Optimización de un fijador para la distracción osteogénica en ovejas

Equation Chapter 1 Section 1 Trabajo de Fin de Grado Grado en Ingeniería de Tecnologías Industriales Optimización de un fijador para la distracción osteogénica en ovejas. Dpto. Ingeniería Mecánica y de Fabricación Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Autor: Jaime María Moreno Sosa Tutor: Esther Reina Romo Juan Mora Macías Sevilla, 2018 iii Trabajo de Fin de Grado Grado en Ingeniería de Tecnologías Industriales Optimización de un fijador para la distracción osteogénica en ovejas. Autor: Jaime María Moreno Sosa Tutor: Esther Reina Romo Juan Mora Macías Profesora titular Profesor ayudante doctor Dpto. de Ingeniería Mecánica y de Fabricación Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2018 v Trabajo de Fin de Grado: Optimización de un fijador para la distracción osteogénica en ovejas. Autor: Jaime María Moreno Sosa Tutor: Esther Reina Romo Juan Mora Macías El tribunal nombrado para juzgar el Proyecto arriba indicado, compuesto por los siguientes miembros: Presidente: Vocales: Secretario: Acuerdan otorgarle la calificación de: Sevilla, 2018 El Secretario del Tribunal vii A mi familia A mis maestros ix Agradecimiento Mi mayor agradecimiento es a mis padres que siempre me han apoyado durante esta carrera y durante toda mi vida académica, a mis hermanos que siempre me han ayudado en lo que han podido y a mis abuelos por haberse alegrado con cada pequeño logro que conseguía. También a mis amigos que me han permitido olvidarme de lo dura que puede ser a veces la carrera del ingeniero y a todos mis profesores en especial a mis tutores por haberme enseñado y ayudado durante el grado. Figura 6.8 Dimensiones de las nuevas células 42 Figura 6.9 Soporte de la nueva célula 43 Figura 6.10 Modelo de la nueva célula 43 Figura 6.11 Pieza para la unión al aro 44 Figura 6.12 Célula de carga nueva ensamblada 44 Figura 6.13 Arandela para la adaptación de diámetros 45 Figura 6.14 Ensamblaje con las nuevas piezas 45 Figura 6.15 Tuerca y soporte 46 Figura 6.16 Tornillo 47 Figura 6.17 Tuerca y tornillo ensamblados 47 Figura 6.18 Tornillo y pieza de sujeción tornillo-aro 48 Figura 6.19 Agujero roscado en el soporte de la tuerca 48 Figura 6.20 Célula de carga insertada al sistema tuerca-tornillo 49 Figura 6.21 Pieza de unión célula-aro 49 Figura 6.22 Montaje de la nueva barra móvil 50 Figura 6.23 Ensamblaje completo para distracción osteogénica 51 xvii 1 INTRODUCCIÓN l siguiente trabajo trata sobre la optimización de un fijador, inicialmente utilizado para el proceso de transporte óseo, para su uso en procesos de distracción osteogénica e ingeniería de tejidos. Un fijador es un instrumento que permite la correcta alineación y rigidez de las partes de un hueso que resultan de una fractura. En los diferentes capítulos del trabajo se describirá la optimización de los sensores de fuerza del fijador original, el estudio de tecnologías para generar vibraciones que, como se explicará más adelante, contribuye al proceso de regeneración ósea, y el diseño de nuevas piezas que permita la inclusión de los nuevos sensores de fuerza al fijador original y permitirán llevar a cabo procesos de ingeniería de tejidos y de distracción osteogénica. 1.1 Corrección de defectos óseos Se conocen tres diferentes métodos para la reparación de defectos óseos: la distracción osteogénica, ingeniería de tejidos y transporte óseo. En este apartado se describirán los tres métodos y se indicarán las diferencias más relevantes entre ellos. La ingeniería de tejidos investiga formas de reparar defectos óseos. Algunos ejemplos son el uso de la matriz extracelular para la regeneración de tejido óseo [14], que aprovecha las propiedades de los materiales no celulares de los tejidos para favorecer la regeneración del mismo [15], o incluso el uso de materiales compuestos no presentes en el organismo como la zeína (proteína biocompatible extraída del maíz) combinada con material vítreo [3] para potenciar la capacidad regenerativa de los tejidos. En el caso del fijador para la reparación de defectos óseos, este proceso se realiza mediante un elemento llamado scaffold, o por su traducción al español, andamio. Un scaffold es una estructura que se sitúa en el lugar donde se requiere la reparación [1], y permite el desarrollo de nuevo tejido en lugares donde previamente no existía. Estos andamiajes o scaffolds deben permitir el correcto desarrollo y reproducción de las células [1], por lo que han de emplearse materiales adecuados para ello y adicionalmente deben ser biocompatibles para que su utilización sea segura para el paciente [1]. Por otro lado, existe la distracción osteogénica que consiste en la formación de tejido óseo nuevo mediante la separación progresiva de dos fragmentos de hueso. Las fases de las que consta el proceso son la fractura del hueso con el objeto de permitir la separación anteriormente mencionada (proceso denominado osteotomía), formación del callo óseo (tejido óseo inmaduro formado antes de la regeneración del hueso) y finalmente la separación de los fragmentos de hueso consiguiendo así la formación de nuevo callo a lo largo de la fractura. Una vez se ha alcanzado la longitud deseada, termina la fase de distracción y comienza la de consolidación, consistente en la transformación del callo en tejido óseo maduro [6]. Las principales aplicaciones de la distracción son el alargamiento de huesos [5] para corregir defectos tales como la heterotromía en las extremidades, la reparación de fracturas que requieran alargamiento del hueso, o incluso algunas con fines estéticos como la cirujía maxilofacial [5]. La distracción es una técnica que ya se emplea en numerosos centros de salud y cuya demanda crece muy rápidamente [4]. Los principales retos a los que se enfrenta en la actualidad son la falta de información sobre el proceso de formación ósea desde un punto de vista biológico y el gran número de estudios y experimentos realizados en la materia que implica huesos diferentes, especies diferentes y con ello resultados difíciles de relacionar entre sí [4]. El fijador estudiado en este trabajo es un fijador de tipo Ilizarov, consistente en un sistema de dos aros, colocando uno en cada segmento de hueso tras la fractura, y varias barras que unen los aros permitiendo la correcta alineación de los mismos y la transmisión de fuerzas [5]. El principal atractivo de un fijador de tipo Ilizarov es su capacidad de tratar defectos con discontinuidades en los huesos, incluso si la deformación tiene lugar en varios planos anatómicos, siendo sus principales inconvenientes la incomodidad del paciente durante el tratamiento (principalmente a causa del tamaño y peso del fijador), así como la larga duración del tratamiento [12]. Por ultimo, el transporte óseo es el otro método además de la ingeniería de tejidos que emplea el fijador para la E reparación de defectos. El transporte consiste en desplazar un fragmento de hueso a lo largo del espacio del defecto, desde un extremo a otro. El proceso de transporte comienza con el fragmento a transportar muy próximo a uno de los segmentos que han resultado de la fractura. La proximidad entre estos permite la creación de nuevo callo óseo. A medida que se va formando este callo, el fragmento que se está transportando se va alejando gradualmente del extremo donde se colocó en un principio, permitiendo que se forme nuevo callo entre el callo anteriormente formado y el propio fragmento transportado. Una vez se alcanza el otro extremo del defecto, se habrá formado callo óseo a lo largo de toda la fractura, y este callo eventualmente se transformará en tejido óseo sano con el paso del tiempo. La principal diferencia entre la ingeniería de tejidos y los procesos de distracción y transporte es que la ingeniería de tejidos no implica desplazamiento de ninguna parte de hueso; sino que el fijador tiene como propósito alinear dichas partes del hueso defectuoso evitando así su movimiento para que una vez reparado el defecto óseo el hueso preserve su forma original. Por otro lado, los procesos de distracción osteogénica y de transporte óseo implican ambos movimiento de alguna parte del hueso. La diferencia entre estos dos procesos es que la distracción está orientada al alargamiento de huesos, siendo incluso la fractura provocada de forma artificial (osteotomía), mientras que el transporte se emplea para reparar defectos que requieran regeneración del hueso debido a su tamaño. En la distracción, una vez realizda la osteotomía se separan las dos partes resultantes de esta, mientras que en el transporte óseo es un pequeño fragmento de hueso el que se desplaza a lo largo de la fractura permaneciendo las otras partes del hueso fijas. 