finamente son una fuente de peligro de corte al manejar estos elementos.

Manufactura de roscas

Para manufacturar los insertos roscados se inició de una barra cuadrada de acero inoxidable de 3/8 in, la cual fue maquinada en la fresadora, con el fin de conseguir las dimensiones laterales requeridas. Seguidamente, se realizó los agujeros para la rosca y los pasadores. Finalmente, se realizó la rosca manualmente con un macho M6X1.

Tras corregir los errores de impresión y haber ensamblado los distintos elementos en la alama de impresión 3D, se dio inicio al proceso de recubrimiento con fibra de carbono.

Fibra de carbono

Métodos disponibles para reforzar con fibra de carbono

Los métodos comúnmente usados en la industria para fabricar los refuerzos en fibra de carbono son [22]:

• Hand Lay-Up, este es un proceso manual en el que se puede aplicar la resina con el uso de brochas y rodillos. Adicionalmente, se apoya las capas de fibra sobre un molde cuyo proceso de curado se da a presión y con altas temperaturas. este método es generalmente usado para piezas grandes como carrocerías, embarcaciones, entre otros.

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• Pre-preg, este es un método que consiste en posicionar manualmente las capas sin necesidad de aplicar resina, ya que, las láminas de fibra de carbono vienen pre-impregnadas, por lo cual, es necesario hacer uso de un horno con el fin de activar la resina y así llevar a cabo el curado de esta. Este método está destinado para la producción en masa, ya que, la fibra viene pre-impregnada de fábrica.

• RTM, este método consiste en ubicar capas de fibra de carbono sobre un molde cerrado, en el que se inyecta resina de baja viscosidad y posteriormente se cura subiendo la temperatura. Aplica para gran cantidad de piezas.

• Infusión, este método consiste en crear un molde abierto que luego se equipa con una bolsa de vacío. Posteriormente, se conecta una bomba de vacío por un lado y por el otro un reservorio con resina de baja viscosidad. Finalmente, se hace el curado a temperatura ambiente y a presión. Este método es ideal para pequeñas cantidades de piezas y de dimensiones moderadas.

• Sistema de vacío, es un método bastante similar al Hand Lay-Up que consiste en forrar un alma o molde con fibra de carbono impregnada con resina, que luego será equipado con distintos tejidos que absorben el exceso de resina y una bolsa de vacío. Este proceso permite curar la resina a temperatura ambiente y a presión. Es aplicable, a piezas de tamaño moderado y de poca cantidad de fabricación.

Selección del método

A partir de lo anterior, se eliminaron los procesos que requirieran de algún tipo de horno. Con lo que quedaron las opciones de infusión de resina y sistema de vacío, en lo que concluyo con la selección del método de sistema de vacío, gracias a que no es necesario hacer fluir la resina dentro de la bolsa de vacío y todos los elementos son fáciles de conseguir.

Proceso de manufactura

El proceso de manufactura consiste en 6 etapas principales, las cuales son:

Recorte de las secciones de fibra de carbono

En esta etapa se recortaron las secciones de fibra de carbono requeridas para cubrir el tenedor. Dichas secciones fueron rectangulares de tal forma que pudieran abarcar desde el extremo de un brazo del tenedor hasta superponerse en el tubo de la parte superior. Adicionalmente, se recortaron trozos más pequeños con los que se buscaba reforzar zonas como los apéndices que sujetan las mordazas del freno, y la sección curvada de la parte superior. Lo último se hizo con el fin de atacar las zonas más vulnerables descritas por las simulaciones en los entornos de ANSYS e Inventor.

Aplicación de resina

En este caso se usó resina epoxi con endurecedor en una relación de 100 partes en peso de resina epoxi con 20 partes en peso de endurecedor. Adicionalmente, es importante destacar que se preparó pequeñas cantidades, ya que esta resina reacciona con el endurecedor subiendo su temperatura y solidificándose, por lo que, si no se tiene destreza al manejar la fibra de carbono, pasara mucho tiempo y se echaría a perder la mezcla.

