Cómo comprobamos las calculadoras

Current version: v2.6 · last review: 30 October 2026. Every result below was produced by this version.

Unas fórmulas que parecen correctas pueden ser erróneas, por eso cada calculadora de este sitio se comprobó en una revisión independiente. Para que quede claro quién la hizo: la revisión la llevaron a cabo agentes de revisión de IA que no habían escrito el código y que tenían instrucciones de ser escépticos, no un ingeniero profesional colegiado, y ninguna calculadora ha sido revisada ni aprobada todavía por uno. Para cada herramienta, el revisor leyó las fórmulas y el código, los comparó con libros de texto, normas y datos de fabricantes (Shigley's Mechanical Engineering Design, Machinery's Handbook, normas ISO, DIN, AGMA y EN, y catálogos de SKF, Gates, Tsubaki, KHK, Bosch Rexroth y otros), recalculó el caso por defecto y el ejemplo resuelto con un código aparte y, cuando fue posible, introdujo en la calculadora un ejemplo resuelto publicado.

En total se compararon 378 resultados en las revisiones. Por separado, el conjunto de pruebas automáticas de esta página (711 pruebas: los casos de referencia más casos límite como entradas nulas, extremas o no válidas) vuelve a ejecutar las calculadoras publicadas, y usted mismo puede ejecutarlo más abajo. Cuando la revisión encontró un error, se corrigió y figura bajo la herramienta correspondiente. Las tablas muestran el valor que da la referencia, el valor que da la calculadora actual, la diferencia y un veredicto: coincide, diferencia de método (la calculadora usa deliberadamente una simplificación documentada, explicada en la nota) o error.

Son calculadoras de diseño, no una certificación. Para las piezas críticas para la seguridad, compruebe el diseño final con la norma completa y los datos del proveedor. Si encuentra un número que parezca erróneo –y en especial si es usted un ingeniero en ejercicio dispuesto a revisar una calculadora–, díganoslo; las revisiones hechas por ingenieros identificados por su nombre se publicarán aquí.

Ejecute usted mismo las pruebas

Cada comprobación de abajo es también una prueba automática: los datos de entrada, el valor que da la referencia y la tolerancia admitida. El botón carga cada calculadora publicada en su navegador, introduce los datos y compara el resultado. No se envía nada a ninguna parte. Las definiciones de las pruebas están en tests.json.

	Calculadora	Prueba	Esperado	Obtenido	Tol.

Historial de versiones

v2.6 · 30 oct 2026

Spanish pages (/es/) for the same ten calculators; German and Spanish versions of the home page, this verification page, About and Privacy; language links with flags; the English link on localized pages now works.
Tools for this job: own line illustrations for every item; texts translated on the localized pages.

v2.5 · 30 oct 2026

Páginas en alemán (/de/) para diez calculadoras: engranajes, par de apriete de tornillos, broca para roscar, ajustes ISO, ajuste a presión, chaveta, vida de rodamientos, velocidades y avances, muelle de compresión y flecha de vigas. El código de cálculo es el mismo que el de las páginas en inglés; las 240 pruebas de regresión de estas herramientas también se superan en las páginas en alemán. Los campos aceptan la coma decimal y rechazan números ambiguos como 1.500.

v2.4 · 30 oct 2026

Revisión independiente de las seis calculadoras más recientes (correa de distribución, ajuste a presión, chaveta, unión atornillada, viga, soldadura en ángulo) frente a Shigley, Roark, DIN 7190, DIN 6892, VDI 2230, AISC y ejemplos resueltos publicados. Errores encontrados y corregidos: temperatura de calado del ajuste a presión y comprobación de cubos de fundición, disposiciones imposibles de la correa de distribución y radio de la polea tensora lisa, solver de vigas cerca de los puntos de carga, longitud de chaveta computada más allá de 1,3·d, además de lecturas más claras. Detalles bajo cada herramienta.

v2.3 · 30 oct 2026

Diseño: un único menú Calculadoras con búsqueda en lugar de once enlaces de categoría; cabecera de herramienta compacta para que los datos empiecen más arriba; los resultados aparecen ahora junto a los datos, con el dibujo debajo; en el móvil, una barra en la parte inferior mantiene a la vista los dos resultados principales mientras edita.
Cada calculadora recuerda sus últimos valores en este dispositivo (con un enlace «Volver al ejemplo»), y una fila «Ir a» enlaza las secciones de las páginas largas.

v2.2 · 30 oct 2026

Nueva calculadora: Soldadura en ángulo – línea, dos líneas, rectángulo, forma de C y círculo sometidos a cortante, torsión, fuerza axial y flexión, con el punto crítico y comprobaciones según EN 1993-1-8 (direccional, simplificado) o AISC 360 (ASD, LRFD). Método revisado antes de programarlo; se añadieron los casos de referencia WELD-001 a 003 (se corrigió un valor del revisor).
Auditoría de coherencia de todas las calculadoras: revisores independientes encontraron 95 problemas (tablas que ignoraban los límites, cambios de unidades que alteraban los resultados, enlaces compartidos que se reabrían de forma distinta, avisos que faltaban). Todos los que podían dar un número erróneo o engañoso están corregidos y cubiertos por nuevas pruebas de regresión; los estéticos (posición de etiquetas, unidades que quedaban en sistema métrico, redondeo tras un cambio de unidades) se corrigieron en una segunda pasada.
Círculo de agujeros: patrones de rueda de furgoneta, pickup, camión, autobús y remolque.

v2.1 · 30 oct 2026

Velocidades y avances: grupo de madera (madera blanda, madera dura, MDF/aglomerado, contrachapado) con avances por diente para fresas de fresadora CNC; la tabla de materiales respeta ahora las rpm máximas de la máquina; aviso para diámetros de broca muy grandes.
Imágenes de vista previa para redes sociales y datos estructurados para la página de inicio; /how-we-check/ lleva ahora a esta página.

v2.0 · 30 oct 2026

Nueva calculadora: Flecha de vigas – cuatro tipos de apoyo, cualquier combinación de cargas puntuales, cargas repartidas y momentos, resuelta con elementos de viga cúbicos para que las vigas empotradas y empotradas-apoyadas salgan de la compatibilidad. Diagramas de esfuerzo cortante, momento flector y flecha con los máximos reales, tablas IPE/HEA/HEB, tubos y barras, límite de flecha L/n a su elección.
Método revisado antes de programarlo; se añadieron como pruebas tres casos de referencia independientes y los invariantes de la revisión (carga sobre un apoyo, cargas fuera de la luz).

v1.9 · 30 oct 2026

Nueva calculadora: Unión atornillada (Shigley cap. 8) – rigidez, constante de la unión, separación, margen hasta la carga de prueba, fatiga de Goodman, deslizamiento, dispersión de la precarga y asentamiento. Método revisado antes de programarlo; se añadieron como pruebas tres casos de referencia independientes de una revisión externa.
Botón «Informar de un problema» en todas las calculadoras (envía los datos, los resultados y la versión).
Página de inicio: para qué sirve el sitio y cómo se comprueba, con enlaces a las pruebas documentales.

