El presente trabajo describe el diseño y construcción de un sistema de control de temperatura del fluido de trabajo para el banco de pruebas para bombas hidráulicas de desplazamiento positivo, presente en el laboratorio de sistemas dinámicos, utilizando un sistema de enfriamiento, comandado por microcontrolador, con comunicación a computador

García, Christian Julián

Monroy J., Mauricio

Márquez V., José Alirio

Spanish

Universidad Tecnológica de Pereira: Open Journal Systems

Scientia et Technica Año XV, No 41, Mayo de 2009. Universidad Tecnológica de Pereira. ISSN 0122-1701                                                                       93  Fecha de Recepción: 26 de enero de 2009 Fecha de Aceptación: 27 de marzo de 2009  DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DE UN CONTROL DE TEMPERATURA PARA EL FLUIDO DEL BANCO DE PRUEBAS PARA BOMBAS HIDRÁULICAS DE DESPLAZAMIENTO POSITIVO  Design and construction of a temperature control for the test bank for hydraulic bombs of  positive displacing RESUMEN El presente trabajo describe el diseño y construcción de un sistema de control de temperatura del fluido de trabajo para el banco de pruebas para bombas hidráulicas de desplazamiento positivo, presente en el laboratorio de sistemas dinámicos, utilizando un sistema de enfriamiento, comandado por  microcontrolador,  con comunicación a computador.   PALABRAS CLAVES:   Bombas hidráulicas, sistemas de control, sistemas de enfriamiento, modulación de ancho de pulso.  ABSTRACT The present work describes the design and construction of a working fluid temperature control system for the test bench for positive displacement hydraulic pumps, present in the dynamic systems laboratory, using a cooling system, commanded by microcontroller, with communication to a computer.   KEYWORDS:  Hydraulic pumps, control systems, cooling systems, pulse width modulation  MAURICIO MONROY J. Ingeniero Electrónico, MSc. Profesor Auxiliar Universidad Tecnológica de Pereira mauriciomonroy@utp.edu.co  CHRISTIAN JULIÁN GARCÍA Ingeniero Mecánico Universidad Tecnológica de Pereira christianj@utp.edu.co  JOSÉ ALIRIO MÁRQUEZ V. Ingeniero Mecánico Universidad Tecnológica de Pereira quakebad@yahoo.es   1. INTRODUCCIÓN En la industria de la maquinaria pesada, se encuentran sistemas oleohidráulicos como: gatos hidráulicos, servomecanismos, retroexcavadoras, grúas, etc. Los cuales necesitan mantener el fluido de trabajo en un cierto intervalo de temperatura para su correcta operación.  El banco de pruebas para bombas hidráulicas de desplazamiento positivo, presente en el laboratorio de sistemas dinámicos, se construyó siguiendo los lineamientos de la norma ANSI/ (NFPA) T3.9.33 [8] y se utiliza para la determinación de características de desempeño de las bombas mencionadas, ante diferentes condiciones de carga.  Según la norma ANSI/ (NFPA) T3.9.17 [8], para la determinación de las curvas características de desempeño de las bombas oleohidráulicas (presión, caudal, entre otras), se requiere mantener la temperatura del fluido de trabajo dentro de una tolerancia de ± 1 ºC.  Con este fin se ha realizado el diseño y construcción de un sistema electromecánico de enfriamiento gobernado por un sistema de control, basado en microcontrolador.   Este sistema de control se comunica a través de la tarjeta de adquisición de datos, propia del banco de pruebas, con el computador, desde el cual, por medio del software existente, se puede establecer el valor de temperatura deseada para el fluido de trabajo.   Igualmente, se muestra el desempeño del sistema de enfriamiento en cuanto a su capacidad de rechazo de calor y el funcionamiento del controlador en lazo cerrado.  