1.2 Tecnologías para lo monitorización con fijadores externos Las tecnologías para la reparación de defectos óseos requieren un fijador externo. Un fijador externo es un elemento que permite mantener la rigidez y la posición de las partes resultantes de la fractura u osteotomía, con el propósito de asegurar la correcta alineación de los segmentos del hueso, para lograr que durante y tras la reparación, el hueso no cambie su forma original. A lo largo de los últimos años se han presentado numerosos fijadores para la distracción con diferentes tecnologías para monitorizar las fuerzas y elementos mecánicos. Ya a principios de siglo, la distracción osteogénica para la reparación de defectos óseos era ampliamente utilizada [10]. A modo de ejemplo, el fijador presentado en [10] tenía una construcción muy parecida a la del fijador objeto de este trabajo (Ilizarov), siendo la mayor diferencia entre ambos la tecnología para medir las fuerzas. En el caso de [10] se empleaban transductores de desplazamiento, mientras que en el diseño en el que se basa este trabajo se utilizaron células de carga. Otras tecnologías para la monitorización de las fuerzas incluyen galgas extensométricas [9], que son dispositivos capaces de medir esfuerzos mecánicos a partir de cambios en la resistencia eléctrica de un material, fenómeno denominado efecto piezoeléctrico [6] e incluso métodos no invasivos para la medición de la rigidez del callo como los ultrasonidos [9]. El fijador que se va a optimizar en este trabajo monitoriza las fuerzas empleando células de carga que se colocan en las barras que unen los dos aros. 1.3 Estimulación de la regeneración mediante vibraciones Existen estudios [15], [3] que confirman que el uso de vibraciones de baja amplitud y alta frecuencia favorecen la regeneración del hueso tras la fractura, así como las propiedades biomecánicas del callo formado [15]. En el estudio [13] se pretendía comprobar la hipótesis de que aplicar vibraciones de pequeña amplitud y alta frecuencia, por sus siglas en inglés LMHFV (Low Magnitude High frequency Vibrations), era capaz de estimular la curación de una fractura en hueso osteoporótico interviniendo en la “expresión de los genes” [13] (producción de proteínas vitales a partir de la información genética) que regulan los procesos de producción de cartílago (condrogénesis [13]), hueso (osteogénesis [13]) y aquellos genes que intervienen en el proceso de remodelación ósea, que como se explicará en el capítulo segundo, es el proceso que permite la transformación de un callo óseo en tejido óseo sano y formación de canal medular. En el otro estudio referenciado ([15]), se tomaron 63 ovejas con una fractura en el metatarso, y se distribuyeron de forma aleatoria en 7 grupos: un grupo de control al cual no se le aplicaría el tratamiento con vibraciones, un grupo cuyas fracturas serían tratadas mediante vibraciones contínuas durante todo el período, y cinco grupos a los que se les aplicarían las vibraciones de forma intermitente durante períodos de 1, 3, 5, 7 y 3 14 días. Como resultado, obtuvieron que los individuos que habían recibido vibraciones contínuas durante todo el estudio y los del grupo de vibraciones intermitentes en períodos de 7 días presentaban una mayor concetración de elementos que favorecen la curación de la fractura y regeneración del hueso, Ca y P [15]. Debido a que el uso de vibraciones de baja amplitude y alta frecuencia favorece los procesos de regeneración ósea, el capítulo 5 de este trabajo se centrará en comparar diferentes tecnologías de actuadores que pueden ser utilizadas para generar vibraciones, y seleccionar aquella que sea más adecuada para su implementación en un fijador. 1.4 Diseño del fijador original Para entender el objetivo y justificación de los cambios en el diseño del fijador que se presentan en este trabajo, es necesaria una descripción del diseño de partida del fijador. Dicho diseño se describirá en esta sección. La figura 1.1 muestra un esquema sencillo del fijador, y la figura 1.2 una fotografía real del mismo, con las células de carga ya instaladas. Los cables vistos en esta última imagen son los cables de salida de las diferentes células de carga. Imagen 1.1 extraída de [4], imagen 1.2 extraída de [6]. Figura 1.1 Componentes del fijador. Figura 1.2 Fotografía real del fijador. Las partes referenciadas en la figura 1.1 son: (a) aros, (b) pines de Schanz (c) barra fija, (d) barra móvil, (e) célula de carga de barra móvil, (f) pines de Steinmann, (g) zona del callo, (h) fragmento de hueso transportado [6] Y se explican las más relevantes a continuación. 1.4.1 Aros Los aros son dos piezas metálicas situadas en la parte superior e inferior del fijador. Su objetivo es la sujeción de las barras, tanto fijas como móviles, así como de los pines que permiten el anclaje del fijador a cada fragmento óseo manteniendo así la rigidez del sistema. Los aros están formados por dos piezas separables que permiten su colocación en la pata del animal durante la cirugía. La sujeción de los pines al aro se hace mediante abrazaderas unidas al mismo por medio de tornillos de métrica 3. Cada aro posee dos huecos semicirculares de 11mm de diámetro para la colocación de las barras fijas, las de menor tamaño, y otros dos huecos semicirculares de 18mm de diámetro para la colocación de las barras móviles. La figura 1.2 muestra una vista de planta del aro donde se pueden observar los huecos para las barras y los agujeros que permiten la colocación de las abrazaderas de los pines, así como las partes superior e inferior del aro cuya separación permite la instalación del fijador en la pata del animal durante la cirugía. Figura 1.3 Esquema del aro del fijador 1.4.2 Barras fijas Las barras fijas son las de menor tamaño en el fijador. Constan de dos partes diferenciadas; un sistema aislador de momento que contiene una célula de carga, y dos piezas que mediante su unión al sistema anterior permiten su colocación en el aro. El sistema aislador de momento se explicará en un apartado siguiente. 5 Figura 1.4 Esquema de las barras fijas 1.4.3 Barras móviles La denominación de barra móvil hace referencia a que dichas barras son las que permiten el desplazamiento del segmento que genera el callo en el caso del transporte óseo, o la separación de los aros (y con ello de las dos partes del hueso que se va a alargar) en el caso de la distracción osteogénica. Este desplazamiento tiene lugar gracias a un sistema de tuerca y rosca. Para el caso del transporte, al girar la tuerca sobre la rosca, la estructura que sujeta los pines de Steinmann [6] (f en la figura 1.1, 2 en la figura 1.4) se desplaza hacia arriba o hacia abajo, según el sentido de giro, y con ella el segmento óseo que sujetan dichos pines consiguiendo así la formación de nuevo callo a lo largo de la fractura. Cuando se ha logrado el desplazamiento deseado, se instala un tope en esta pieza logrando que la rosca no continúe girando y desplazando el fragmento óseo. Para un proceso de distracción, el sistema de tuerca y rosca debe conseguir la separación de los aros. Esto se realiza mediante un tornillo insertado en el interior de la tuerca, que con el movimiento de esta sobresale del interior de ella, y al estar sujeto al aro gracias a una pieza cilíndrica, conseguirá la separación entre ambos aros y con ello la separación entre las dos partes resultantes de la osteotomía. Figura 1.5 Fijador instalado en la pata del animal. En la anterior figura, extraída de [5], se pueden observar tanto los aros descritos anteriormente, ya ensamblados (se aprecian los tornillos que unen ambas partes cuya separación permite su instalación en la pata del animal) con los pines colocados en las abrazaderas (3,4) y ya insertados en la pata de la oveja. También se puede apreciar el sistema de rosca y tuerca de las barras móviles (5 en la figura 1.4). El tope anteriormente mencionado está instalado, pudiendo apreciarse como el tornillo en la pieza 5 choca contra él impidiendo que la tuerca continúe girando, ya que si lo hiciera podría provocar un desplazamiento excesivo. Además de este sistema, cada barra móvil cuenta con dos sistemas aisladores de momentos conteniendo una célula de carga cada uno, en total 2 células por cada barra. 1.4.4 Células de carga. Una de las maneras de monitorizar la formación del callo durante la distracción es midiendo su rigidez. Para ello, se deben realizar medidas de fuerza empleando células de carga, ya que cuanto más maduro es el callo mayor es su rigidez y por tanto mayor es su resistencia a ser deformado, ya sea mediante la separación de los aros en el caso de la distracción, o mediante el movimiento del fragmento óseo en el caso del transporte. Adicionalmente, se puede medir la rigidez del callo sin necesidad de excitar el sistema mediante los desplazamientos recién mencionados, por medio de la marcha del animal. Al marchar el animal, el peso de este provoca una compresión entre los aros, siendo las barras y el callo los que se reparten la carga, permitiendo así determinar la rigidez del callo. Mediante plataformas de fuerza, se puede medir la reacción sobre el suelo; gracias a las células de carga podemos determinar la fuerza que absorbe el fijador, que será menor a la fuerza de reacción antedicha, ya que una parte de ésta la absorberá el callo. Restando la fuerza de reacción sobre el suelo medida en la plataforma menos la fuerza medida en el fijador, podemos determinar la fuerza que ha absorbido el callo y con ello su rigidez. En el fijador original se colocan dos células por cada barra móvil y una por cada barra fija [5], haciendo un total de 6 durante la fase de distracción. Dado que no es posible esterilizar las células, ya que eso requeriría temperaturas que estos sensores no son capaces de soportar, se colocan en sus respectivas barras una vez la herida de la cirugía se ha cerrado evitando así infecciones [5]. El sistema de adquisición de fuerzas del fijador consta de un transductor (células de carga), un ordenador y un sistema de acondicionamiento de señal y conversión A/C [6]. Los datos obtenidos por las células se visualizan y registran en un ordenador para su posterior análisis y/o tratamiento [6]. Las células de carga empleadas en el diseño del fijador original miden esfuerzos axiles, tanto de tracción como de compresión, y se ven afectadas por esfuerzos de flexión, causando estos últimos un problema cuya solución para el fijador optimizado se explicará con más detalle en el capítulo 5 de este trabajo. 1.4.5 Sistema de aislamiento del momento flector En un diseño anterior al tratado en este capítulo, las células de carga proporcionaban medidas erróneas e incluso llegaban a romperse debido a los esfuerzos de flexión que originaba el movimiento del animal [5]. Para solucionar este problema se implementó un sistema que lograba aislar los momentos flectores a los que estaba sometida la barra de la célula de carga alojada en su interior. El esquema de dicho sistema se muestra en las figuras 1.4 y 1.5, y una imagen real del sistema ya ensamblado en la figura 1.6. Imágenes extraídas de [5]. 