v1.8 · 30 oct 2026

Recuadro «Método e hipótesis» junto a los resultados de cada calculadora: método, base, límites y referencias, con enlaces a las fórmulas y a las comprobaciones.
Nuevas calculadoras: Ajuste a presión (ajustes con apriete y por contracción, ISO 286) y Chaveta (chavetas paralelas DIN 6885-1).

v1.7 · 30 oct 2026

Guardar cálculos: nombrar, renombrar, eliminar, exportar todo a un archivo .json e importarlo en otro equipo (se guardan en el navegador, sin cuenta).
Móviles: los resultados y los avisos aparecen ahora antes del dibujo; zonas táctiles más grandes; los dibujos empiezan en pausa cuando el sistema solicita movimiento reducido.

v1.6 · 30 oct 2026

Casos de revisión externa de ChatGPT añadidos como pruebas: geometría y fuerzas de engranajes helicoidales, escalado de AGMA KR, rama de contacto angular en e, escalado de carga ISO 281, fatiga de ejes (DE-Goodman) e invariante de escalado de carga.
Vida de rodamientos: con Fa/Fr exactamente igual a e se mantiene ahora la rama inferior (error de límite en coma flotante encontrado por la revisión externa).
Eje: nueva comprobación a fatiga DE-Goodman con límite de fatiga de Marin y diámetro necesario; el coeficiente de seguridad estático se indica ahora como que incluye los factores de choque y el chavetero.
Resistencia del diente: se muestra la fuerza radial.
Nueva calculadora: Correa de distribución – correas de distribución de motor y transmisiones dentadas de varias poleas.

v1.5 · 30 oct 2026

Segunda revisión de la versión actual: cada comprobación se volvió a ejecutar en las calculadoras publicadas, cada una con un veredicto (coincide / diferencia de método / error) y una nota.
Resistencia del diente: cálculo AGMA opcional con factor de tamaño Ks y factor de fiabilidad KR – el ejemplo 14-4 de Shigley se reproduce ahora con menos del 1 % de diferencia en la presión de contacto (antes −13,8 % con el cálculo simplificado).
Vida de rodamientos: los factores de los rodamientos de rodillos a rótula se toman ahora del rodamiento de catálogo seleccionado (22208 E: e 0,28).
Muelle de tracción: el radio de curvatura del gancho r2 es ahora un dato de entrada.
Motor a reacción: preajuste de crucero del Concorde corregido a unos 44 kN por motor; se indica la limitación en el consumo de combustible de los turbofanes (da valores un 15–25 % altos).
Pruebas automáticas publicadas (tests.json) con un botón para ejecutarlas en el navegador, incluidos casos límite: cambio de unidades y entradas nulas, negativas, enormes y vacías en todas las calculadoras.
«Imprimir / PDF» genera ahora un informe de cálculo con todos los datos, las opciones seleccionadas, los resultados, los avisos, la fecha y la versión.

v1.4 · 30 oct 2026

Primera revisión: 9 errores y unos 20 problemas menores corregidos en 17 calculadoras (enumerados bajo cada calculadora más abajo).
Engranajes helicoidales añadidos a la calculadora de resistencia del diente.

v1.3 · 30 oct 2026

Calculadoras añadidas: muelle de tracción, muelle de torsión y resistencia del diente.

Poleas y correas Verificada

11 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Longitud de correa por defecto 90/280 mm, C=450 (mm)	Shigley's MED, 10.ª ed., ec. 17-1 (longitud de correa abierta L=√(4C²−(D−d)²)+½(DθD+dθd), θd=π−2asin((D−d)/2C))	1501.3257	1501.3	-0.0	coincide
Distancia entre centros para una correa SPZ de longitud de referencia 1500 (mm)	Shigley's MED, 10.ª ed., ec. 17-1 (longitud de correa abierta L=√(4C²−(D−d)²)+½(DθD+dθd), θd=π−2asin((D−d)/2C)) despejada para C; ISO 4184 longitud R40 1500	449.3218	449.3	-0.0	coincide
Velocidad de la polea conducida (rpm)	n2=n1·d1/d2 (cinemática)	466.0714	466	-0.02	coincide
Velocidad de la correa (m/s)	v=π·d·n/60000	6.833	6.83	-0.04	coincide
Tiro efectivo Fe (N)	Fe=P/v	321.9686	322	0.01	coincide
Arco abrazado en la polea pequeña (°)	Shigley's MED, 10.ª ed., ec. 17-1 (longitud de correa abierta L=√(4C²−(D−d)²)+½(DθD+dθd), θd=π−2asin((D−d)/2C)) θd	155.6251	155.6	-0.02	coincide
Shigley ej. 17-1 (6 in / 18 in, C = 96 in): longitud de correa (in)	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 17-1 (L = 230,1 in)	230.0742	230.07	-0.0	coincide
Shigley ej. 17-1: velocidad de la correa a 1750 rpm (ft/min)	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 17-1 (V = 2749 ft/min)	2748.8936	2749	0.0	coincide
Shigley ej. 17-1: arco abrazado en la polea pequeña (°)	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 17-1 (φd = 3,0165 rad = 172,83°)	172.8327	172.8	-0.02	coincide
HTD 5M 20T/60T con C=300 mm: longitud primitiva (mm)	d=z·p/π (Gates HTD), longitud de correa abierta ec. 17-1	803.3806	803.4	0.0	coincide
HTD 5M 20T/60T: dientes engranados en la polea pequeña	z·θ/360 (manual de diseño de Gates, ≥6 dientes)	9.3233	9.3	-0.25	coincide

Cadena y piñón Corregida

11 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

El arco abrazado y la distancia entre centros en pasos usan ahora la distancia entre centros que da realmente el número par de eslabones.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Número exacto de eslabones 17T/42T 08B con C=450 mm	Shigley's MED, 10.ª ed., ec. 17-34/17-35 (longitud de cadena / distancia entre centros)	100.8129	100.81	-0.0	coincide
Distancia entre centros para 102 eslabones (mm)	Shigley's MED, 10.ª ed., ec. 17-34/17-35 (longitud de cadena / distancia entre centros)	457.5849	457.6	0.0	coincide
Diámetro primitivo z17 (mm)	Dp=p/sin(180°/z) (Machinery's Handbook / Shigley ec. 17-31)	69.1158	69.12	0.01	coincide
Diámetro exterior z17 (mm)	Do=p(0,6+cot(180°/z)) (Machinery's Handbook, diámetro exterior de piñón ANSI)	75.559	75.56	0.0	coincide
Velocidad de la cadena (m/s)	v=z1·p·n1/60000 (Shigley ec. 17-32)	2.5188	2.52	0.05	coincide
Tiro de la cadena (N)	F=P/v	595.5138	596	0.08	coincide
Coef. de seguridad estático frente a ISO 606 08B-1 17,8 kN	ISO 606:2015 carga de rotura mín. 08B-1 = 17,8 kN	29.8902	29.9	0.03	coincide
Arco abrazado en el piñón pequeño con la C montada (°)	180°−2·asin((D2−D1)/2C) con diámetros primitivos	167.3492	167.3	-0.03	coincide
Variación de velocidad cordal z17 (%)	Shigley ec. 17-37 / 1−cos(180°/z)	1.7027	1.7	-0.16	coincide
Ejemplo de selección de Tsubaki 17T/51T, C = 19 pasos: eslabones (redondeado al par superior)	U.S. Tsubaki "Chain Drive Selection", paso 5 (73,5 → 74 eslabones)	74	74	0.0	coincide
Coef. de seguridad estático ANSI #40 (rotura 13,9 kN = 12 500·p² lbf)	ASME B29.1 carga de rotura mín. 3125 lbf (#40)	23.3412	23.3	-0.18	coincide