2. CONTENIDO 2.1.SISTEMAS DE REFRIGERACIÓN Y ENFRIAMIENTO  2.1.1.Consideraciones de viscosidad Los fluidos utilizados en sistemas oleohidráulicos deben tener como característica principal ser de tipo newtoniano, es decir, aquel cuya viscosidad no varía con la velocidad de corte. Esto se expresa mediante la ecuación 1 [7].  yVx∂∂= µτ       (1)  Donde: τ   es la fuerza cortante µ  es la viscosidad dinámica xV∂  es la velocidad entre las superficies paralelas y∂  es la separación entre las superficies                                                                                                  Scientia et Technica Año XV, No 41, Mayo de 2009. Universidad Tecnológica de Pereira.   94  La viscosidad del fluido de trabajo depende de su temperatura [7,14] y ante las condiciones (presión, caudal, velocidad de rotación) cambiantes durante las pruebas de desempeño de una bomba hidráulica, ésta puede variar. Al variar la viscosidad, cambia la energía necesaria para empujar el fluido de trabajo a través del sistema oleohidráulico, por ello se justifica mantener estable la temperatura del fluido.  2.1.2.Sistemas de remoción de calor  Dentro de los sistemas de remoción de calor se tienen los sistemas de enfriamiento y los sistemas de refrigeración. Los sistemas de enfriamiento buscan reducir y mantener la temperatura de un espacio igual o mayor a la temperatura  del medio circundante  Los sistemas de refrigeración en cambio buscan reducir y mantener la temperatura de un espacio por debajo de la temperatura ambiente [2].  Para la aplicación se pueden utilizar sistemas de refrigeración de alta o bien sistemas de enfriamiento [2].  El sistema implementado es de tipo enfriamiento, ya que los fluidos de los sistemas oleohidráulicos operan normalmente por encima de la temperatura ambiente, entre 30°C y 70°C [15]. Por otra parte, los costos de este sistema, comparados con los de un sistema de refrigeración, son menores [4].   2.1.3.Selección  del sistema de enfriamiento por agua: Dentro de las posibilidades de sistemas se encuentran: -De un solo paso -Abierto recirculante   -Cerrado recirculante no evaporativo  Los dos primeros se descartan, pues debe haber una constante reposición de líquido de enfriamiento [6].   2.2.COMPONENTES DEL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO  Figura1.Diagrama de bloques del sistema de enfriamiento  El sistema de enfriamiento utilizado, mostrado en la figura 1,  es de tipo cerrado recirculante no evaporativo y consta de los siguientes elementos principales:  -D1: Depósito -P1: Bomba centrífuga -M1: Motor monofásico, propulsor de P1 -H1: Intercambiador de calor aceite-agua, de coraza y tubos. -T1: sensor de temperatura del aceite -H2: Enfriador de aire por circulación forzada (radiador) -M2: Motor monofásico, propulsor del ventilador -Fluido de enfriamiento -Tuberías y accesorios  El sensor T1 sirve para leer la temperatura del aceite hidráulico, antes de entrar al intercambiador H1. Según la temperatura que se desee y el valor de T1 (demanda de enfriamiento), se activa o desactiva el motor M1, que propulsa la bomba P1, haciendo recircular fluido de enfriamiento por el trayecto cerrado D1-P1-H1-H2-D1. Si aumenta la demanda de enfriamiento, el motor M2 se enciende, introduciendo aire forzado al radiador H2, con el fin de sustraer el máximo calor posible.  Requerimientos de los componentes: 2.2.1.Intercambiador H1  A partir de las especificaciones de la reducción de temperatura en el intercambiador oilT∆  y el caudal de aceite oleohidráulico del banco oilV* , conocidas la densidad del aceite oilρ  y su calor específico oilCp , se calcula la cantidad de calor a disipar, de acuerdo con (2): TCpVQ ∆=**ρ     (2)  Teniendo el calor a disipar igual al que absorbe el agua del intercambiador, con la especificación de OHT 2∆  y conocidas la densidad del agua OH 2ρ y su calor específico OHCp 2 , se vuelve a aplicar la ecuación (2) para encontrar el caudal de agua de enfriamiento OHV 2*.  