7 Figura 1.6 Sistema aislador de momento flector. Figura 1.7 Piezas del sistema de aislamiento de momento flector original 14 3 OBJETIVO Y MOTIVACIÓN El objetivo del presente trabajo es la mejora del diseño del fijador presentado en el apartado de introducción. Los principales problemas que tenía el diseño original eran: • Los esfuerzos de flexión afectan a las células de carga que empleaba el fijador, haciendo menos fiables sus medidas, e incluso llegando a romperlas si el esfuerzo era lo suficientemente grande. Esto requería un sistema de aislamiento de momentos que era complejo de ensamblar y cuyo diseño requería bastantes piezas. • El sistema de aislamiento de momentos flectores original descrito en el capítulo introductorio dificultaba en gran medida la colocación de las células, ya que estas debían meterse a través de un hueco de pequeñas dimensiones para poder roscarse. Además, el propio cableado de la célula, que no podía ser retirado para facilitar su instalación, complicaba aún más la operación de colocación de la célula de carga, impidiendo que fuera roscada directamente en su lugar. • La colocación del fijador en la pata del animal durante la cirugía era complicada. Esto es debido a que había que insertar varios pines (ver figura 1.1, figura 1.4) en el hueso de la oveja, y había que unir dichos pines al aro de forma que el fijador quedara bien sujeto a la pata. Las abrazaderas que se encargaban de unir los pines al hueso del animal eran de un tamaño bastante reducido, por lo que su colocación en el quirófano era difícil, especialmente para el personal sanitario que no tiene experiencia en ensamblar sistemas mecánicos parecidos. El capítulo 4 del documento se centrará en explicar y proponer una mejora para la solución del problema de la flexión empleada en el diseño original. En este diseño de partida se aislaron las células de carga de los esfuerzos de flexión mediante un conjunto de piezas que lograban la absorción de dichos esfuerzos por un tubo de bronce logrando que no se transmitieran a las células evitando así errores en la medida y posibles daños a la misma. La solución propuesta en el capítulo 4 elimina por completo ese sistema aislador del momento simplificando así la construcción y ensamblamiento de las barras. Habiendo visto en el capítulo introductorio que los tratamientos con vibraciones favorecen la curación de una fractura incluso en la fase de remodelado, se ha dedicado el capítulo 5 a estudiar 3 tecnologías propuestas para la producción de vibraciones en el fijador, analizando sus ventajas e incovenientes, así como estimando las fuerzas necesarias que debe ser capaz de producir el actuador para ser posible su uso durante un determinado periodo de tiempo. Al sustituir el anterior sistema aislador de momento por una solución más simple, debieron hacerse cambios en el diseño del fijador. Estos cambios en el diseño deben garantizar que el nuevo fijador pueda ser utilizado tanto para la distracción osteogénica como para la ingeniería de tejidos. El capítulo 6 explicará y mostrará los cambios en las piezas del fijador original, tanto las modificaciones en las barras debidas a la sustitución del sistema aislador de momento por las nuevas células, como una mejora en el sistema de sujeción de los pines en los aros. Se pretende así simplificar la construcción y hacer más sencillo su ensamblaje sin comprometer la funcionalidad del fijador ni la posibilidad de usarlo tanto en procesos de reparación de defectos (ingeniería de tejidos) como de alargamiento de huesos (distracción osteogénica). En conclusión, se busca: • Una nueva solución al problema de la flexión en las células de carga que simplifique la construcción del actual fijador. • Estudiar las principales tecnologías de actuadores y seleccionar la más adecuada para esta aplicación • Optimizar el diseño del fijador adaptando aquellas piezas que deban ser modificadas, principalmente las barras, cuyo diseño cambiará al no ser necesario el sistema aislador de momento, y proponer un nuevo sistema de sujeción para los pines de los aros con el objetivo de tener menos piezas y tornillos para faciltiar su instalación. 15 16 4 OPTIMIZACIÓN DE SENSORES DE FUERZA l primer problema que se debía corregir en el modelo del fijador original era la aparición de esfuerzos de flexión que falseaban la medida de fuerza axial y podían llegar a romper la célula siendo necesario remplazarla para continuar con la monitorización de fuerzas. Como se explicó en el capítulo de introducción, El modelo original ya contemplaba este problema empleando un sistema que lograba que el esfuerzo de flexión al que estaba sometida la barra que alojaba la célula de carga se transmitiera en un grado mucho menor a la misma que si estuviera instalada directamente en el interior de la barra. Recordando el capítulo introductorio, este diseño para aislar las células de carga de los esfuerzos de flexión funcionaba haciendo que dichos esfuerzos que actuaban sobre la barra se transmitieran desde el exterior de la misma hasta una pieza cilíndrica interior por medio de juntas tóricas. Estos esfuerzos no se transmitían desde esta pieza interior hasta la célula debido a que la unión entre ambas era mediante rótulas (momento flector nulo). El principal problema que presentaba este sistema es la gran complejidad de este (más de 5 piezas de pequeño tamaño) haciendo difícil su ensamblaje. 4.1 Simplificación y mejora del Sistema mediante célula de carga específica Un sistema más sencillo al anterior que permitiera simplificar tanto la fabricación como el ensamblaje y que a su vez fuera más efectivo mejoraría enormemente el fijador original. Las alternativas que se presentaban eran diseñar un nuevo sistema de aislamiento de momento flector que fuera más sencillo que el original, pero sin perder eficacia; emplear células de carga que permitieran medir el momento flector para así poder eliminar su contaminación en la medida del esfuerzo axial, o emplear células de carga que midieran únicamente esfuerzos axiales (como en el sistema original) pero que no vieran afectada su medida por esfuerzos de flexión. Dado que el sistema original ya había sido estudiado y probablemente hubiera poco margen de mejora desde el punto de vista mecánico, el trabajo se centró en las dos últimas alternativas. Las células de carga multidireccionales presentaban dos problemas principalmente: • Su precio era demasiado elevado para el presupuesto disponible, pudiendo alcanzar los 5000€ por unidad. Teniendo en cuenta que se necesitará al menos 1 célula por cada barra, el precio llegaría a los 20000€ superando enormemente el presupuesto (10000€) • Muchas de ellas tenían una forma muy diferente a las células empleadas en el fijador original o tamaños demasiado elevados, por lo que su implementación requeriría grandes cambios en el diseño de las barras impidiendo así la reutilización de varias piezas del fijador original. Las conclusiones anteriores sobre las células de carga multidireccionales son fruto de la consulta de varios modelos en diferentes proveedores. A continuación se muestran dos modelos de células de cargas multidireccionales y los motivos por los que no son adecuados para esta aplicación. Modelo Interface 6A40B 𝐹 𝑥 máxima 500N 𝐹 𝑦 máxima 500N 𝐹 𝑧 máxima 2000N 𝑀𝑥 máximo 20Nm E 17 𝑀𝑦 máximo 20Nm 𝑀𝑧 máximo 40Nm Diámetro 60mm Altura 40mm Precio estimado 5000€ p.u Tabla 4.1 Modelo 6A40B Modelo Amti AD2.5D 𝐹 𝑥 máxima 125N 𝐹 𝑦 máxima 125N 𝐹 𝑧 máxima 1000N 𝑀𝑥 máximo 30Nm 𝑀𝑦 máximo 30Nm 𝑀𝑧 máximo 15Nm Diámetro 63.5mm Altura 63.5mm Precio estimado 5000€ p.u Tabla 4.2 Modelo AD2.5D Como se ve en las tablas anteriores, las células de carga multidireccionales que puedan medir un rango de fuerzas axiales apropiado para nuestra aplicación (1kN, representado por 𝐹 𝑧 en las tablas) poseen un gran tamaño en comparación con el diámetro de las barras, que es 11mm en el caso de las barras fijas y 18mm en el caso de las móviles, lo cual haría muy difícil su instalación en el fijador sin grandes cambios en el diseño. Adicionalmente, muchas de las medidas que estas células ofrecen no resultan de utilidad, por ejemplo, las fuerzas 𝐹 𝑥 y 𝐹 𝑦 no son fuerzas axiales en la dirección de la barra, y no son necesario medirlas, por lo que se estaría empleando un tipo de células de carga del cual no se aprovecha todo su potencial. Adicionalmente, el hecho de emplear una célula de carga multidireccional con el objetivo de evitar errores en la medida a causa del momento flector implicaría también la necesidad de elegir un modelo que resistiera dicho momento, ya que como se ha indicado anteriormente el problema de los esfuerzos de flexión radica no solo en los errores en la medida de esfuerzo axil, sino también en los daños ocasionados a las células por estos. La solución por la que se ha optado finalmente, tras haber investigado varios modelos y tipos de célula, es emplear células de carga que si bien solo miden esfuerzos axiales (tracción y compresión) al igual que las del diseño original, su medida no se ve afectada por esfuerzos de flexión. De este modo, las características que debe reunir el modelo a escoger son las siguientes: 18 • La medida de las fuerzas axiales y la funcionalidad de la célula no debe verse afectada por esfuerzos de flexión • Debe tolerar y medir de forma fiable fuerzas del orden de nuestra aplicación de 0N a 1kN. Con la experiencia del anterior fijador, se sabe que los mayores esfuerzos sobre este tienen lugar cuando hay impactos con el suelo, pero el valor de las fuerzas que actúan sobre este aún en caso de impacto es siempre menor a 1kN, por lo que un buen valor de diseño para asegurarnos de que tanto las medidas fueran precisas (a mayor rango de medida menor precisión) como de que las células no iban a resultar dañadas durante los experimentos es 1kN. • Preferiblemente debe disponer de 3 cables (salida amplificada) de manera que sea más sencilla su implementación desde el punto de vista de la electrónica, ya que las células de carga del modelo original disponían del mismo sistema. Las dos opciones mas frecuentes en el cableado de las células de carga son el sistema de 3 cables (salida amplificada) y el sistema de 5 cables, es decir, salida