Correa de distribución Corregida

5 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Las disposiciones imposibles (una polea interior fuera del lazo de la correa, una polea tensora por el dorso que la correa no puede alcanzar, poleas enumeradas en un orden que hace que la correa se cruce consigo misma) se rechazan ahora en lugar de dar una longitud errónea con aparente seguridad.
Se rechazan las poleas que se tocan o se solapan (la comprobación anterior solo detectaba una polea completamente dentro de otra).
Una polea tensora lisa en el lado de los dientes se sitúa ahora a OD/2 + altura del diente + desplazamiento de la línea primitiva; se quedaba corta en la altura del diente.
Ejemplo resuelto corregido a los valores de dientes engranados que muestra la página (cigüeñal 8,9, árboles de levas 9,7 y 16,2).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Longitud de correa con dos poleas (z20/z40 HTD 5M, C 300 mm)	Fórmula exacta de longitud de correa abierta	750.84	750.8	-0.01	coincide	Comprobado por el desarrollador; revisado de forma independiente el 30 oct 2026.
Arco abrazado en la polea pequeña, dos poleas	180° − 2·asin((R − r)/C)	173.9	174	0.06	coincide	Comprobado por el desarrollador; revisado de forma independiente el 30 oct 2026.
Suma de arcos abrazados en un lazo cerrado (preajuste DOHC, el tensor por el dorso resta)	Σθ(interior) − Σθ(dorso) = 360°	360	359.9	-0.03	coincide	Comprobado por el desarrollador; revisado de forma independiente el 30 oct 2026.
Longitud de correa, preajustes DOHC / SOHC / V6	Revisión independiente (agente separado), solver independiente de tangentes y arcos	1142.94 / 968.24 / 1615.57 mm	1142.9 / 968.2 / 1615.6 mm	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.
Dos poleas z20/z40 HTD 5M, C 300	Revisión independiente (agente separado), aproximación de longitud del manual de diseño de Gates	750.77 mm	750.8 mm	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.

Variador CVT Corregida

11 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Se aceptan correas más largas que el límite de la polea primaria; entonces la secundaria al máximo limita la relación corta.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Relación corta, preajuste 50 cc (primaria de 41 mm)	Longitud de correa abierta L=2C+π(d1+d2)/2+(d2−d1)²/4C despejada para d2 (aprox. de Shigley ec. 17-1)	2.6537	2.65	-0.14	coincide
Relación de sobremarcha (primaria de 92 mm)	Longitud de correa abierta L=2C+π(d1+d2)/2+(d2−d1)²/4C despejada para d2 (aprox. de Shigley ec. 17-1)	0.6536	0.65	-0.55	coincide
Abanico de relaciones	Longitud de correa abierta L=2C+π(d1+d2)/2+(d2−d1)²/4C despejada para d2 (aprox. de Shigley ec. 17-1)	4.0603	4.06	-0.01	coincide
Velocidad máxima en sobremarcha a 7500 rpm (km/h)	v=n/(i·i_f)·π·D_tire	68.8972	68.9	0.0	coincide
Velocidad en la relación más corta (km/h)	v=n/(i·i_f)·π·D_tire	16.9685	17	0.19	coincide
Recorrido de la semipolea primaria (mm)	x=Δd·tan(α/2) para una semipolea móvil (Δr=x·tan(α/2)... geometría de una garganta en V)	12.7157	12.7	-0.12	coincide
Recorrido de la semipolea secundaria (mm)	x=Δd·tan(α/2)	12.1357	12.1	-0.29	coincide
Arco abrazado en la polea pequeña, relación corta (°)	180°−2asin(\|D−d\|/2C)	164.0927	164	-0.06	coincide
Velocidad de la correa en sobremarcha (m/s)	v=π·d1·n/60000	36.1283	36.1	-0.08	coincide
Correa de 740 mm (limitada por la secundaria): relación corta	la misma ecuación despejada para d1 con d2 = 112 mm	2.5359	2.54	0.16	coincide
Correa de 740 mm: relación de sobremarcha	la misma ecuación	0.7254	0.73	0.63	coincide

Engranajes rectos y helicoidales Verificada

11 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Distancia entre centros m2 18/45 (mm)	ISO 21771: a=m(z1+z2)/2	63.0	63	0.0	coincide
Relación de contacto m2 18/45	ISO 21771 relación de contacto transversal εα	1.6328	1.63	-0.17	coincide
Par de salida (N·m)	T2=T1·i·η, η=0,98 según la nota indicada	24.5	24.5	0.0	coincide
Fuerza tangencial en el diente (N)	Ft=2000T/d1	555.5556	556	0.08	coincide
Ejemplo de desplazamiento de perfil de KHK: distancia entre centros de funcionamiento (mm)	KHK Gear Technical Reference, ejemplo de engranaje recto con desplazamiento de perfil (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	56.4999	56.5	0.0	coincide
Ejemplo de KHK: ángulo de presión de funcionamiento (°)	KHK Gear Technical Reference, ejemplo de engranaje recto con desplazamiento de perfil (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	26.0886	26.09	0.01	coincide
Ejemplo de KHK: diámetro exterior da1 (mm)	KHK Gear Technical Reference, ejemplo de engranaje recto con desplazamiento de perfil (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	44.84	44.84	0.0	coincide
Ejemplo de KHK: diámetro de pie df2 (mm)	KHK Gear Technical Reference, ejemplo de engranaje recto con desplazamiento de perfil (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	66.66	66.66	0.0	coincide
Ejemplo helicoidal de KHK: distancia entre centros (mm)	KHK Gear Technical Reference, ejemplo helicoidal en sistema normal (mn3, z12/60, β30°, xn 0,09809/0 → a = 125 mm)	125.0	125	-0.0	coincide
Ejemplo helicoidal de KHK: diámetro exterior da1 (mm)	KHK Gear Technical Reference, ejemplo helicoidal en sistema normal (mn3, z12/60, β30°, xn 0,09809/0 → a = 125 mm) (da1 = d1 + 2(1+y−xn2)mn)	48.1539	48.154	0.0	coincide
Preguntas frecuentes 12/30 m2 x1=0,3: distancia entre centros de funcionamiento (mm)	función involuta inv αw = 2tanα·Σx/Σz + inv α (ISO 21771)	42.5719	42.57	-0.0	coincide