Para los valores: CToil °=∆ 9  ; min71,22*lV oil = ; CT OH °=∆ 52  3864 mkgoil =ρ ; )(2047 CkgJCpoil °= ; )(41862 CkgJCp OH °= [7] Se tienen como resultados: WQQoil6026**== ; min3,172*lV OH =   El intercambiador previamente instalado en el banco de pruebas, cumple con los requerimientos, dadas sus capacidades máximas [4,8]: Scientia et Technica Año XV, No 41, Mayo de 2009. Universidad Tecnológica de Pereira 95 WQ 7460*= ; min7,75*lV oil = ; min2,492*lV OH =    2.2.2.bomba P1 y tuberías El caudal de la bomba ya se tiene con el valor OHV 2& . La cabeza de presión necesaria se calcula mediante la ecuación (3), con mH 5= , dada la configuración del sistema [4]: HgP OH 2ρ=                                 (3)  Teniendo que kPaP 49= .  Los diámetros mínimos de tuberías se calculan mediante la ecuación (4):  tubOHvVDπ2*4=     (4)  Donde tubv  es la velocidad máxima recomendada en la tubería, cuyo valor varía según si la tubería es de succión, descarga de la bomba o retorno a tanque.  Los diámetros mínimos calculados se muestran en la tabla 1.  Tubería )/( smvtub      [15] D  (mm) Succión 1,2193 17,35 Descarga 4,5700 8,96 Retorno 3,0480 10,97 Tabla 1.Diámetros de tuberías  2.2.3.Depósito D1:  Se tiene una regla empírica [3] que establece que el depósito debe tener un volumen (en galones) de 3 a 4 veces el valor del caudal de la bomba (en galones por minuto).  2.2.4.Radiador H2:  A partir de la especificación del caudal de aire forzado AIRV* , conocida la densidad del aire AIRρ , se calcula el caudal másico de aire AIRm*, mediante la ecuación (5). **Vm ρ=       (5) Se aplica la ecuación (5) nuevamente para encontrar el caudal másico de agua de enfriamiento OHm 2*.   Con los caudales másicos anteriores, se calcula la capacitancia del aire  LC y la capacitancia del agua HC , mediante la ecuación (6), conocidos  AIRCp y OHCp 2 .  CpmC*=       (6)  Con base en las temperaturas del ambiente iTc  y las temperaturas del agua iTh y OTh , la temperatura de salida del aire oTc se calcula mediante la ecuación (7):  iLOiHo TcCThThCTc +−=)(   (7)  Con base en los valores R y P de las ecuaciones (8) y (9), se encuentra por medio de gráfica [5] el factor de corrección para un cambiador de calor de corrientes cruzadas para fluidos sin mezclar, F.   )()(iOOiTcTcThThR−−=     (8)   )()(iiiOTcThTcTcP−−=     (9)  La diferencia de temperatura Tm∆  se calcula mediante la ecuación (10):  )ln()()(iOOiiOOiTcThTcThTcThTcThTm−−−−−=∆    (10) Con base en la ecuación (11), y un valor para el coeficiente global de transferencia de calor oU , se encuentra el área necesaria para la disipación de calor.   )(*TmFUQAo ∆=     (11)  Para los valores: hmV AIR3*3636= ; 31777,1 mkgAIR =ρ ; )(7,1005 CkgJCpAIR °=     CTci °= 20 ; CThi °= 35 ; CThO °= 30 ;                                                                                                  Scientia et Technica Año XV, No 41, Mayo de 2009. Universidad Tecnológica de Pereira.   96 97,0=F  [5];  )(]450..300[ 2 CmWU o °= [12]  El área del radiador estará entre los valores   2]0915,2..3943,1[ mA =    2.3.COMPONENTES ELÉCTRICOS Y ELECTRÓNICOS  2.3.1.Sistema de control   Figura 2.Diagrama de bloques del sistema de control  El sistema electrónico de control mostrado en la figura 2 consta de un software Pumptest, instalado previamente en un PC y una tarjeta de adquisición preexistente, para el manejo del banco de pruebas. La tarjeta de adquisición presenta una comunicación de tipo serial síncrona, con aislamiento galvánico, hacia el controlador. Para mayor información, ver [8].  