Por otra parte, la resina se aplicó con brocha sobre las secciones de fibra de carbono y luego se retiró cuidadosamente el exceso con una espátula para evitar generar burbujas y cristalizar la resina. Adicionalmente, retirar el exceso de resina favorece la etapa de curado.

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Recubrimiento de la pieza

En este punto se posicionaron una por una las capas de fibra de carbono sobre el alma del tenedor, manteniendo la direccionalidad de las fibras y asegurándose de tensar lo mejor posible capa tras capa. Lo anterior se hace con el fin de evitar que las capas se despeguen y den un efecto superficial rugoso que finalmente podrían generar zonas donde la adhesión de las capas fuera débil.

Por otra parte, las capas de fibra de carbono tendían a volver a su forma de lámina plana, lo que dificulto en gran medida cubrir los apéndices donde se posicionan los insertos roscados. Para solucionar dicho problema se usaron hilos sobrantes y se ajustó con firmeza las capas a estas zonas, similar como cuando se enrolla un hilo en un carrete.

Ilustración 36 Proceso de recubrimiento con fibra de carbono Preparación para el curado

Para este método se usan distintas capas de diferentes tejidos, tal como se ve en la Ilustración 37.

Ilustración 37 Esquemático de las capas para el proceso de curado [23]

Cada capa tiene una función principal, la cuales son:

• Peel Ply: es un tejido que se pone sobre la superficie forrada en fibra de carbono cuya función principal es permitir el paso del exceso de resina y evitar que se adhiera la fibra a los otros tejidos usados para el curado.

• Fiber Fill y/o breather cloth: se encarga principalmente de permitir el flujo de aire de la bolsa hacia la bomba y de igual forma absorber el exceso de resina.

• Vacuum bag: este es un plástico con el que se fabrica la bolsa de vacío sellando sus bordes con una cinta especial o con una maquina selladora por calor.

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Curado

El curado se dio a presión negativa y temperatura ambiente por un periodo de 24 horas.

Ilustración 38 Resultado de proceso de forrado y curado Acabados y resultado final

Luego del proceso de curado, se dieron los últimos acabados superficiales al tenedor, tales como quitar el exceso de fibra en los apéndices, las uñas, el tubo y soldar una rosca en la parte superior del tubo para la sujeción al VTH.

Ilustración 39: Peso del tenedor totalmente terminado

Respecto al peso del tenedor terminado, se reportó 1051.0 g según una báscula de los laboratorios IMEC, Ilustración 39.

Costos de manufactura

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Descripción Costo [COP]

Impresión 3D + Material: ePA-Cf 723.100

Fibra de carbono, Peel Ply, Fiber Fill y/o breather cloth,

Vacuum bag, resina epoxi, endurecedor y cinta especial 287.550

Manufactura (aproximado) 100.000

Total 1’110.650

Tabla 12 Costos de manufactura y materiales

Dichos costos de manufactura y materiales son inferiores a 2 SMMLV. Lo que deja un presupuesto para pruebas de 451.834 COP, el cual no fue superado.

Pruebas según normas

Prueba ASTM F2273-11

Montaje experimental

Para el montaje experimental se dispuso de una prensa que ajustaba una camisa en acero que cubría el tubo de la parte superior para evitar deformarlo. Por otra parte, se usó un tornillo para transmitir la fuerza desde la INSTRON a las dos uñas.

Ilustración 40 A) Montaje experimental prueba según norma ASTM F2273-11 B) Enumeración de las galgas en el tenedor

NOTA: como la galga 3 no estaba totalmente apoyada sobre la superficie se decidió no tener en cuenta los datos de esta, ya que, no dan confiabilidad.