Resistencia del diente Corregida

14 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Etiquetas del factor de sobrecarga alineadas con AGMA (1,25 choque moderado, 1,75 choque fuerte).
Se indican ahora las hipótesis del factor de tamaño y del factor de fiabilidad (Ks = KR = 1).
Se añadieron los engranajes helicoidales (módulo normal, ángulo de hélice, coeficiente de reparto de carga, fuerza axial).
Se muestra ahora la fuerza radial Fr = Ft·tanαn/cosβ.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Tensión de flexión del piñón σF por defecto (MPa)	Shigley's MED, 10.ª ed., cap. 14 (Lewis Y tabla 14-2, AGMA Kv ec. 14-27, I ec. 14-23, YN/ZN figs. 14-14/14-15, grado 1 St/Sc figs. 14-2/14-5) Lewis σ=Ft·Ka·Kv·Km/(b·m·Y)	126.1978	126	-0.16	coincide
Presión de contacto σH por defecto (MPa)	Shigley's MED, 10.ª ed., cap. 14 (Lewis Y tabla 14-2, AGMA Kv ec. 14-27, I ec. 14-23, YN/ZN figs. 14-14/14-15, grado 1 St/Sc figs. 14-2/14-5) ec. 14-16 con ZE=191 √MPa	784.2198	784	-0.03	coincide
Coef. de seguridad a flexión del piñón SF por defecto (300 HB, 1,74e9 ciclos)	Shigley's MED, 10.ª ed., cap. 14 (Lewis Y tabla 14-2, AGMA Kv ec. 14-27, I ec. 14-23, YN/ZN figs. 14-14/14-15, grado 1 St/Sc figs. 14-2/14-5) SF=St·YN/σ	1.8258	1.83	0.23	coincide
SH del piñón por defecto	Shigley's MED, 10.ª ed., cap. 14 (Lewis Y tabla 14-2, AGMA Kv ec. 14-27, I ec. 14-23, YN/ZN figs. 14-14/14-15, grado 1 St/Sc figs. 14-2/14-5) SH=Sc·ZN/σH	0.9807	0.98	-0.08	coincide
Shigley ej. 14-4, recto: carga transmitida Wt (lbf)	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 14-4 (17/52T, Pd 10, F 1,5 in, 1800 rpm, 4 hp, Qv 6, rueda 200 HB, 1e8 ciclos del piñón, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (rueda), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	164.8	165	0.12	coincide
Shigley ej. 14-4, fórmula de presión de contacto con los factores de la página (Kv 1,304, Km 1,30, Ks=1) (ksi)	Shigley ec. 14-16 σc=Cp√(Wt·Ko·Kv·Ks·Km·Cf/(dP·F·I)), Cp 2300, I 0,1211	69.1839	69.2	0.02	coincide
Shigley ej. 14-4, presión de contacto de la rueda frente a los 70,66 ksi publicados	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 14-4 (17/52T, Pd 10, F 1,5 in, 1800 rpm, 4 hp, Qv 6, rueda 200 HB, 1e8 ciclos del piñón, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (rueda), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	70.66	69.2	-2.07	diferencia de método	Página −2,1 %: Ks=1 en lugar de 1,052 (−2,5 %), Km 1,30 en lugar de 1,22 (+3,2 %), la opción de Qv más próxima es 7 (Kv 1,304 frente a 1,377, −2,7 %); la √ de estos factores = 0,9796 reproduce exactamente la página.
Shigley ej. 14-4, SF a flexión de la rueda frente al 6,82 publicado	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 14-4 (17/52T, Pd 10, F 1,5 in, 1800 rpm, 4 hp, Qv 6, rueda 200 HB, 1e8 ciclos del piñón, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (rueda), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	6.82	6.22	-8.8	diferencia de método	Página un 8,8 % más baja. Solo la simplificación Ks/KR: KR=1 (99 %) frente a 0,85 (R 0,90) reduce SF un 15,0 %, Ks=1 frente a 1,052 lo aumenta un 5,2 % → neto ×0,894 (−10,6 %); resto: Km 1,30 frente a 1,22 (−6,2 %), Kv Qv7 frente a Qv6 (+5,6 %), Lewis Y 0,412 frente a J 0,40 (+3,0 %). Producto 0,9115 × 6,82 = 6,22 = página.
Shigley ej. 14-4, SH a desgaste de la rueda frente al 1,52 publicado	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 14-4 (17/52T, Pd 10, F 1,5 in, 1800 rpm, 4 hp, Qv 6, rueda 200 HB, 1e8 ciclos del piñón, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (rueda), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	1.52	1.31	-13.82	diferencia de método	Página un 13,8 % más baja. Simplificación Ks/KR: KR=1 frente a 0,85 (−15,0 %) y Ks=1 frente a 1,052 (+2,6 % en SH) → neto ×0,872 (−12,8 %); además se omite CH 1,005 (−0,5 %), diferencias de Km/Kv (+2,1 %). Producto 0,8634 × 1,52 = 1,312 = página.
Shigley ej. 14-5, helicoidal: coeficiente de reparto de carga mN	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 14-5 (el ej. 14-4 como helicoidal, ψ 30°, Pn 10): Pt 8,660, dP 1,963 in, V 925 ft/min, Wt 142,7 lbf, Kv 1,404, Km 1,208, mN 0,6895, I 0,195, JG 0,529, σG 2779 psi, SF,G 11,9, σc,G 48 440 psi, SH,G 2,22	0.6895	0.69	0.07	coincide
Shigley ej. 14-5, SH a desgaste de la rueda helicoidal frente al 2,22 publicado	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 14-5 (el ej. 14-4 como helicoidal, ψ 30°, Pn 10): Pt 8,660, dP 1,963 in, V 925 ft/min, Wt 142,7 lbf, Kv 1,404, Km 1,208, mN 0,6895, I 0,195, JG 0,529, σG 2779 psi, SF,G 11,9, σc,G 48 440 psi, SH,G 2,22	2.22	1.91	-13.96	diferencia de método	Página un 14 % más baja: simplificación Ks/KR (KR 1 frente a 0,85, Ks 1 frente a 1,052) = ×0,872 (−12,8 %), CH omitido −0,5 %, Km/Kv −1,7 %; producto 0,8604 × 2,22 = 1,91.
Shigley ej. 14-5, SF a flexión de la rueda helicoidal frente al 11,9 publicado	Shigley MED, 10.ª ed., ej. 14-5 (el ej. 14-4 como helicoidal, ψ 30°, Pn 10): Pt 8,660, dP 1,963 in, V 925 ft/min, Wt 142,7 lbf, Kv 1,404, Km 1,208, mN 0,6895, I 0,195, JG 0,529, σG 2779 psi, SF,G 11,9, σc,G 48 440 psi, SH,G 2,22	11.9	7.51	-36.89	diferencia de método	Página un 37 % más baja (conservadora): la página aplica Lewis σ=Ft·K/(b·mn·Y(zv)) con el módulo normal y sin reparto de carga helicoidal, mientras que AGMA usa Pt y J (0,529, incl. el multiplicador J′); la parte de la diferencia debida a Ks/KR es ×0,894 (−10,6 %), la debida a Lewis/paso normal ×0,70; producto 0,630 × 11,9 = 7,50.
Shigley ej. 14-4, opción de cálculo AGMA (Ks, KR 0,85): SH de contacto de la rueda	Shigley MED, 10.ª ed., ejemplo 14-4	1.52	1.51	-0.66	coincide	Con la opción de cálculo AGMA desaparece la anterior diferencia de método de −13,8 %; el −0,7 % restante se debe a Qv 7 frente a 6 y a Km 1,30 frente a 1,22.
Shigley ej. 14-4, opción de cálculo AGMA: SF a flexión de la rueda	Shigley MED, 10.ª ed., ejemplo 14-4	6.82	6.96	2.05	diferencia de método	Lewis Y (0,412) en lugar del factor geométrico AGMA J (0,40) y Km simplificado; dentro del 2 %.