directamente del puente de Wheatstone, que es un puente resistivo de 4 nodos mediante el cual trabaja la gran mayoría de las células de carga. El fijador original empleaba el sistema de salida amplificada, por lo que un modelo de células con dicho sistema minimizará en gran medida los cambios en la electrónica. • Debe tener un coste que se adapte al presupuesto (10000€ en total, 2500€ por célula) Tras realizar una búsqueda en varios proveedores, se encontró una célula que se ajustaba a los requerimentos anteriores: la serie 8431 de Burster. Esta serie tiene modelos que permiten medir fuerzas máximas que varían entre 5N y 100kN. Se optó por estudiar la viabilidad del modelo que mide fuerzas máximas de 1kN ya que, como se ha indicado anteriormente, incluso habiendo impactos con el suelo, la fuerza máxima sobre la célula de carga no sobrepasará dicha magnitud. La siguiente table reune las características fundamentales del modelo. Cabe destacar que es importante el hecho de que la célula seleccionada sea capaz de medir tanto esfuerzos de tracción como de compresión, ya que durante la distracción el desplazamiento del fragmento óseo puede tener lugar en las 2 direcciones, generando esfuerzos de sentidos opuestos en cada caso, que es necesario medir. Modelo 8431-6001 Rango de medidas 0-1kN Diámetro 25.4mm Altura 44.6mm Fuerzas medidas Axiales (tracción y compresión) M máximo admisible 40% de la fuerza total × 25mm Precio estimado 1218€ p.u Tabla 4.3 Características del modelo seleccionado 4.2 Comprobación del esfuerzo de flexión máximo Como se vió en la tabla 4.3, el momento flector máximo admisible por la célula seleccionada es el 40% de la fuerza total sobre la célula de carga multiplicado por una distancia hipotética de 25mm. Esta distancia, no corresponde a ningún parámetro de medida del fijador; es una distancia que proporciona el fabricante para comprobar que los momentos que va a soportar la célula en la aplicación para la que sea usada no supera un valor límite. Para un valor de fuerza máxima de 1kN; el valor de diseño empleado que corresponde a un valor 19 que no se superará incluso en caso de impactos, obtenemos un valor de M máximo admisible de 10kN‧mm, calculado de la siguiente manera: 0.4‧25𝑚𝑚‧1𝑘𝑁 =10𝑘𝑁‧𝑚𝑚 Por tanto, se debe garantizar que el momento flector máximo en las barras no supere el valor de 10kN‧mm para garantizar la fiabilidad de las medidas y la integridad de la célula de carga. A continuación se describen los procesos de comprobación realizados para confirmar que las células son válidas de acuerdo con lo recién establecido. 4.2.1 Comprobación mediante modelo de barra biapoyada El primer método que se empleó para comprobar la restricción anterior, fue suponer que cada barra se comportaba como una viga biapoyada de forma que tuviera total libertad de giro en sus extremos, sometida a dos momentos flectores iguales de valor 𝑀𝑒. El valor de 𝑀𝑒 se calcula suponiendo que cada una de las cuatro barras absorbe una cuarta parte de la fuerza total ejercida sobre el hueso (0.25kN). La figura 3.2 ayuda a calcular el valor de 𝑀𝑒. Figura 4.1 Plano de los aros La figura anterior nos permite calcular el valor de 𝑀𝑒 ya que nos proporciona la distancia desde el centro del aro, que es donde está situado el hueso y, por tanto, donde se aplicará la fuerza. Como se ve en la figura 1.1, las barras fijas están situadas en los huecos de 11mm en los extremos del aro, y las barras móviles en los de 18mm. De este modo, suponiendo que la fuerza se aplique en el centro del hueso, esto es, en el centro del aro, de forma que genere un momento flector igual para cada tipo de barra (un valor de 𝑀𝑒 para las barras fijas y 20 otro para las móviles), podemos determinar que la distancia entre el punto de aplicación de la fuerza y las barras vale: • Barras fijas: 116𝑚𝑚 2=58𝑚𝑚 • Barras móviles: 105𝑚𝑚 2=52.5𝑚𝑚 Por lo que los momentos 𝑀𝑒 son: • Barras fijas: 1 4× 1𝑘𝑁 ×58𝑚𝑚 =14.5𝑘𝑁𝑚𝑚 • Barras móviles: 1 4× 1𝑘𝑁 ×52.5𝑚𝑚 =13.125𝑘𝑁𝑚𝑚 El cálculo anterior se ha realizado suponiendo que la fuerza aplicada en el hueso, de valor 1kN, se reparte de forma equitativa entre las 4 barras, es decir, que cada barra recibirá un cuarto de dicha fuerza total. Figura 4.2 Barra biapoyada sometida a dos momentos iguales de sentido opuesto La figura 3.4 representa el modelo que se ha usado como primera comprobación de la validez de las células de carga. La expresión del momento flector a lo largo de la barra cuando los momentos en los extremos tienen el mismo sentido es: 𝑀𝑥= − 𝑀𝑎 𝑙(𝑙 − 𝑥)+𝑀𝑏𝑥 𝑙 ( 4.1) 𝑀𝑎 y 𝑀𝑏 son los momentos en cada extremo, que en nuestro caso son de igual valor (𝑀𝑒) y de sentido opuesto. Esto es debido a que, con el acercamiento o alejamiento de los aros, las barras tenderán a doblarse hacia fuera o hacia dentro respectivamente, pero ambos extremos en la misma dirección. Desarrollando la ecuación anterior llegamos a la siguiente expresión: 𝑀𝑥= −𝑀𝑎+𝑀𝑎𝑥 𝑙+𝑀𝑏𝑥 𝑙 (4.2) Sustituyendo para nuestro sistema teniendo en cuenta que los momentos en los extremos tienen sentido opuesto obtenemos 𝑀𝑥= −𝑀𝑒+𝑀𝑒𝑥 𝑙−𝑀𝑒𝑥 𝑙 (4.3) 𝑀𝑥= −𝑀𝑒 (4.4) Llegando a la conclusión de que el momento flector a lo largo de toda la barra es constante y de valor igual al de los extremos, por tanto, se concluye que el momento flector máximo para cada tipo de barra es: • Barras fijas: 14.5kN‧mm • Barras móviles: 13.125kN‧mm 21 Superando ambas el valor límite de 10kN‧mm. Una vez se llegó a este resultado, la selección de las células podía tomar dos direcciones: la primera opción era optar por un modelo de la misma serie con un mayor rango de medidas, que implicaría mayor resistencia a los momentos flectores, y la segunda era volver a realizar la comprobación, pero en lugar de usar un modelo tan conservador como el de la barra biapoyada, emplear un modelo que tuviera más en cuenta la morfología del fijador, esto es, lugares de aplicación de las fuerzas, condiciones de contorno (apoyo con el suelo), geometría de los aros y las barras, etc. Dado que optar por un modelo con un rango de medidas mayor implicaría renunciar a parte de la precisión en la medida, se decidió hacer una segunda comprobación. 4.2.2 Comprobación empleando un modelo de elementos finitos Aún no habiendo cumplido con el límite empleando el modelo de la barra biapoyada, no podíamos descartar la validez de la célula de carga ya que dicho modelo es muy conservador y proporciona unos esfuerzos de flexión en la barra mucho mayores a los que tendrían lugar en el fijador real. El motivo por el que el modelo de la barra biapoyada no es del todo fiel a la realidad, es que otorga libertad total de giro a la barra en sus extremos, lo cual no es realista ya que los aros que soportan las barras no permiten dicha libertad de giro. Cada barra, ya sea fija o móvil, está unida al aro mediante una abrazadera, por lo que los extremos de la barra no tendrán libertad total de giro, sino que esta libertad estará condicionada por la rigidez de los aros. Teniendo esto en cuenta, se procedió a una segunda comprobación más acorde con la realidad empleando un modelo de elementos finitos. 4.2.2.1 Creación del modelo 3D El primer paso para la comprobación mediante el método de los elementos finitos es la creación de un modelo 3D que pueda utilizarse en un software de elementos finitos para analizar los esfuerzos en la estructura. El modelo se consistió en una estructura similar al fijador que constaba de dos aros, cuatro barras de las cuales dos tenían un diámetro de 11mm representando las barras fijas de menor tamaño y las otras dos con un diámetro de 18mm que corresponde al de las barras móviles del fijador real. Asimismo, los aros superior e inferior están unidos mediante pines de diámetro 4mm a dos barras que representan el hueso de la pata de la oveja. De este modo, la parte del hueso unida al aro inferior será el apoyo de la estructura y la parte unida al aro superior será donde se aplicará la fuerza de compresión máxima previsible de 1kN. 22 Figura 4.3 Modelo 3D para el análisis mediante elementos finitos 4.2.2.2 Implementación del modelo en Ansys Una vez creado el modelo 3D, se procedió al análisis de tensiones mediante el método de los elementos finitos empleando la herramienta Ansys. En primer lugar, se definió el material del que está hecha la estructura, en nuestro caso se empleó aluminio que es el material del que está construido el fijador real. A continuación, se definió el apoyo (A, parte inferior del hueso, representando la pata apoyada en el suelo) y la fuerza aplicada (B, compresión de 1kN en la parte superior del hueso, que como se mencionó anteriormente es la máxima fuerza prevista en caso de impacto con el suelo en base a medidas en ensayos anteriores) como se muestra en la figura 3.5. Este nuevo planteamiento se aproxima mucho más a la realidad del fijador, ya que en lugar de calcular el momento máximo empleando el modelo de una viga biapoyada, este modelo permite tener en cuenta la transmisión de los esfuerzos por todo el fijador, así como el lugar donde realmente se aplica la fuerza (hueso del animal) y su condición de contorno (pata apoyada en el suelo). 