Resultados INSTRON

Para esta prueba se aplicó distintas cargas para ver el comportamiento del tenedor conforme estas subían. Con lo cual, se pudo observar que la carga máxima a la que llego el tenedor fue de 560N antes de empezar a tener un comportamiento plástico observado en el descenso de la punta de la curva verde. Por otra parte, ante la carga mencionada se tuvo un desplazamiento de 28.95 mm, el cual se encontraba aun dentro del rango de los 64 mm máximos estipulados por el Código de

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4

3 2

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Regulaciones Federales de Estados Unidos (CFR, por sus siglas en inglés). De igual forma, durante la aplicación de la carga y descarga no hubo ningún indicio visual o auditivo que mostrara que el tenedor se estaba deformando o sus capas se estuvieran separando. Finalmente, al descargar el elemento este llego a su posición inicial sin mostrar deformación, lamentablemente estos datos no se adquirieron el día de la prueba.

Gráfica 1 Carga VS extensión

Gráfica 2 Curva de carga vs deformación de Zuluaga [1]

Inicialmente se compara la Gráfica 1 con la Gráfica 2, en las que, si se analiza el comportamiento de la carga con respecto al desplazamiento, para el caso de Zuluaga [1] se presentó un desplazamiento mayor en todos los casos. Un buen punto para ratificar lo anterior es cuando la carga es igual a 500 N en la que el tenedor de este proyecto de grado presenta un desplazamiento de 20 mm comparado con los 40 mm de Zuluaga [1], siendo una diferencia del 100%.

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Resultados de las galgas

Respecto a las gráficas de deformación dadas por las galgas, Gráfica 3, se encuentra que para la prueba en la que el tenedor alcanzo los 560N se logró unas deformaciones máximas reportadas en la Tabla 13. En la Gráfica 4 se tiene que al soltar la carga se regresa a la deformación inicial a excepción de la galga 1, que presenta un valor de deformación aproximado de 0.0003 mm/mm. Dicha deformación puede explicar el cambio de pendiente en la Gráfica 1.

Galga 1 Galga 2 Galga 4

Deformación [mm/mm] 0.000883 0.000801 -0.000176

Tabla 13 Deformaciones máximas reportadas por las galgas

Gráfica 3 Deformación unitaria reportada por las galgas

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Estos datos se utilizaron como comparación con las deformaciones reportadas por las simulaciones. De esta forma, se encontró el error entre las deformaciones medidas por las galgas y lo esperado según la simulación (Tabla 14).

Probeta Porcentaje de error [%]

Total X Y Z

1 98.19% 98.09% 99.97% 101.22%

2 93.07% 209.18% 21.54% 0.23% 4 146.89% 100.71% 101.76% 98.81%

Tabla 14 Porcentaje de error de las mediciones de las galgas vs las simulaciones

Como se puede observar en la Tabla 14, se tiene que el error de la deformación de la simulación respecto a las galgas es en promedio de 112.71%, alcanzando un valor máximo de 209.18% y un mínimo de 0.23%. Dicho error es normal considerando la aproximación que da Inventor de un polímero reforzado con fibra de carbono al no ser posible llevar a cabo la simulación del tenedor con un elemento que describa las capas y otro que describa el alma impresa.

Calculo del esfuerzo en el punto crítico (posición de las galgas).

A partir de los datos de carga de la Gráfica 1, la geometría del tenedor en la posición de las galgas (Ilustración 41 B) y aplicando la ecuación 1 se determinó los esfuerzos en el punto de interés. De igual forma, se tuvieron en cuenta los resultados de deformación de la galga 1 (Gráfica 3), pues es esta la que se ubica en el punto de interés. Con lo anterior se construyó la Gráfica 5.

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50 𝜎 =𝑀𝑐

𝐼 (1)

Gráfica 5 Curva de esfuerzo vs deformación calculada

De igual forma, se realizó la gráfica de esfuerzo vs deformación para el tenedor de Zuluaga [1], extrayendo de la Gráfica 2 la pendiente de la carga y de igual forma de la Gráfica 6 se extrajo la deformación unitaria en el punto de interés. Luego se calculó el momento y posteriormente el esfuerzo a partir de las dimensiones medidas en el tenedor real. Finalmente, se obtuvo la Gráfica 7 de esfuerzo vs deformación.