Tornillo sinfín Corregida

11 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

El rozamiento en marcha sigue ahora la ecuación de AGMA; el rozamiento estático para la comprobación de autobloqueo se elevó a 0,15 (AGMA).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Distancia entre centros (mm)	DIN 3975 a=(d1+d2)/2=(q+z2)m/2	62.5	62.5	0.0	coincide
Ángulo de avance (°)	DIN 3975 tanγ=z1/q	11.3099	11.31	0.0	coincide
Velocidad de deslizamiento (m/s)	vs=π·d1·n1/(60000·cosγ)	1.9356	1.94	0.23	coincide
Rendimiento con rozamiento AGMA (%)	Geometría DIN 3975; rozamiento AGMA 6034 / Shigley ec. 15-38; η=tanγ/tan(γ+ρ′) ≡ Shigley ec. 13-46	84.5084	84.5	-0.01	coincide
Par de salida (N·m)	T2=9549P/n1·i·η	166.9595	167	0.02	coincide
Calor que hay que evacuar (W)	P(1−η)	232.3733	232	-0.16	coincide
Ejemplo de sinfín de Shigley: rendimiento (%)	Ejemplo de sinfín de Shigley MED cap. 15 (1 entrada, 75T, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 rpm): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	72.06	72.1	0.06	coincide
Ejemplo de sinfín de Shigley: rozamiento AGMA f	Ejemplo de sinfín de Shigley MED cap. 15 (1 entrada, 75T, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 rpm): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	0.0216	0.022	1.85	coincide	Valor mostrado redondeado a 3 decimales (0,022 frente a 0,0216); dentro del redondeo.
Ejemplo de sinfín de Shigley: velocidad de deslizamiento (m/s; 917,9 ft/min)	Ejemplo de sinfín de Shigley MED cap. 15 (1 entrada, 75T, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 rpm): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	4.6629	4.66	-0.06	coincide
Ejemplo de sinfín de Shigley: distancia entre centros (in)	Ejemplo de sinfín de Shigley MED cap. 15 (1 entrada, 75T, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 rpm): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	5.476	5.476	0.0	coincide
Ángulo de rozamiento estático para autobloqueo (°), 1 entrada, q=10	AGMA f estático=0,15 → ρ′=atan(0,15/cos20°)	9.0694	9.07	0.01	coincide

Tren planetario Verificada

10 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Relación, corona fija (21/27/75)	Ecuación de Willis (KHK Gear Technical Reference, trenes planetarios): i=1+Zr/Zs	4.5714	4.571	-0.01	coincide
Velocidad del portasatélites (rpm)	Ecuación de Willis (KHK Gear Technical Reference, trenes planetarios)	656.25	656	-0.04	coincide
Par de salida (N·m)	T·i·0,97 (η indicado)	22.1714	22.2	0.13	coincide
Reacción en la corona (N·m)	equilibrio de pares Tout−Tin	17.1714	17.2	0.17	coincide
Velocidad del satélite respecto al portasatélites (rpm)	Ecuación de Willis (KHK Gear Technical Reference, trenes planetarios): (ns−nc)Zs/Zp	1822.9167	1823	0.0	coincide
Distancia entre centros rueda solar-satélite (mm)	a=m(Zs+Zp)/2	36.0	36	0.0	coincide
Ejemplo de KHK Zs16/Zp16/Zr48, corona fija, N=4: relación	Ejemplo planetario de KHK Gear Technical Reference (i = 1+Zr/Zs = 4)	4	4	0.0	coincide
Rueda solar fija, relación corona → portasatélites	Ecuación de Willis (KHK Gear Technical Reference, trenes planetarios): 1+Zs/Zr	1.28	1.28	0.0	coincide
Portasatélites fijo, relación rueda solar → corona (valor absoluto, sentido inverso)	Ecuación de Willis (KHK Gear Technical Reference, trenes planetarios): −Zr/Zs	3.5714	3.571	-0.01	coincide
Portasatélites fijo: reacción en el portasatélites (N·m)	equilibrio de pares Ts+Tr+Tc=0	22.3214	22.3	-0.1	coincide

Piñón y cremallera Verificada

8 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Desplazamiento por vuelta del piñón (mm)	KHK Gear Technical Reference (piñón y cremallera: desplazamiento por vuelta = π·m·z)	125.6637	125.66	-0.0	coincide
Velocidad lineal (mm/s)	v=s·n/60	125.6637	125.7	0.03	coincide
Fuerza en la cremallera (N)	F=2T/d	500.0	500	0.0	coincide
Fuerza de separación (N)	Fr=F·tan20°	181.9851	182	0.01	coincide
Vueltas para una carrera de 500 mm	carrera/s	3.9789	3.98	0.03	coincide
Longitud de la cremallera (mm)	carrera+2p+40 (regla indicada en las notas)	552.5664	553	0.08	coincide
Resolución, 200 pasos en directo (µm/paso)	s/(pasos·gr)	628.3185	628.3	-0.0	coincide
Resolución con reductor 5:1 (µm/paso)	s/(pasos·gr)	125.6637	125.7	0.03	coincide

Velocidad de motor y variador Verificada

10 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Velocidad de sincronismo, 4 polos, 50 Hz (rpm)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	1500	1500	0.0	coincide
Deslizamiento (%)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	4.0	4	0.0	coincide
Par nominal 4 kW a 1440 rpm (N·m)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	26.525	26.5	-0.09	coincide
Velocidad a 35 Hz, par constante (rpm)	aproximación de velocidad de deslizamiento constante n=120f/p−Δn	990	990	0.0	coincide
Potencia a 35 Hz (kW)	P=T·n/9549	2.75	2.75	0.0	coincide
Tensión a 35 Hz (V)	V/f constante	280	280	0.0	coincide
Par disponible a 75 Hz (N·m)	debilitamiento de campo a potencia constante T=Tr·fb/f	17.6833	17.7	0.09	coincide
Carga de ventilador a 35 Hz: par resistente (N·m)	ley de afinidad T∝n², deslizamiento ∝ par	13.306	13.3	-0.04	coincide
Velocidad a 75 Hz con la carga en el límite de par de debilitamiento de campo (rpm)	deslizamiento del motor de inducción ∝ T/Φ², Φ∝fb/f → deslizamiento 90 rpm	2160.0	2210	2.31	diferencia de método	La página mantiene el deslizamiento ∝ par con flujo nominal (documentado n≈120f/p−Δn·T/Tr); con el flujo debilitado a fb/f, el deslizamiento con el mismo par es (f/fb)² veces mayor, así que la velocidad real ≈2160 rpm (página +2,3 %).
Preguntas frecuentes: par nominal 7,5 kW a 1460 rpm (N·m)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	49.0531	49.1	0.1	coincide