23 Figura 4.4 Condiciones de contorno del modelo de elementos finitos Por último, se procedió al mallado (figura 3.6) y cálculo de las tensiones en el fijador (figura 3.7). El menor tamaño del mallado en las barras con respecto a los aros nos permitirá calcular de forma más precisa las tensiones de flexión en las mismas, ya que el objetivo es calcular el momento máximo en las barras, que es donde se instalan las células de carga. Figura 4.5 Mallado del modelo 30 concreto haciendo referencia al artículo [15], el tratamiento con vibraciones de forma continuada favorece algunos mecanismos de regeneración del hueso, haciendo deseable el uso del actuador durante el tiempo más prolongado possible. Lógicamente, a partir de las 6 semanas tras la cirugía, el rapido aumento en la rigidez obligará a dejar de usar el actuador debido a la potencia limitada que se puede conseguir con un actuador con un tamaño adecuada para su implementación Para lograr un desplazamiento de 1mm en el callo, que es la amplitud deseada de las vibraciones, se deberá ejercer una fuerza de K‧1 kN según la figura 4.1. Dependiendo del resultado de ese cálculo, el actuador nos permitirá aplicar las vibraciones más o menos tiempo dependiendo de la fuerza máxima que sea capaz de aplicar. A modo de ejemplo, un actuador capaz de ejercer una fuerza de 0.1kN, si la amplitud de las vibraciones es de 1mm, podría ser utilizado durante aproximadamente los primeros 20 días tras la cirugía, ya que, a partir de ese momento, la rigidez del callo haría imposible su desplazamiento con ese actuador, a menos que se redujera la amplitud de las vibraciones, por otra parte, si se empleara un actuador que pudiera ejercer una fuerza de 0.2kN, para la misma amplitud el tiempo de uso aumentaría hasta los 30 días. La tabla 5.1 recoge algunos valores de amplitud, fuerza y tiempo estimado de uso del actuador. Amplitud de la vibración (mm) Fuerza máxima del actuador (kN) Tiempo de uso del actuador (días) 1 1 40 1 0.1 20 0.5 1 50 0.5 0.1 25 Tabla 5.1 Relación entre amplitud, fuerza máxima y tiempo de uso De este modo, no es necesario encontrar un actuador que sea capaz de producir las vibraciones de la amplitud deseada durante todo el ensayo, ya que eso requeriría enormes fuerzas a partir de los 40 días, y el tamaño necesario para un actuador de tal potencia, así como la tensión de alimentación, haría inviable su implementación en el fijador. Más bien se trataba de encontrar un actuador de tamaño compacto, que fuera capaz de producir las vibraciones de 1mm de amplitud durante las primeras 2 o 3 semanas tras la cirugía. 5.2 Tecnología de vástago y bobina. El principio de funcionamiento de los actuadores magnéticos de vástago y bobina es el siguiente: aplicando una corriente a una bobina se crea un campo magnético en su interior que atrae un vástago metálico desplazandolo en la dirección del campo. Cuando la corriente deja de aplicarse el vástago vuelve a su posicion original, ya que el campo magnético en el interior de la bobina desaparece. Esta tecnología presenta algunos problemas que comprometen la viabilidad de la misma para esta aplicación: • Dejar de aplicar la corriente a la bobina deja libre el vástago, por lo que quedaría una pieza que o bien requeriría sujeción o bien quedaría suelta, lo cual es un problema ya que las ovejas al andar o mover la pata por algún otro motivo, harían oscilar el vástago metálico produciendo impactos en el fijador. Una posible solución a este problema sería diseñar alguna pieza que suejtara el vástago cuando el actuador no está en funcionamiento, pero esto requiere complicar el diseño del fijador y añadiría más piezas que ensamblar a la hora de la instalación en la pata del animal, lo cual contradice uno de los objetivos 31 fundamentales del trabajo, que es simplificar la instalación. • Requieren altas tensiones para producir fuerzas del orden que se necesitan en nuestra aplicación, haciendo más complicada la electrónica del sistema o directamente inviable. La siguiente tabla muestra datos sobre algunos actuadores electromagnéticos encontrados: Modelo Amplitud de la vibración (mm) Fuerza máxima del actuador (N) Voltaje de operación (V) Longitud (cm) 1 15 70 110 (DC) 12.4 2 10 45 12 (DC) 60 3 25 22 12 (DC) 80 Tabla 5.2 Comparativa entre actuadores electromagnéticos Como se puede observar, este tipo de actuadores se suelen centrar más en producir amplitudes relativamente grandes en comparación con las que nuestra aplicación necesita, y fuerzas pequeñas. El modelo 1 de la tabla anterior, que es el que más se acerca a la fuerza de 0.1kN que como se indicó anteriormente permite su uso durante un período de unos 20 días tras la cirugía, que es un período relativamente largo (3 semanas) pero en el que la rigidez del callo aún es pequeña, requiere una tensión de alimentación de 110V, lo cual hace muy complicada su aplicación desde el punto de vista eléctrico, concretamente haría necesaria una fuente de alimentación específica. Adicionalmente, su tamaño es muy grande para esta aplicación; a modo de ejemplo la distancia de diseño entre los aros es de aproximadamente 70mm, y la longitud de ese actuador es mayor que dicha distancia, haciendo muy complicada una eventual instalación de este. 5.3 Tecnología piezoeléctrica La tecnología piezoeléctrica consiste en un material que es capaz de deformarse cuando se le aplica una determinada tension (efecto piezoeléctrico). La deformación del material se aprovecharía para desplazar el callo. Una vez se deja de aplicar la tension, el material vuelve a su estado original. La figura 4.2 muestra un esquema del funcionamiento de un actuador piezoeléctrico. 32 Figura 5.2 Material piezoeléctrico en su estado normal y deformado Debido a que el material piezoeléctrico actuaría directamente sobre el callo, es decir, sin ningún mecanismo, la fuerza que debe generar es igual a la rigidez del callo multiplicada por la amplitud de las vibraciones. Esta tecnología, a pesar de parecer atractiva en un principio, se descartó ya que está orientada fundamentalmente a aplicaciones que requieren fuerzas y desplazamientos muy pequeños. Su aplicación más popular actualmente es la de sensores de contacto y pulsadores, por lo que resultaría muy complicado encontrar un actuador de esta tecnología que fuerza capaz de generar fuerzas del orden de 0.1kN para poder usarlo durante un tiempo razonable, e incluso si se encontrara, requeriría voltajes muy elevados que complicarían enormemente la electronica del fijador. Es interesante saber que realmente el efecto piezoeléctrico consiste en la polarización de un material cuando se le aplica un esfuerzo mecánico que lo deforma, mientras que el efecto contrario que es el que se busca para producer las distracciones, esto es, deformarse al aplicarse una tension eléctrica, es conocido como efecto piezoeléctrico inverso, poniendo de manifiesto que la aplicación más directa de estos materiales es la polarización mediante la deformación [6]. 5.4 Motores paso a paso La tecnología de motor paso a paso nos ofrece dos posibilidades diferenciadas: • Actuador mediante leva • Actuador mediante piñon-corredera Estas dos formas de generar vibraciones mediante un motor paso a paso son las más sencillas desde el punto de vista mecánico, ya que necesitamos transformer un movimiento de rotación, que es el que se produce en el eje del motor paso a paso, en uno lineal correspondiente a las vibraciones, siendo los sistemas de leva y piñóncorredera los más populares para este propósito, por ejemplo, las levas son empleadas en la inmensa mayoría de motores de combustion interna alternativos presentes en una gran variedad de vehículos, para la conversion del movimiento rotatorio de un eje en un movimiento lineal que permite la aperture y cierre de las válvulas. A continuación se estudiarán ambas alternativas y se dimensionará el motor necesario para producir las vibraciones. 5.4.1 Actuador mediante levas Las implementación de levas permitiría convertir el movimiento circular del eje del motor paso a paso en un 33 movimiento recilíneo que provocaría la vibración del callo. La manera de instalar un mecanismo de este tipo en el fijador sería mediante la división de las barras. En lugar de disponerse la barra como una única pieza como se hace en nuestro fijador (ver capítulo de introducción), se dividirían en 2 piezas y se colocaría la leva entre ambas, pudiendo producir las vibraciones. Figura 5.3 Desplazamiento producido por una leva Para dimensionar el motor paso a paso necesario para la implementación de un actuador por levas, se deberá hacer un análisis de fuerzas en la leva. El esquema de las fuerzas que intervienen en el movimiento de la leva se presenta en la figura 4.4 Figura 5.4 Fuerzas y momentos en la leva Siendo: 𝑅𝑥: reacción horizontal en el punto de contacto 𝑅𝑦: reacción vertical en el punto de contacto F: fuerza que debe vencer la leva (rigidez del callo) µF: fuerza de rozamiento T: par del motor paso a paso h: distancia entre el eje y el punto de contacto en la dirección del eje y ρ: distancia entre el punto de contacto y el eje en la dirección del eje x 34 Para hallar el valor de T que debe tener el motor para conseguir el desplazamiento del callo se hace un equilibrio de fuerzas y momentos en el punto O. 𝑅𝑥+ µ𝐹 = 0 (5.1) 𝑅𝑦− 𝐹 = 0 (5.2) 𝑇 − 𝐹𝜌 − µ𝐹ℎ = 0 (5.3) Debido a que el valor de µF es despreciable respecto a F, ya que el contacto entre 2 metales suele tener un coeficiente de rozamiento µ menor a 0.3, podemos simplificar la ecuación 4.3 y dimensionar el valor de T mediante: 𝑇 = 𝐹𝜌𝑚𝑎𝑥 (5.4) Siendo 𝜌𝑚𝑎𝑥 el valor de ρ cuando el punto de contacto está en el extremo de la barra. Si tomamos 𝜌𝑚𝑎𝑥 = 9𝑚𝑚, y F = 1kN (40 días de uso del actuador), necesitaríamos un par motor 𝑇 ≥ 9𝑘𝑁‧𝑚𝑚 = 9𝑁‧𝑚. Para valores de fuerza diferentes, bastaría con multiplicar el valor anterior por el valor de la fuerza deseada en kN. La ventaja más clara de emplear levas para producir las vibraciones es que la frecuencia de estas se controla muy fácilmente cambiando la velocidad de giro del motor, no siendo necesario cambiar el sentido del giro ya que la propia leva debido a su forma elevaría la barra al estar ésta en contacto con su cresta, y la bajaría al estar en contacto con la parte correspondiente al círculo base. 5.4.2 Actuador mediante piñón-cremallera La otra opción para la implementación del motor paso a paso es emplear un sistema de piñón cremallera. La cremallera iría unida a la barra, y el motor paso a paso girando en un sentido o en otro la desplazaría hacia arriba o hacia abajo logrando las vibraciones. La fuerza F que debe vencer el motor es nuevamente la rigidez del callo multiplicada por la amplitud de la vibración necesaria. Figura 5.5 Sistema de piñón cremallera 35 En este caso, el par motor T necesario para generar las vibraciones se calcula mediante: 𝑇 = 𝐹‧𝑅 (5.5) Siendo R el radio del piñón. En nuestro caso, suponiendo un piñón de radio 9mm (la mitad del diámetro de las barras móviles), y una fuerza F de valor 1kN (amplitud de 1mm, 40 días de uso del actuador), obtenemos un par motor de 9N‧m 5.4.3 Conclusiones del motor paso a paso El motor paso a paso se consideró la opción más apropiada de las tecnologías estudiadas debido a la gran oferta existente al ser un elemento muy utilizado en diversas aplicaciones, lo cual nos permite una mayor flexibilidad en cuanto a tamaño, par motor, consumo eléctrico, etc En la siguiente tabla se presentan varios modelos de motor paso a paso y sus características mas relevantes para nuestro caso: Modelo Par motor (N‧m) Voltaje de operación (V) Longitud (cm) Precio aproximado (€) Autonics A4K-M564-S 0.4 24 (DC) 4.85 100 Oriental motor PKP266D14A2 1.5 4.6 (DC) 5.4 80 Oriental motor PKP268D28M 2.3 3.4 (DC) 11.2 150 Tabla 5.3 Comparativa entre motores paso a paso Como conclusión, se observa que los motores paso a paso son una opción bastante económica, con precios alrededor de los 100€, y que permiten el uso del actuador durante 20-40 días. Adicionalmente, se pueden encontrar motores paso a paso en una gran variedad de tamaño, lo cual ayuda a seleccionar un modelo adecuado para ser instalado en el fijador. 