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Gráfica 7 Curva de esfuerzo vs deformación calculada para el tenedor de Zuluaga

Respecto a las Gráficas 5 y 7 de esfuerzo deformación para el presente proyecto y el de Zuluaga [1], respectivamente. Se encontró que el esfuerzo máximo en la zona donde se ubicaron las galgas fue de 4.25 MPa y 44.9 MPa, respectivamente. Dichos valores no se pueden comparar directamente ya que las galgas no están ubicadas de forma exacta en el mismo punto y las geometrías de los tenedores son bastante diferentes, lo que finalmente, puede alterar en gran medida los resultados de esfuerzo.

Por otra parte, si se comparan las deformaciones sufridas a un mismo tiempo (ya que la taza de aplicación de la carga fue igual para los dos casos, 3.21 N/s) según las Gráficas 3 y 6, se encuentra una situación bastante similar, en la que el tenedor de este proyecto de grado presenta una deformación menor a la del tenedor de Zuluaga [1]. Un buen punto de comparación se puede ubicar a los 100 segundos, donde la deformación aproximada del presente proyecto es de 0.0005 mm/mm y la de Zuluaga [1] es de aproximadamente 0.002 mm/mm, siendo este ultimo 4 veces mayor.

Prueba de tensión en probetas de fibra de carbono

Resultados

A continuación, se presenta la curva de esfuerzo vs deformación para una probeta de fibra de carbono sometida a un ensayo de tensión (Gráfica 8).

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De acuerdo con la prueba, se encontró que el módulo para una probeta de 4 capas es de 35.19 GPa, dicho valor es muy pequeño para el esperado. Por tanto, una posible causa de este módulo tan pequeño recae en que las prensas no estaban totalmente alineadas, lo que pudo generar un esfuerzo a torsión que facilito la separación de las fibras.

Los resultados para la deformación medida a través del extensómetro de la INSTRON y de la galga, se comparan en la Gráfica 9.

Gráfica 9 Comparativa entre la deformación medida por el extensómetro INSTRON y una galga

Si se analiza el comportamiento de la galga y el extensómetro de la INSTRON, existe gran similitud de una curva respecto a la otra, presentando un error promedio de 17.26%. Por tanto, las galgas extensiométricas presentan un error aceptable para poder medir la deformación sobre la fibra de carbono. Cabe destacar, que este error puede incrementar circunstancialmente si la deformación no es paralela a la posición de la galga. Para los casos anteriores es recomendable hacer un arreglo de galgas que permitan medir la deformación en cada eje con el fin de mitigar este aumento en el error.

Pruebas cuasi estáticas

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Para estas pruebas se realizó el montaje experimental mostrado en la Ilustración 42 A) y B). En dicho montaje se aseguró que los distintos cables de embobinado, con los que se conectaban las galgas, no se tocaran durante la prueba, de igual forma, se aseguraron cada uno de los distintos elementos de medición para que no hicieran ningún tipo de esfuerzo o tensión sobre las galgas.

Pruebas de reductor de velocidad

Los resultados de deformación de 1 de 5 pruebas se presentan en la Gráfica 10. Por otra parte, las pruebas se realizaron a una velocidad similar de 6 km/h dadas las limitaciones del montaje. En la Tabla 15 se presenta el promedio de las 5 pruebas de los resultados de deformación máxima. La gráfica presenta tres deformaciones principales, la inicial (sin peso adicional al del VTH, segundo 0 a 5.8 aproximadamente), mínima (sobresalto en las gráficas al sentarse el piloto en el VTH, segundo 5.8 a 9 aproximadamente) y máxima (cuando impacta el reductor de velocidad, segundo 10.8 aproximadamente), para cada galga.