Cilindro hidráulico Verificada

11 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Fuerza de empuje a 160 bar (kN)	Hoja de datos Bosch Rexroth CDT3 RE 17032 (63/36: A1 31,17 cm², A3 20,99 cm², 160 bar empuje 49,87 kN / tracción 33,58 kN, 18,7 L/min ≙ 0,1 m/s)	49.87	49.9	0.06	coincide
Fuerza de tracción a 160 bar (kN)	Hoja de datos Bosch Rexroth CDT3 RE 17032 (63/36: A1 31,17 cm², A3 20,99 cm², 160 bar empuje 49,87 kN / tracción 33,58 kN, 18,7 L/min ≙ 0,1 m/s)	33.58	33.6	0.06	coincide
Velocidad de salida a 18,7 L/min (mm/s)	Hoja de datos Bosch Rexroth CDT3 RE 17032 (63/36: A1 31,17 cm², A3 20,99 cm², 160 bar empuje 49,87 kN / tracción 33,58 kN, 18,7 L/min ≙ 0,1 m/s)	100	100	0.0	coincide
Velocidad de retorno a 20 L/min (mm/s)	v=Q/A2 (fundamentos ISO 4413)	158.7778	159	0.14	coincide
Caudal de retorno al retraer (L/min)	Q·A1/A2	29.697	29.7	0.01	coincide
Caudal de retorno al extender (L/min)	Q·A2/A1	13.4694	13.5	0.23	coincide
Potencia de la bomba a 160 bar, 20 L/min, η 0,85 (kW)	P=p·Q/(600η)	6.2745	6.27	-0.07	coincide
Aprovechamiento a pandeo, articulado-articulado (%)	Euler Fk=π²EI/(KL)², E 210 GPa, L=s+1,5D, S=3,5 (método de pandeo de Rexroth)	36.1004	36	-0.28	coincide
Presión necesaria para 40 kN (bar)	p=F/A1	128.3184	128	-0.25	coincide
Fuerza de salida en regenerativo (kN)	F=p·A_rod	16.286	16.3	0.09	coincide
Velocidad de salida en regenerativo (mm/s)	v=Q/A_rod	327.4793	327	-0.15	coincide

Husillo trapecial y de bolas Corregida

12 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Se añadió el dato número de entradas: paso = avance / entradas para husillos de varias entradas.
El diámetro de núcleo ISO 2904 usa ahora el juego de cresta correcto para cada paso.
Se indica ahora la hipótesis de rozamiento estático para el autobloqueo (1,25 × μ).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Husillo de bolas por defecto 16x5, F 2000 N: par de accionamiento N·m, T = F·d2/2·tan(λ+ρ'), μ 0,005	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 8-1 (par de un tornillo de potencia)	1.6724	1.672	-0.02	coincide
Husillo de bolas por defecto 16x5: rendimiento %	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 8-4 (e = tanλ/tan(λ+ρ'))	95.167	95.2	0.03	coincide
Velocidad crítica por defecto rpm, empotrado-apoyado, dr 12,2 mm (λ2 15,1 incl. CS 0,8)	Catálogo de husillos de bolas THK, velocidad de giro admisible n = λ2·d1/L²·10^7	2878.4	2878	-0.01	coincide
Límite de pandeo por defecto N (η2 10,2 incl. CS 0,5)	Catálogo de husillos de bolas THK, carga axial admisible P = η2·d1^4/L²·10^4	3530.7	3531	0.01	coincide
Pasos por mm por defecto (200 pasos × 16 micropasos / 5 mm)	Definición	640	640	0.0	coincide
Publicado: Shigley ejemplo 8-1 (rosca cuadrada de 32 mm, p 4, dos entradas, f 0,08, F 6,4 kN): par de subida, solo rosca, N·m (página ejecutada como Tr con μ = 0,08·cos15° para que ρ' = atan 0,08, 2 entradas)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 8-1 (TR = 15,94 N·m)	15.94	15.937	-0.02	coincide
Shigley ejemplo 8-1: ángulo de avance λ ° (dm 30 mm, l 8 mm)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 8-1	4.852	4.85	-0.04	coincide
Tr16x4 μ 0,12, F 2000 N: par de accionamiento N·m	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 8-1 con ρ' = atan(μ/cos15°)	3.0469	3.047	0.0	coincide
Tr30x6 diámetro de núcleo d3 mm (d − P − 2ac, ac 0,5)	ISO 2904 (tabla trapecial de RoyMech, d3 = 23,0)	23.0	23	0.0	coincide
Tr8x1,5 diámetro de núcleo d3 mm (ac 0,15)	ISO 2904 (d3 = 6,2)	6.2	6.2	0.0	coincide
Tr40x7 diámetro de núcleo d3 mm (ac 0,5)	ISO 2904 (d3 = 32,0)	32.0	32	0.0	coincide
Tr8x8 P2 (4 entradas): ángulo de avance ° (d2 = 8 − 2/2 = 7)	ISO 2904 d2 = d − P/2; λ = atan(Ph/(π d2))	19.991	19.99	-0.01	coincide

Polipasto Verificada

11 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Por defecto 200 kg, 4 ramales, η 0,96, tirando hacia abajo desde el bloque superior: tiro N	Método del rozamiento en las poleas (ramal de tiro): W = P·Σηᵏ, Crosby "How to figure line parts" LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	542.45	542	-0.08	coincide
Carga en el anclaje superior por defecto N (W + P)	Estática	2503.8	2504	0.01	coincide
Cuerda que hay que tirar por defecto m (4 × 2 m)	Cinemática	8.0	8	0.0	coincide
Pérdida por rozamiento por defecto % (1 − MA/n = 9,61 %, la página muestra % enteros)	Balance de energía	9.61	10	4.06	coincide	Dentro del redondeo de presentación del valor de la página.
Tiro hacia arriba desde el bloque móvil, 4 ramales: tiro N (Σηᵏ, k = 0..3)	Método del rozamiento en las poleas (ramal de tiro): W = P·Σηᵏ, Crosby "How to figure line parts" LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	520.75	521	0.05	coincide
Tiro hacia arriba desde el bloque móvil: carga en el anclaje superior N (W − P)	Estática	1440.6	1441	0.03	coincide
6 ramales tirando hacia abajo: tiro N	Método del rozamiento en las poleas (ramal de tiro): W = P·Σηᵏ, Crosby "How to figure line parts" LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	376.18	376	-0.05	coincide
8 ramales sobre mosquetones (η 0,5): ventaja mecánica real (0,996, mostrada con 2 decimales)	Método del rozamiento en las poleas (ramal de tiro): W = P·Σηᵏ, Crosby "How to figure line parts" LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	0.9961	1	0.39	coincide
Publicado: factor de ramal de tiro de Crosby, poleas con rodamientos de rodillos K 1,04, 4 ramales (LF 0,2755): tiro para 1000 kg, η = 1/1,04	Método del rozamiento en las poleas (ramal de tiro): W = P·Σηᵏ, Crosby "How to figure line parts" LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	2701.6	2702	0.01	coincide
Publicado: factor de ramal de tiro de Crosby, poleas con casquillo de bronce K 1,09, 6 ramales (LF 0,2225): tiro para 1000 kg, η = 1/1,09	Método del rozamiento en las poleas (ramal de tiro): W = P·Σηᵏ, Crosby "How to figure line parts" LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	2186.1	2186	-0.0	coincide
4 ramales + etapa 2:1 en el ramal de tiro: tiro N (MA = 3,6157 × (1 + η))	Estática de un aparejo compuesto con η por polea	276.76	277	0.09	coincide