36 37 6 OPTIMIZACIÓN DE LAS PIEZAS En este capítulo se explicarán los cambios realizados en las piezas del fijador original. El capítulo se dividirá en tres apartados; uno de ellos para explicar los cambios relativos a la sujeción de los pines de Schanz, que como se vio en el capítulo 1 son aquellos que permiten la sujeción del aro a cada parte del hueso fracturado, y dos apartados para exponer las nuevas piezas que permiten la instalación de las nuevas células de carga, tanto en una configuración para ingeniería de tejidos, que como se explicó en el capítulo introductorio no requiere desplazamiento en ninguna parte del hueso, como en una configuración para distracción osteogénica que si requiere el desplazamiento de los aros para así permitir la separación de las dos partes del hueso al que se le practicó la osteotomía. 6.1 Optimización de la sujeción de pines Como se indicó en el capítulo de introducción, los pines de Schanz, aquellos que unen el aro a cada fragmento de hueso resultante de la fractura, se sujetan al aro mediante unas abrazaderas unidas al mismo. En la figura 5.1 se puede ver uno de los aros con sus correspondientes abrazaderas situadas en su posición correspondiente. Figura 6.1 Sujeción de los pines al aro en el fijador original Como se observa en la figura, el aro posee 4 abrazaderas unidas directamente a él, permitiendo así la unión al de cuatro pines que se introducirán en el hueso de la pata del animal permitiendo la sujeción. Los pines quedan fijos gracias al apriete que produce la abrazadera al atornillarse. La pieza verde con una abrazadera sobre ella corresponde a la sujeción del pin unicortical, que se encuentra en una posición diferente a los otros 4. Esta 38 configuración para la sujeción de los pines es igual en el aro situado en la parte inferior del fijador. Cada abrazadera se une al aro mediante dos tornillos de métrica 3. El principal inconveniente de esta configuración es la dificultad del montaje ya que las 5 abrazaderas de cada aro deben colocarse una a una con dos tornillos por unidad, lo cual dificulta bastante el ensamblaje durante la cirugía, por lo que se buscó una solución que simplificara en la medida de lo posible la sujeción de los pines, sin perder rigidez en el sistema. En un principio se diseñó un sistema de sujeción consistente en dos piezas cubre-aros que se atornillarían al mismo dejando el espacio suficiente en los zócalos donde se colocan los pines (ver figura 6.1, partes que sobresalen de la superficie del aro). Si bien la colocación de dichas piezas es muy sencilla, ya que sus huecos encajan directamente con los zócalos para los pines ya existentes, el hecho de ser una pieza única con forma de aro resulta un inconveniente a la hora de instalarlo en la pata del animal durante la cirugía. Esto ocurre porque, como se indicó en el capítulo introductorio, los aros pueden separarse en dos piezas haciendo que puedan ensamblarse directamente sobre la pata del animal. Si la pieza fuera única, tendría que ser insertada previamente en la pata lo cual dificultaría el proceso de ensamblaje del fijador, a menos que se diseñara un sistema similar al de los aros que permitiera dividir dichas piezas cubre-aros. El principal inconveniente de esta última opción es que añadiría más tornillos y más operaciones a la hora de ensamblar en fijador, y dado que se pretende reducir esa complejidad dicho diseño quedó descartado. Este primer diseño se puede ver en la figura 6.2 Figura 6.2 Primer diseño de la nueva sujeción de pines La solución por la que se optó finalmente fue “separar” el diseño anterior en dos piezas independientes que se colocarán en la parte superior e inferior del aro, en cada una de sus caras. Adicionalmente, el hueco disponible en dichas piezas para la colocación de las barras se hizo más grande con el objetivo de asegurar que no haya colisión entre las nuevas piezas que soportan las nuevas células de carga y las piezas cubre-aros para la sujeción de los pines, dejando así la posibilidad de realizar un acercamiento de los aros en trabajos futuros haciendo el sistema más compacto. Las nuevas piezas se muestran en las figuras 6.3 y 6.4 39 Figura 6.3 nueva pieza para la sujeción de pines (1) Figura 6.4 nueva pieza para la sujeción de pines (2) Con estas nuevas piezas, se aumenta el tamaño de la parte encargada de la sujeción de los pines, facilitando considerablemente su instalación. La métrica de los tornillos de sujeción se ha aumentado, de 3mm (fijador original) a 4mm, proporcionando una sujeción más segura. Por otro lado, la holgura entre la abrazadera nueva y la parte del aro en la que se apoya el pin sigue siendo la misma (4mm), por lo que los pines utilizados hasta el momento podrán seguir siendo empleados en el nuevo diseño, asegurando así la compatibilidad entre las piezas del fijador original y las nuevas introducidas. Para la sujeción del pin unicortical, se ha empleado el mismo sistema que en el fijador original, es decir, utilizando la misma abrazadera, pero cambiando el soporte (pieza verde en la figura 5.1 correspondiente al fijador original). La razón por la cual no se ha diseñado una pieza nueva, es porque se puede adaptar fácilmente el soporte a la nueva sujeción como se explica a continuación, y en segundo lugar para dejar el mayor espacio posible entre el aro y el hueso de forma que su instalación durante la cirugía sea lo mas sencilla 46 Se ha logrado por tanto un diseño del fijador apropiado para la ingeniería de tejidos que elimina totalmente la complejidad del sistema asilador de momento del diseño original al haber reducido tanto el número de piezas a ensamblar como el tamaño de la sujeción de los pines que fijan el fijador al hueso. Esta configuración del fijador permite la medida de fuerzas axiales entre los 2 aros para monitorizar así el proceso de formación de nuevo callo determinando su rigidez como se explicó en el capítulo 5. Debido a que, como se explicó en el capítulo de objetivos, el fijador debe permitir tanto la distracción como la ingeniería de tejidos, se diseñó también un sistema que permite acoplar las nuevas células de carga con el sistema de tuerca y tornillo que permite la separación de los aros y la sujeción de ambos elementos a ambos aros. En el siguiente apartado se describe dicho sistema y se muestran las nuevas piezas diseñadas. 6.3 Instalación de las nuevas células de carga (distracción osteogénica) En primer lugar, se modeló en catia el sistema de tuerca y tornillo que permite la separación de los aros, con el objetivo de poder dimensionar las piezas nuevas que permitirán la instalación de las nuevas células de carga. Figura 6.15 Tuerca y soporte En la figura anterior se puede ver la tuerca que permite el desplazamiento del tornillo que va roscado en su interior y con ello el movimiento de los aros, así como la pieza que sirve de soporte para esta rosca. Seguidamente, se modeló el tornillo que se rosca en el interior de la tuerca anterior. 47 Figura 6.16 Tornillo El tornillo de la figura 6.16 (nuevo diseño) es muy parecido al que se empleaba en el diseño del fijador (distractor) anterior, sin embargo, este nuevo tornillo es de menor longitud. El motivo de este acortamiento en la longitud es que no es necesario separar los aros más de 15mm, mientras que en el tornillo anterior en su estado más extendido respecto a la rosca sobresalía una longitud de unos 25mm, por lo que emplear el tornillo anterior supondría un gasto de espacio innecesario e incluso perjudicial teniendo en cuenta que las nuevas células de carga poseen un tamaño mayor a las anteriores, lo cual haría imposible colocar la célula de carga entre los dos aros mediante un diseño relativamente simple. El tornillo nuevo posee una rosca de métrica 20 y paso 2.5mm en su parte exterior, haciendo posible su roscado en la tuerca, también de métrica 20 y paso 2.5mm. Adicionalmente, en su parte interior posee un agujero pasante, del cual los 8 primeros milímetros poseen una rosca de métrica 14 y paso 2 mm. El propósito de esta rosca interior es permitir ensamblar la pieza que permitirá la sujeción al aro superior, pero solo están roscados los primeros 8 milímetros para asegurar que, una vez instalada la pieza recién mencionada, el sistema quedara fijo y dicha pieza no siguiera enroscándose hacia dentro. A continuación se muestra una imagen del sistema de tuerca y tornillo ensamblado: Figura 6.17 Tuerca y tornillo ensamblados 48 Como aclaración, en la anterior imagen puede parecer que hay un conflicto con los diámetros de la rosca del tornillo y de la tuerca, sin embargo, esto únicamente es debido a la forma de Catia de dibujar las roscas. Ambas piezas poseen una rosca de la misma métrica. Para la sujeción del tornillo con el aro superior, se diseñó la siguiente