Gráfica 10 Curva de deformación vs tiempo primer ensayo

Promedio máxima deformación en cada galga [mm/mm]

Galga 1 Galga 2 Galga 4

0.000309 0.000244 0.000256 0.000406 0.000312 0.000297 0.000329 0.000237 0.000236 0.000386 0.000192 0.000213 0.000404 0.000332 0.00016 Promedio 0.0003668 0.0002634 0.0002324

Tabla 15 Promedio de la deformación máxima para cada galga en las 5 pruebas

Si se observa de forma detallada la Gráfica 10 se encuentra que tras finalizar el proceso experimental las galgas llegan a un valor de deformación prácticamente igual a su condición inicial. Lo anterior, permite evidenciar que el tenedor no sufrió ningún tipo de deformación plástica durante la prueba. De igual forma, se evidencia en la Tabla 15 que en los picos máximos para las 5 pruebas no alcanza

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a superar la deformación presentada en las pruebas realizadas en máquina universal de ensayos INSTRON.

Pruebas de tablas

Para esta prueba se realizaron 6 ensayos, de los cuales 3 fueron a una velocidad promedio de 3 km/h y los restantes a una velocidad promedio de 6 km/h. Es importante notar que para la prueba a 3 km/h se tiene un offset de -0.0008 [mm/mm] para la galga 1 (Gráfica 11), y esto puede deberse ya que para realizar este ensayo se volvió a calibrar las galgas. Por otra parte, solo se pone una gráfica para la prueba lento y dos para la prueba rápido.

Pruebas lento

Gráfica 11 Curva de deformación vs tiempo.

Promedio máxima deformación en cada galga [mm/mm] Galga 1 Galga 2 Galga 4 -0.000272 0.000203 0.000331 -0.000153 0.000279 0.000201 -0.000362 0.000238 0.000345 Promedio -0.000262 0.000240 0.000292

Tabla 16 Promedio de la deformación máxima para cada galga en las 3 pruebas

Si se realiza el mismo análisis que para la prueba del reductor de velocidad, se encuentra que, a pesar de superar la deformación de dicha prueba, se encuentra que no supera la deformación presentada en la prueba realizada con la maquina universal de ensayos INSTRON. Por otra parte, se encuentra que su comportamiento fue elástico ya que al finalizar la prueba todas las galgas volvieron al estado de deformación inicial.

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Pruebas rápido

Gráfica 12 Curva de deformación vs tiempo

Gráfica 13 Curva de deformación vs tiempo

Promedio máxima deformación en cada galga [mm/mm]

Galga 1 Galga 2 Galga 4

0.000231 0.000387 0.000254 0.000199 0.000443 0.000151 0.000475 0.000448 0.000205 Promedio 0.000301 0.000426 0.000203

Tabla 17 Promedio de la deformación máxima para cada galga en las 3 pruebas rápido

Para este caso se presentó el mismo comportamiento que para los casos anteriores, llegando las deformaciones a un valor similar al presentado en su condición inicial, sin nunca sobrepasar la

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deformación presentada en la prueba realizada en la maquina universal de ensayos INSTRON. Cabe destacar que las deformaciones elásticas presentadas en esta prueba fueron en general mayores a la prueba anterior. De igual forma, en este caso se presentan dos gráficas (Gráfica 12 y Gráfica 13) ya que, al analizar la deformación de la galga 2 se observa que en un caso queda con un efecto de deformación a compresión y otro a tensión, lo cual es inherente al sistema total del VTH o sencillamente se dejó de tomar datos con el VTH dispuesto en una inclinación diferente, ya que esta galga se ubica en el lateral del tenedor.

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Conclusiones

Luego de haber finalizado este proyecto se puede concluir lo siguiente:

• La impresión en materiales como ePA-CF que requieren de boquillas especiales, altas temperaturas para fabricación y en ocasiones mesas calientes para depositar el material que implican un gran costo de manufactura. De igual forma, se observó que el alma impresa fue el elemento de mayor costo del proyecto.