El controlador presenta además, los siguientes elementos: -Sel: Selector de origen de la temperatura deseada (SP). Este selector permite recibir el valor SP desde PC o bien desde un potenciómetro Pot, incluido en el controlador. -A: Bloque de acondicionamiento de señal de temperatura. Este bloque recibe la señal analógica del sensor T1.  -k1 y k2: Relevadores para accionamiento de M1 y M2, respectivamente -uC: Bloque del controlador, basado en el PIC16F873, del fabricante Microchip [13].   Figura 3.Circuito eléctrico de control de motores  En la figura 3 se muestra el circuito eléctrico para control de los motores de bomba M1 y ventilador M2.  El control se realiza por medio de los contactores 1M1 y 1M2 para gobernar M1 y M2, respectivamente. Los contactos k1 y k2 vienen del  controlador y gobiernan a 1M1 y 1M2. El breaker S1 es el interruptor general y la protección. El interruptor S2 permite energizar el controlador.  2.3.2.Acondicionamiento de señal  El circuito de acondicionamiento de señal se muestra en la figura 4.   Figura 4. Circuito de acondicionamiento de señal  El sensor de temperatura T1 está basado en el circuito integrado LM335, el cual provee una señal de tensión a razón de 10mV/K [9]. El montaje corresponde a un puente Wheatstone, donde se tienen las series {R1,T1 ; R5},{R2 ; R3}. R1 ajusta la salida del LM335 (pin 2) a 2.98V, para una temperatura de 25°C [9]. R2 ajusta el cambio a escala Celsius, introduciendo en (5) una tensión de 2,7316V. R4 ajusta la ganancia del amplificador de instrumentación AD620, para el correcto escalamiento de la señal que va al convertidor A/D del microcontrolador.  El valor de ganancia del amplificador viene dado por la ecuación (12) [1]:  1449400236 +=−=RVVVG               (12) Donde: V6 es la tensión de salida del amplificador (pin 6) V3: tensión de entrada positiva (pin 3) V2: tensión de entrada negativa (pin 2) R4: resistencia de ajuste de ganancia (Ω)  2.3.3.Estrategia de control    Figura 5.Esquema de lazo cerrado   La figura 5 muestra la estrategia de control de bomba (M1) o ventilador (M2), consistente en un controlador de lazo cerrado con retroalimentación, donde: SP: Valor de temperatura deseado. Scientia et Technica Año XV, No 41, Mayo de 2009. Universidad Tecnológica de Pereira 97 PV: Valor de temperatura real e = SP - PV: Señal de error m: señal de acción de control K: controlador G: planta H: medidor  El controlador K es tal que la señal de acción de control m es de dos posiciones.  Dentro de los controladores de dos posiciones se tienen:  Sencillos: definidos mediante la ecuación (13) [10]:  1)( Utm =   para 0)( >te    (13) 2)( Utm =  para 0)( <te   Con brecha diferencial: definido por (14) [10]: 1)( Utm =   para 1)( kte >    (14) 2)( Utm =  para 2)( kte <  Donde k1>k2  La acción U1 puede ser encendido y U2 el estado apagado.  Sin embargo, las acciones de control del sistema implementado se basan en la utilización de una acción gradual (proporcional) definida en la tabla 2:  e=SP-PV (%) mbomba (%)  (M1) mvent (%) (M2) <0 0 0 0 50 0 20 100 0 40 100 25 60 100 50 80 100 75 100 100 100 >100 100 100 Tabla 2. Acciones de control  La señal de error e tendrá una banda proporcional entre 0 y 100%, la cual corresponde a una diferencia de temperatura SP-PV en (°C) determinada, por ejemplo, 5°C. Por fuera de la banda, se tiene un control de 2 posiciones.  