pieza, consistente en una barra que en su parte inferior tiene un diámetro de 14mm (con rosca de métrica 14 para insertarse en la parte interior del tornillo) y en su parte superior un diámetro de 11mm para permitir su introducción en la abrazadera del aro. Figura 6.18 Tornillo y pieza de sujeción tornillo-aro Llegados a este punto, se tiene el sistema de tuerca y tornillo ensamblado sobre un soporte, y la pieza de unión tornillo-aro. El siguiente paso es diseñar la unión entre la célula de carga, el aro y el resto del sistema. En primer lugar, en la parte inferior de la pieza soporte de la tuerca y el tornillo (ver figuras 6.15, 6.17), se practicó un agujero roscado de métrica 6 y profundidad 11.75mm para permitir que la célula se enrosque por completo (viendo la tabla 6.1, la parte de la célula que se enrosca en el soporte mide aproximadamente 10mm). El agujero roscado en el soporte se puede ver en la figura 6.19. Figura 6.19 Agujero roscado en el soporte de la tuerca Una vez insertada la célula en dicho agujero, se tiene el siguiente montaje: 49 Figura 6.20 Célula de carga insertada al sistema tuerca-tornillo El último paso es el diseño de la pieza que unirá la célula de carga al aro inferior. Dicha pieza consiste en una barra cilíndrica con un agujero roscado de métrica 6 donde se enrosca la célula. El diámetro de dicha barra es de 11mm. Figura 6.21 pieza de unión célula-aro 50 Una vez enroscada esta última pieza en la célula de carga, se dispone ya de de todo el montaje. En la figura 6.22 se puede ver una imagen del mismo. Figura 6.22 Montaje de la nueva barra móvil 51 Finalmente, en la figura 6.23 se muestra el fijador (distractor) completo ensamblado para la distracción osteogénica: Figura 6.23 Ensamblaje completo para distracción osteogénica Este montaje posee una ventaja adicional; entre la célula de carga y el aro inferior, y entre la tuerca y el aro superior existe una holgura total de 10.75mm, lo cual permitirá en futuros proyectos un acercamiento de ambos aros haciendo el sistema más compacto. El montaje conseguido permite la separación de los aros (y con ello de las partes del hueso unidas a ellos) gracias al sistema de tuerca y tornillo. Al desenroscar el tornillo, éste comenzará a sobresalir del agujero interior de la tuerca y, al estar sujeto al aro mediante la pieza de unión tornillo-aro presentada anteriormente, producirá la separación entre ambos aros. Al igual que el anterior montaje para ingeniería de tejidos, este sistema permite medir las fuerzas axiales entre los aros para determinar la rigidez del callo que está siendo generado, gracias a las células de carga. 52 53 7 CONCLUSIONES Mediante este trabajo, se ha conseguido mejorar el diseño del fijador original; las principales mejoras conseguidas se recuerdan a continuación: Se sustituyó el sistema aislador del momento flector que prevenía las células de carga de resultar dañadas por dichos esfuerzos o de proporcionar medidas erróneas por unas células de carga específicamente diseñadas para tolerar dichos esfuerzos y no verse afectada su medida por los mismos. Además de simplificar la instalación de las células en el fijador, se seleccionó un modelo que se adapta muy bien al presupuesto de 10.000€, siendo el coste unitario de 1218€. Se realizó una comparativa entre tres tecnologías propuestas para un actuador que genere vibraciones los días después de la cirugía. Se ha determinado que el motor paso a paso es la tecnología más adecuada para este propósito, siendo sus principales atractivos su tamaño compacto que facilita su implementación en un futuro, la capacidad de generar fuerzas relativamente altas, en rangos de 0.5 a 2.5 kN‧mm aproximadamente, lo cual permite su uso durante varias semanas después de la cirugía, con el consiguiente beneficio para la regeneración ósea. Esta selección sienta las bases para trabajos futuros donde se diseñen los cambios en la construcción para introducir un actuador en el fijador. Se hizo el diseño de un nuevo sistema de sujeción de pines que simplifica el ensamblaje del fijador durante la cirugía a la vez que logra que los pines ya fabricados puedan seguir utilizándose al ser el espacio para su sujeción idéntico al anterior. Se adaptaron las nuevas células de carga seleccionadas al diseño del fijador, mediante la introducción de nuevas piezas que permitieran su sujeción e instalación en el fijador. Asimismo, se diseñaron 2 configuraciones diferentes en el fijador, una de ellas para ingeniería de tejidos y otra para distracción osteogénica, evitando tener que emplear el sistema de tuerca y tornillo para ensayos de ingeniería de tejidos al no ser necesario. Por último, este trabajo abre las puertas a futuras mejoras al fijador, destacando principalmente la implementación física del actuador seleccionado en el capítulo 5 (motor paso a paso), y el acercamiento de los aros para lograr un sistema más compacto que permita alejar los aros de las articulaciones entre huesos. 54 55 REFERENCIAS [1] F. J. O'brien, «Biomaterials & scaffolds for tissue engineering,» Materials today, vol. 3, nº 14, pp. 88-95, 2011. [2] I. B. Cervantes, «Consolidación ósea,» 2015. [En línea]. [3] J. Hum, «Bioactive glass combined with zein as composite material for the application in bone tissue engineering,» Biomedical Glasses, vol. 1, nº 4, pp. 72-81, 2018. [4] J. M. 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AD B C A D 32 3 2 41 4 1 SCALE 1:1 WEIGHT (kg) SIZE A4 Pieza Material Unidades Tolerancias Ajustes +/- 0.1mm DESIGNED BY: DATE: Jaime Moreno 10/09/18 Plano 3: Pieza 3 sujeción Aluminio 2 - 8 60.19 6 15 19.4 2.5 7.87 9 125 39.06 M4x8x0.7 80.56 70 Agujeros roscados Isometric view AD B C A D 32 3 2 41 4 1 SCALE 1:1 WEIGHT (kg) SIZE A4 Pieza Material Unidades Tolerancias Ajustes +/- 0.1mm DESIGNED BY: DATE: Jaime Moreno 10/09/18 Plano 4: Pieza 4 sujeción Aluminio 2 - 8 44.9 6 70 19.4 7.95 15 2.5 5 133.2 43.9 72.36 M4x8x0.7 Agujeros roscados Isometric view Scale: 1:1 AD B C A D 32 3 2 41 4 1 SCALE 1:1 WEIGHT (kg) - SIZE A4 Pieza Material Unidades Tolerancias Ajustes Aluminio +/- 0.1mm DESIGNED BY: DATE: Jaime Moreno 10/09/18 2 soporte y 2 vástago Plano 5 Barra fija 23 7 32 M6x12x1 M3x5x0.5 11 30 M3x5x0.5 11 Isometric view Célula ensamblada AD B C A D 32 3 2 41 4 1 SCALE 1:1 WEIGHT (kg) - SIZE A4 Pieza Material Unidades Tolerancias Ajustes Plano 6: Barra móvil (1) Aluminio +/- 0.1mm DESIGNED BY: DATE: Jaime Moreno 10/09/18 1 30 Tornillo M14x8x2 Rosca trapecial 20x30x2.5 23.13 8 Sujeción tornillo-aro M14x8x2 11 AD B C A D 32 3 2 41 4 1 SCALE 1:1 WEIGHT (kg) - SIZE A4 Pieza Material Unidades Tolerancias Ajustes Aluminio +/- 0.1mm DESIGNED BY: DATE: Jaime Moreno 10/09/18 1 Plano 7: Barra móvil (2) 20 11.75 5 25 Soporte de la tuerca 24 M6x11.75x1 8 22.26 29 21 23 25 Sujeción célula-aro 11 M6x11.75x1 Barra móvil ensamblada AD B C A D 32 3 2 41 4 1 SCALE 1:1 WEIGHT (kg) - SIZE A4 Pieza Material Unidades Tolerancias Ajustes Aluminio +/- 0.1mm DESIGNED BY: DATE: Jaime Moreno 10/09/18 Según pieza Plano 8: piezas adicionales 6 11 18 3 M4x3x0.7 M4x3x0.7 M4x3x0.7 M4x3x0.7 12 3.61 9 35 3.61 15 25.56 20 6.95 10 ANEXO III: FICHA TÉCNICA DE LA CÉLULA DE CARGA SELECCIONADA Technical changes reserved. All data sheets at www.burster.com burster praezisionsmesstechnik gmbh & co kg Germany www.burster.com Talstr. 1-5 . Gernsbach 76593 . Phone +49-7224-6450 [email protected] 8431 EN Code: 8431 EN Delivery: ex stock Warranty: 24 months Application Precise tension and compression force measurements can be performed in limited space with model 8431 and 8432 precision miniature load cells. High precision, various measuring ranges, convenient load application via threaded pins with external winding and small dimensions offer a wide scope of applications in laboratories and production. The series are among our most precise and yet mechanically sturdy miniature load cells. All options, typical only for larger load cells, are available with this miniature series such as hermetically sealed construction, overload protection and boring for pressure compensation when applied under vacuum. Its complex design with integrated support membranes and overload protection reduces additional construction effort for external overload protection or guidance of force of applied parts in many applications. This requires little space, has little material and weight and almost no component friction, which could falsify the measurement result. The connection cable suitable for robot applications make the precision miniature load cells especially suitable for use in the areas of special purpose ► Machinery manufacture ► Tool manufacturing ► Handling gear Description The force to be measured is applied to the cylindrical sensor unit in the tension or compression direction by means of the two external threads. This means that the sensor must be mounted without any attachments touching the end faces of the sensor housing. This avoids excessive contact pressures on the material and tensions inside the sensor that would affect its measuring element. Please refer to the sensor user manual for guidance on the various options for fitting the sensor, which depend amongst other factors on its measurement range. Although the precision miniature load cell is designed to isolate the measuring element from external forces, torsion and bending moments should be avoided. Two stabilizing support diaphragms inside the sensors for small measurement ranges minimize the effect of transverse forces and moments and ensure long-term mechanical stability for measurements. The network for temperature compensation or standardization of the output signal is located on a sheathed circuit board in a wider section of the sensor's connecting cable. The maximum static operational force is the maximum force in the direction of the measurement axis that the sensor can tolerate. The overload protection is not designed for frequent use of the sensor in the overload range or for sudden loads. The sensors work in any orientation. They have an active side which acts directly on the measuring element, whereas the passive side is fixed to the housing. Model 8431 Model 8432 with overload protection Precision Load Cell QMeasurement accuracy from 0.2 % F.S. QMeasurement ranges from 0 ... 