• Se pudo diseñar y manufacturar un tenedor en fibra de carbono que cumple con todos los requerimientos determinados por los pilotos, teniendo un peso 15 gramos menor al actual tenedor del VTH (tenedor en acero).

• En la prueba ASTM F2273-11 no se pudo cargar el tenedor con la carga estandarizada por el Código de Regulaciones Federales de los Estados Unidos (CFR, por sus siglas en inglés), porque el tenedor parecía tener un comportamiento plástico, pero finalmente se supo que no fue así con lo reportado por las galgas en los puntos críticos.

• El uso de acero inoxidable respecto al aluminio permitió reducir el espesor de la lámina requerido para conseguir la resistencia deseada. Lo anterior, significo que las uñas en acero inoxidable tuvieran el mismo peso que las de aluminio por las diferencias de espesor y permitió además reducir el espesor de la cavidad en la que estas se insertan.

• El método seleccionado para reforzar con fibra de carbono dio buenos resultados mecánicos, pero con un acabado superficial mejorable.

• Las pruebas cuasiestáticas permitieron conocer el comportamiento del tenedor ante obstáculos pequeños a bajas velocidades por las limitaciones de transporte del sistema de adquisición.

• El análisis de elementos finitos permitió conocer cuáles eran las zonas de mayor esfuerzo para reforzar de mejor manera con el fin de garantizar la integridad estructural. De igual forma, permitió conocer las zonas de menor esfuerzo con lo que se pudo reducir material y mejorar el acople de los elementos.

• Se encontró la importancia de manufacturar otro tenedor, con el fin de llevar a cabo pruebas destructivas que permitan conocer con mayor precisión el comportamiento de los distintos elementos en el sistema y a su vez mejorar en el diseño.

• La rigurosidad de la etapa de diseño permitió mejorar la estabilidad del VTH gracias al cálculo del Rake, encontrar una forma esbelta que mejorara la conducción y seleccionar el área transversal para reducir la fricción y los esfuerzos.

• Calcular la condición de frenada extrema evito sobre dimensionar el diseño, al llegar a la conclusión de que no existe la posibilidad de que todo el peso del VTH y piloto se pueda recargar únicamente en la llanta delantera.

• El uso de la fibra de carbono en elementos pequeños o de geometrías complicadas se vuelve una tarea bastante difícil, tal como lo fue en los apéndices donde se ubica la mordaza del freno de disco.

• Se encontró que la falla del tenedor de Zuluaga [1] se dio por separación de las capas en la unión con el tubo por el uso de fibra de vidrio dada su complicada forma en dicha zona.

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Recomendaciones

Luego de haber finalizado este proyecto se puede hacer las siguientes recomendaciones:

• Es importante buscar alternativas de manufactura que permitan usar un material menos costoso y con un porcentaje de relleno menor para el alma del tenedor. Ya que, dicho elemento represento el mayor costo del tenedor y gran fracción del peso.

• Realizar pruebas adecuadas que permitan saber la integridad del refuerzo en fibra de carbono antes y después de realizar las distintas pruebas sobre el tenedor.

• Generar superficies lo más planas posibles para la adherencia de las galgas con el fin de disminuir el error en las mediciones de deformación.

• Se recomienda investigar métodos para la fabricación de tubos en fibra de carbono, con el fin de dejar a un lado el uso de tubos en materiales metálicos que tienen gran influencia en el peso.

• Se recomienda tensar bien la fibra de carbono en cada capa para evitar que estas se levanten o pierdan su forma al adherir nuevas capas. De igual forma, si es posible practicar con la fibra de carbono sobre elementos con formas similares al definitivo, esto aumentara su experiencia y le facilitara el proceso final.

• Realizar pruebas en bancos especializados que le permitan mantener el VTH en una posición fija con el fin de simular el comportamiento en condiciones de altas velocidades.

• Se recomienda hacer las simulaciones en ANSYS, ya que este programa permite dar mejores análisis que el software Inventor.

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