Par de apriete de tornillos Verificada

10 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Por defecto M10 8.8, K 0,20, 75 % de la carga de prueba: par de apriete N·m	T = K·F·d (Shigley ec. 8-27); tensiones de prueba ISO 898-1 / SAE J429; secciones resistentes ISO 898-1 / ASME B1.1	50.46	50.5	0.08	coincide
Fuerza de precarga por defecto kN (0,75 × 580 MPa × 58,0 mm²)	T = K·F·d (Shigley ec. 8-27); tensiones de prueba ISO 898-1 / SAE J429; secciones resistentes ISO 898-1 / ASME B1.1	25.23	25.2	-0.12	coincide
Alargamiento del tornillo por defecto mm (F·L/(E·As), E 205 GPa, sujeción 30)	Ley de Hooke	0.06366	0.064	0.53	coincide
Fuerza en la mano por defecto N con llave de 300 mm	Estática	168.2	168	-0.12	coincide
Publicado: Fastenal Grade 5 3/8-16, 75 % de la carga de prueba, K 0,20: fuerza de precarga lbf (4940)	Tabla par-tensión de Fastenal para A307/Gr5/Gr8 (crafter.fastenal.com Torque-Tension_Chart_for_A307_Gr5_Gr8_Gr9.pdf)	4940	4940	0.0	coincide
Publicado: Fastenal Grade 5 3/8-16, par en seco ft·lb (31)	Tabla par-tensión de Fastenal	31	30.9	-0.32	coincide
Publicado: Fastenal Grade 5 3/4-16 UNF, fuerza de precarga lbf (23 776)	Tabla par-tensión de Fastenal	23776	23712	-0.27	coincide
M20 8.8 carga de prueba kN (600 MPa por encima de M16 × 245 mm²)	ISO 898-1 tablas 5/7	147.0	147	0.0	coincide
M12x1,25 10.9, bisulfuro de molibdeno K 0,13, 75 %: par N·m (As 92,1)	T = K·F·d (Shigley ec. 8-27); tensiones de prueba ISO 898-1 / SAE J429; secciones resistentes ISO 898-1 / ASME B1.1	89.438	89.4	-0.04	coincide
SAE Grade 2 7/8-9: carga de prueba kN (33 ksi = 228 MPa por encima de 3/4 in × 298 mm²)	SAE J429 Grade 2	67.94	67.9	-0.06	coincide

Unión atornillada Corregida

7 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Cuando la precarga máxima ya supera la carga de prueba, la página indica «superada» en lugar de un factor negativo o infinito; la lectura pasa a llamarse «Factor de carga hasta la carga de prueba» para decir lo que es.
Indicación de asentamiento corregida a los valores de la tabla de VDI 2230 (unos 9–10 µm para dos chapas mecanizadas).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
BJ-001 M10 8.8 acero: C, fuerza en el tornillo, fuerza de apriete, separación, fatiga	Revisión externa (ChatGPT), caso independiente BJ-001	0.2012 / 27.24 / 17.24 / 31.59 kN / 2.92	0.201 / 27.2 / 17.2 / 31.6 kN / 2.92	0	coincide	Todo dentro del redondeo de presentación.
BJ-001 margen hasta la carga de prueba	La fórmula de unión cerrada del revisor daba 4,18	3.36	3.36	0	coincide	La unión se separa (31,6 kN) antes de que la recta de unión cerrada alcance la carga de prueba, así que, según la propia regla por tramos del revisor, el tornillo solo alcanza la carga de prueba con P = Sp·At = 33,6 kN; el 4,18 ignoraba la separación.
BJ-002 M12 10.9 aluminio: C, fuerzas, separación, fatiga, margen hasta la carga de prueba	ChatGPT BJ-002	0.3961 / 56.90 / 36.90 / 81.11 / 1.316 / 2.649	0.396 / 56.9 / 36.9 / 81.1 / 1.32 / 2.65	0	coincide
BJ-003 M20 8.8 (Sp 600 por encima de M16): C, fuerzas, separación, fatiga	ChatGPT BJ-003	0.2005 / 118.27 / 78.27 / 137.9 / 3.123	0.201 / 118.3 / 78.3 / 137.9 / 3.12	0	coincide	Confirma el cambio de tensión de prueba de ISO 898-1 por encima de M16.
BJ-003 margen hasta la carga de prueba	El revisor daba 4,582 (fórmula de unión cerrada)	3.675	3.67	-0.1	coincide	La separación a 137,9 kN se produce antes del punto de carga de prueba de la unión cerrada (183 kN), así que el valor por tramos es 147,0/40 = 3,675.
Purdue ME354, examen final 2022, P4, M16 8.8, sujeción 64: LT, ld, lt, kb, km, C	Revisión independiente (agente separado), solución publicada	38 / 42 / 22 mm, 593 / 3050 kN/mm, 0.162	38 / 42 / 22, 593 / 3051, 0.163	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.
Ejemplo resuelto M10 8.8 L 50: kb, km, C, Fb, P0, nf	Revisión independiente (agente separado), código independiente	506.1 / 2009.3 / 0.2012 / 27.24 / 31.58 / 2.92	506 / 2009 / 0.201 / 27.2 / 31.6 / 2.92	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.