2.5 N to 0 ... 100 kN QModel 8432 with overload protection for directions tension and compression QSmall dimensions QFor tension and compression forces QTemperature compensation starting at - 55 °C and up to 200 °C optional QMinimum lateral sensitivity due to supporting membranes Model 8431 Model 8432 2707-008431EN-5099-011519 Technical changes reserved. All data sheets at www.burster.co m burster praezisionsmesstechnik gmbh & co kg Germany www.burster.com Talstr. 1-5 . Gernsbach 76593 . Phone +49-7224-6450 [email protected]m The CAD drawing (3D/2D) for this sensor can be imported online directly into your CAD system. Download via www.burster.com or directly at www.traceparts.com. For further information about the burster traceparts cooperation refer to data sheet 80-CAD-EN. Maximum static force in operation: model 8431 all measuring range bidirectional 150 % of nominal load model 8432 all measuring range bidirectional 100 % of nominal load Maximum static load to overload stop: model 8432 measuring range ≤ 0 ... 500 N bidirectional 500 % of nominal load measuring range 0 ... 1000 N bidirectional 250 % of nominal load measuring range 0 ... 2000 N bidirectional 200 % of nominal load Dimensions: refer to table and dimensional drawing Technical Data 8431 EN -2 Electrical values Bridge resistance: (full bridge): measuring range ≤ 0 ... 5 N semi conductor strain gauge 500 Ω, nominal measuring range ≥ 0 ... 10 N foil strain gauge 350 Ω, nominal Reference excitation voltage: measuring range ≤ 0 ... 50 N 5 V DC or AC measuring range ≥ 0 ... 100 N 10 V DC or AC Nominal sensitivity: measuring range ≤ 0 ... 5 N 15 mV/V ... 40 mV/V, nominal measuring range 0 ... 10 N 1.5 mV/V, nominal measuring range ≥ 0 ... 20 N 2 mV/V, nominal Insulation resistance: 5000 MΩ at 50 V DC Calibration resistor: 59 kΩ ± 0.1 % The bridge output voltage caused by a shunt of this value is given in the calibration protocol. Environmental conditions Range of operating temperature: - 55 °C ... + 120 °C Nominal temperature range: + 15 °C ... + 70 °C Influence of temperature on zero: measuring range ≤ 0 ... 5 N ≤ ± 0.05 % F.S./K measuring range ≥ 0 ...10 N ≤ ± 0.03 % F.S./K Influence of temperature on sensitivity: measuring range ≤ 0 ... 5 N ≤ ± 0.05 % F.S./K measuring range ≥ 0 ...10 N ≤ ± 0.03 % F.S./K Mechanical Value Measurement error, consisting of relative non-linearity: measuring range ≤ 0 ... 1 kN < ± 0.15 % F.S. measuring range ≥ 0 ... 2 kN < ± 0.2 % F.S. Relative hysteresis: measuring range 0 ... 5 N < 0.3 % F.S. measuring range ≥ 0 ... 10 N < 0.2 % F.S. Kind of measurement: Tensile and compressive forces calibration in tensile direction (preferential direction) expect a changed characteristic, if using the sensor against the preferential direction. Dimensional drawing models 8431 and 8432 Model 8431 Order Code Measurement Range Dimensions [mm] ø D H Thread T C A F G B 8431-5005 0 ... 5 N 25.4 12.7 M 4 x 0.7 6.4 17.4 2.8 0.8 5.9 8431-5010 0 ... 10 N 19.0 12.7 M 4 x 0.7 6.4 17.4 1.3 0.4 5.9 8431-5020 0 ... 20 N 19.0 12.7 M 4 x 0.7 6.4 17.4 1.3 0.4 5.9 8431-5050 0 ... 50 N 19.0 12.7 M 4 x 0.7 6.4 17.4 1.3 0.4 5.9 8431-5100 0 ... 100 N 25.4 16.0 M 5 x 0.8 6.4 25.4 2.8 0.2 6.6 8431-5200 0 ... 200 N 25.4 16.0 M 5 x 0.8 6.4 25.4 2.8 0.2 6.6 8431-5500 0 ... 500 N 25.4 16.0 M 5 x 0.8 6.4 25.4 2.8 0.2 6.6 8431-6001 0 ... 1 kN 25.4 14.0 M 6 x 1.0 9.7 25.4 0.8 0.5 7.0 8431-6002 0 ... 2 kN 25.4 14.0 M 6 x 1.0 9.7 25.4 0.8 0.5 7.0 8431-6005 0 ... 5 kN 25.4 14.0 M 6 x 1.0 9.7 25.4 0.8 0.5 7.0 8431-6010 0 ... 10 kN 25.4 19.1 M 10 x 1.5 12.7 25.4 0.8 - 6.5 8431-6020 0 ... 20 kN 31.8 25.4 M 12 x 1.5 16.0 28.6 0.3 - 14.2 8431-6040 0 ... 40 kN 35.0 28.7 M 20 x 1.5 22.4 30.3 0.5 - 15.0 8431-6050 0 ... 50 kN 35.0 28.7 M 20 x 1.5 22.4 30.3 0.5 - 15.0 8431-6100 0 ... 100 kN 60.0 48.0 M 30 x 2.0 42.0 45.0 0.5 - 23.6 Model 8432 with bidirectional overload protection Order Code Measurement Range Dimensions [mm] ø D H Thread T C A F G B 8432-5002 0 ... 2.5 N 25.4 21.9 M 4 x 0.7 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-5005 0 ... 5 N 25.4 21.9 M 4 x 0.7 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-5010 0 ... 10 N 25.4 21.9 M 4 x 0.7 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-5020 0 ... 20 N 25.4 21.9 M 4 x 0.7 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-5050 0 ... 50 N 25.4 21.9 M 4 x 0.7 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-5100 0 ... 100 N 25.4 21.9 M 5 x 0.8 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-5200 0 ... 200 N 25.4 21.9 M 5 x 0.8 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-5500 0 ... 500 N 25.4 21.9 M 5 x 0.8 6.4 25.4 2.8 0.2 9.6 8432-6001 0 ... 1 kN 31.8 23.9 M 6 x 1.0 8.0 29.4 2.4 0.4 10.8 8432-6002 0 ... 2 kN 38.1 26.7 M 6 x 1.0 9.6 31.8 0.7 0.4 14.9 Technical changes reserved. All data sheets at www.burster.com burster praezisionsmesstechnik gmbh & co kg Germany www.burster.com Talstr. 1-5 . Gernsbach 76593 . Phone +49-7224-6450 [email protected] 8431 EN - 3 Dynamic load: recommended 70 % of nominal load possible 100 % of nominal load Deflection: 15 µm ... 50 µm Material: stainless steel 17-4 PH (similar to 1.4542) Electrical connection: Shielded, high flexible, Teflon isolated cable, cable length approx. 1.7 m with standardization in cable cable length approx. 2.0 m diameter 2.0 mm. The cable has a 50 mm bend protection at the sensor body, outer diameter ø B = 3.6 mm. The minimum bending radius of the cable is 30 mm, or 8 mm at static operations. Only model 8431-6100, measuring range 0 ... 100 kN High flexible, Teflon isolated strands, cable length approx. 1.7 m with standardization in cable cable length approx. 2.0 m overall diameter 2.5 mm; minimum bending radius of the cable 20 mm, or 5 mm for static operations. There is no bend protection available. Cable port with PG screwing mini M8. Protection class: acc. to EN 60529 IP65 Wiring code: red excitation voltage positive black excitation voltage negative green output signal negative white output signal positive Dimensions: refer to table and dimensional drawin Wiring for submarine cable: red excitation voltage positive brown excitation voltage negative yellow output signal negative orange output signal positive Dimensions: refer to table and dimensional drawing Weight: see table General tolerance of dimensioning: acc. to ISO 2768-f 8431 EN Order Information Precision miniature load cell, measurement range 0 ... 2000 N state options additionally 8431-6002 Options Extension of the nominal temperature range to -30 °C ... 95 °C for measuring ranges ≥ 0 ... 100 N ...-VxExxxxx Extension of the nominal temperature range to 20 °C ... 120 °C for all measuring ranges available ...-VxFxxxx Extension of the nominal temperature range to 20 °C ... 160 °C for measuring ranges ≥ 0 ... 100 N ...-VxGxxxxx Extension of the nominal temperature range to 20 °C ... 200 °C, for measuring ranges ≥ 0 ... 100 N ...-VxHxxxxx Extension of the nominal temperature range to -55 °C ... 120 °C for measuring ranges ≥ 0 ... 20 N ...-VxIxxxxx Submarine cable, up to 80 °C, pressure proof up to 35 bar, length of cable 3 m, diameter of cable 7.3 mm, bending radius 60 mm Please inform us, if you wish another cable length. Although the dimensions A and ∅ K - see drawing - are changing to A = 90 mm, ∅ K = 12.7 mm. additional weight 200 g ...-VxxxIxxx Note: All options, stated above, are only available for load cells of measurement ranges ≤ 0 ... 40 000 N. Standardization of the characteristic in the sensors connection cable to 1.5 mV/V ± 0.25 %. Therefore a small circuit board (L 30 mm x W 8 mm) with resistors is attached to the cable, approx. 30 cm away from the cable's end. Available for measurement ranges ≥ 0 ... 10 N ...-V015 Longer Cable In general, with regard to the delivery time, it is possible to attach a longer cable to each sensor. If the sensor is available ex stock it is possible to extend the cable by a circuit board. This will result in a shorter delivery time as for a new cable. Technical Data Model 8431 Order Code Measurement Range Dimensions [mm] Resonance Frequency [kHz] Weight [g] with / without Cable Thread Adapter* Model ø K ø L ø E 8431-5005 0 ... 5 N 4.8 9.6 - 0.3 25 / 18 8431-Zx01 8431-5010 0 ... 10 N 4.8 5.9 2.5 0.3 25 / 18 8431-Zx01 8431-5020 0 ... 20 N 4.8 5.9 2.5 0.7 25 / 18 8431-Zx01 8431-5050 0 ... 50 N 4.8 5.9 2.5 0.9 25 / 18 8431-Zx01 8431-5100 0 ... 100 N 6.4 6.6 3.6 1.2 65 / 34 8431-Zx02 8431-5200 0 ... 200 N 6.4 6.6 3.6 2.7 65 / 34 8431-Zx02 8431-5500 0 ... 500 N 6.4 6.6 3.6 3.3 65 / 34 8431-Zx02 8431-6001 0 ... 1000 N 6.4 8.7 3.6 5.3 68 / 40 - 8431-6002 0 ... 2000 N 6.4 8.7 3.6 7.5 68 / 40 - 8431-6005 0 ... 5000 N 6.4 8.7 3.6 9.7 68 / 40 - 8431-6010 0 ... 10 kN 9.5 6.5 3.6 1.3 88 / 60 - 8431-6020 0 ... 20 kN 9.5 14.2 3.6 1.0 144 / 124 - 8431-6040 0 ... 40 kN 9.5 15.0 3.6 1.0 264 / 238 - 8431-6050 0 ... 50 kN 9.5 25.0 3.6 1.0 264 / 238 - 8431-6100 0 ... 100 kN 13.0 23.6 - 0.5 1150 / 1124 - Model 8432 with bidirectional overload protection Order Code Measurement Range Dimensions [mm] Resonance Frequency [kHz] Weight [g] with / without Cable Thread Adapter* Model ø K ø L ø E 8432-5002 0 ... 2.5 N 9.7 9.6 - 0.2 92 / 68 8432-Zx01 8432-5005 0 ... 5 N 9.7 9.6 - 0.2 92 / 68 8432-Zx01 8432-5010 0 ... 10 N 9.5 9.6 3.6 0.2 92 / 68 8432-Zx01 8432-5020 0 ... 20 N 9.5 9.6 3.6 0.35 92 / 68 8432-Zx01 8432-5050 0 ... 50 N 9.5 9.6 3.6 0.6 92 / 68 8432-Zx01 8432-5100 0 ... 100 N 6.4 9.6 3.6 1.2 92 / 68 8432-Zx02 8432-5200 0 ... 200 N 6.4 9.6 3.6 2.7 92 / 68 8431-Zx02 8432-5500 0 ... 500 N 6.4 9.6 3.6 3.3 92 / 68 8432-Zx02 8432-6001 0 ... 1000 N 9.5 10.8 3.6 3.4 142 / 125 8432-Zx03 8432-6002 0 ... 2000 N 9.5 14.5 3.6 3.8 238 / 210 8432-Zx04 * By ordering studs as spare parts, state serial number of the load cell.