Las acciones proporcionales mbomba  y mvent se logran mediante el uso de la modulación de ancho de pulso, aplicadas a los relevadores k1 y k2, ésta modulación se define mediante la ecuación (15) [11]: VskdtvTVkT== ∫ )1(0                  (15) Donde: V es el valor promedio de tensión en V T es el período de la onda cuadrada en s. (ver figura 6) v es la tensión de la onda en el tiempo en V Vs es el valor de tensión de alimentación en V. k es la fracción correspondiente al tiempo activo, siendo un valor de 0 a 1, calculado mediante (16):  k = m(%) / 100      (16) donde m es el porcentaje de salida deseado.  Figura 6. Modulación de ancho de pulso.  2.4.PRUEBAS  2.4.1.Rechazo de calor en lazo abierto:  Esta prueba consiste en permitir que el aceite se caliente tanto como sea posible y colocar el sistema de enfriamiento al máximo, es decir  mbomba = mvent = 100%  En las figuras 7 y 8 se muestra el desempeño del sistema de enfriamiento para diferentes condiciones de velocidad de rotación y presión de descarga de la bomba en prueba, del sistema oleohidráulico.   Figura 7. Rechazo de calor a 900 min-1 y 1000psi [4]  Figura 8. Rechazo de calor a 1750 min-1 y 1700 psi [4]  2.4.2.Desempeño del controlador en lazo cerrado                                                                                                  Scientia et Technica Año XV, No 41, Mayo de 2009. Universidad Tecnológica de Pereira.   98 Esta prueba consiste en probar el desempeño del control de temperatura en lazo cerrado, específicamente mantener la temperatura del aceite dentro de una banda de ±1°C, de acuerdo a la norma ANSI/ (NFPA) T3.9.17. En la figura 9 se muestra el desempeño del controlador para las condiciones N=1500min-1 ; P=1500psi ;SP=45°C   Figura 9. Control en lazo cerrado.  [4]  3. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES -En lazo abierto, el sistema de enfriamiento demora unos 1500 segundos en rechazar calor del aceite tanto como es posible, con una reducción de temperatura de al menos 25°C.  -Es de anotar que a mayor velocidad de rotación y presión de la bomba hidráulica, más calor hay que remover, por ello en las condiciones de la figura 8, el aceite está 10°C por encima de la temperatura del líquido de enfriamiento.  -Se validó el desempeño del control de temperatura, arrojando un buen desempeño, ya que cumplió con el objetivo de control,  manteniendo la temperatura dentro de  una tolerancia de  ±1ºC.  -El período de las salidas PWM, a pesar de que puede ser considerado un tiempo relativamente largo para reaccionar ante cambios en la temperatura (T =12s), permite cumplir el objetivo de control. Al mismo tiempo, hay que tener este valor en cuenta por el desgaste de los contactores, dada la constante conmutación.  -Se recomienda trabajar el sistema de enfriamiento entre 40 ºC y 70 ºC según los resultados obtenidos, lo que es acorde con la recomendación de  [3]: (la temperatura del aceite en un circuito oleohidráulico, en condiciones de trabajo, debe estar comprendida, ordinariamente, entre 38ºC y 65ºC, siendo la temperatura optima de 50 ºC a 55ºC, si la temperatura del aceite excede de 70 ºC, empiezan  a presentarse problemas y los fallos desastrosos comienzan a aparecer alrededor de los 90 ºC).  BIBLIOGRAFÍA [1] ANALOG DEVICES. Low Cost, Low Power  Instrumentation Amplifier AD620. www.analog.com  [2]COPELAND CORPORATION. Manual de refrigeración. ESTADOS UNIDOS. 2000. [3] CARNICER, E. MAINAR C. Oleohidráulica: Conceptos básicos.  2 ED. España, Madrid: Editorial Paraninfo, c 2000.  171 p.  [4] GARCÍA, Christian J. MÁRQUEZ, José A. 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Diseño y construcción de un control de temperatura para el fluido del banco de pruebas para bombas hidráulicas de desplazamiento positivo

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