Muelle de compresión Corregida

12 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

La resistencia del alambre para inoxidable 302 y bronce fosforoso sigue ahora la tabla 10-4 de Shigley según el diámetro del alambre.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Constante de rigidez por defecto N/mm (k = G d⁴/(8 D³ Na), G 81 GPa, Na 8)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 10-9, tabla 10-1	3.4722	3.472	-0.01	coincide
Tensión a la longitud de trabajo por defecto MPa (KB Bergsträsser)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ecs. 10-5, 10-7	343.63	344	0.11	coincide
Admisible por defecto MPa (0,45 × 2211/2^0,145)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tablas 10-4, 10-6	899.81	900	0.02	coincide
Frecuencia propia por defecto Hz (d/(2π Na D²)·√(G/2ρ))	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 10-25	278.94	279	0.02	coincide
Publicado: Shigley ejemplo 10-1 (cuerda de piano n.º 16 d 0,037 in, OD 7/16 in, extremos cerrados, 12,5 espiras): constante lbf/in con G 11,85 Mpsi de la tabla 10-5 (la página usa G 81,0 GPa = 11,75 Mpsi)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-1; tabla 10-5	4.116	4.1	-0.39	coincide
Shigley ejemplo 10-1: Ssy = 0,45·Sut ksi (Sut = 201/0,037^0,145 = 324 kpsi)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-1	145.89	145.6	-0.2	coincide
Inoxidable 302 d 1 mm: admisible 0,35·Sut MPa (Sut 1867,0)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (Sut = A/d^m según el diámetro del alambre) y tabla 10-6 (admisible 35 % de Sut para inoxidables/no férreos)	653.45	653	-0.07	coincide
Inoxidable 302 d 3 mm: admisible 0,35·Sut MPa (Sut 1546,8)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (Sut = A/d^m según el diámetro del alambre) y tabla 10-6 (admisible 35 % de Sut para inoxidables/no férreos)	541.38	541	-0.07	coincide
Inoxidable 302 d 6 mm: admisible 0,35·Sut MPa (Sut 1236,2)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (Sut = A/d^m según el diámetro del alambre) y tabla 10-6 (admisible 35 % de Sut para inoxidables/no férreos)	432.67	433	0.08	coincide
Bronce fosforoso d 0,5 mm: admisible 0,35·Sut MPa (Sut 1000,0)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (Sut = A/d^m según el diámetro del alambre) y tabla 10-6 (admisible 35 % de Sut para inoxidables/no férreos)	350.0	350	0.0	coincide
Bronce fosforoso d 1,5 mm: admisible 0,35·Sut MPa (Sut 902,7)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (Sut = A/d^m según el diámetro del alambre) y tabla 10-6 (admisible 35 % de Sut para inoxidables/no férreos)	315.94	316	0.02	coincide
Bronce fosforoso d 4 mm: admisible 0,35·Sut MPa (Sut 852,9)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (Sut = A/d^m según el diámetro del alambre) y tabla 10-6 (admisible 35 % de Sut para inoxidables/no férreos)	298.51	299	0.16	coincide

Muelle de tracción Corregida

12 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

La resistencia del alambre para inoxidable 302 y bronce fosforoso sigue ahora la tabla 10-4 de Shigley según el diámetro del alambre.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Constante de rigidez por defecto N/mm (Na = Nb + G/E)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ecs. 10-9, 10-39	1.705	1.705	0.0	coincide
Tensión en el cuerpo por defecto MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 10-7	338.29	338	-0.09	coincide
Flexión en el gancho σA por defecto MPa (C1 = C)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ecs. 10-34, 10-35	653.64	654	0.06	coincide
Publicado: Shigley ejemplo 10-6 (estirado duro d 0,035 in, OD 0,248 in, Nb 12,17, Fi 1,19 lbf): constante lbf/in (17,91, G 11,6/E 28,7 Mpsi; la página usa 11,5/28,5)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-6	17.91	17.8	-0.61	coincide
Shigley ejemplo 10-6: tensión en el cuerpo a 5,25 lbf ksi (L1 fijada para que la fuerza de la página = 5,25 lbf)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-6	81.98	82	0.02	coincide
Shigley ejemplo 10-6: aprovechamiento a torsión del gancho % (τB 78,6 ksi con r2 0,089 in, C2 5,09, / 0,40·Sut); la página supone C2 = 4 (la tolerancia del 8 % lo cubre)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-6	74.24	78	5.06	diferencia de método	La página no tiene dato r2 y fija C2 = 2r2/d = 4 (documentado), lo que da (K)B 1,25 en lugar de 1,184, de modo que la torsión en el gancho sale un 5,6 % alta (del lado de la seguridad). El radio de curvatura del gancho r2 es ahora un dato de entrada (por defecto 2·d), así que el caso de Shigley puede introducirse exactamente.
Inoxidable 302 d 1 mm: Sut del alambre MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (según el diámetro del alambre)	1867.0	1867	0.0	coincide
Inoxidable 302 d 3 mm: Sut del alambre MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (según el diámetro del alambre)	1546.81	1547	0.01	coincide
Inoxidable 302 d 6 mm: Sut del alambre MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (según el diámetro del alambre)	1236.19	1236	-0.02	coincide
Bronce fosforoso d 0,5 mm: Sut del alambre MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (según el diámetro del alambre)	1000.0	1000	0.0	coincide
Bronce fosforoso d 1,5 mm: Sut del alambre MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (según el diámetro del alambre)	902.69	903	0.03	coincide
Bronce fosforoso d 4 mm: Sut del alambre MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla 10-4 (según el diámetro del alambre)	852.87	853	0.02	coincide

Muelle de torsión Corregida

12 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

La resistencia del alambre para inoxidable 302 y bronce fosforoso sigue ahora la tabla 10-4 de Shigley según el diámetro del alambre.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Constante de rigidez por defecto N·mm/vuelta (k' = d⁴E/(10,8 D Na), Na = Nb + (l1 + l2)/(3πD))	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ecs. 10-51, 10-52	470.73	471	0.06	coincide
Tensión de flexión por defecto MPa (Ki fibra interior)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ecs. 10-43, 10-44	323.77	324	0.07	coincide
Ø interior enrollado por defecto mm (D' = D·Nb/(Nb + θ') − d)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 10-54	10.6469	10.65	0.03	coincide
Publicado: Shigley ejemplo 10-8 (cuerda de piano d 0,072 in, OD 19/32 in, Nb 4,25, patas de 1 in): Sy = 0,78·Sut ksi (229,6)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-8	229.6	229.2	-0.17	coincide
Shigley ejemplo 10-8: constante lbf·in/vuelta (E 28,5 Mpsi)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-8	29.188	29.2	0.04	coincide
Shigley ejemplo 10-8: ángulo estático máx. ° (θ' = Mmax/k')	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ejemplo 10-8	93.1	93	-0.11	coincide
Inoxidable 302 d 1 mm: admisible Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tablas 10-4, 10-10 (61 % para inoxidables/no férreos)	1138.87	1139	0.01	coincide
Inoxidable 302 d 3 mm: admisible Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tablas 10-4, 10-10 (61 % para inoxidables/no férreos)	943.55	944	0.05	coincide
Inoxidable 302 d 6 mm: admisible Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tablas 10-4, 10-10 (61 % para inoxidables/no férreos)	754.08	754	-0.01	coincide
Bronce fosforoso d 0,5 mm: admisible Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tablas 10-4, 10-10 (61 % para inoxidables/no férreos)	610.0	610	0.0	coincide
Bronce fosforoso d 1,5 mm: admisible Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tablas 10-4, 10-10 (61 % para inoxidables/no férreos)	550.64	551	0.07	coincide
Bronce fosforoso d 4 mm: admisible Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tablas 10-4, 10-10 (61 % para inoxidables/no férreos)	520.25	520	-0.05	coincide

Engranaje cónico Verificada

12 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Ángulo del cono primitivo del piñón por defecto ° (tan δ1 = sinΣ/(z2/z1 + cosΣ))	Gleason / KHK	26.5651	26.57	0.02	coincide
Generatriz del cono R por defecto mm	Gleason / KHK	44.7214	44.72	-0.0	coincide
Fuerza tangencial por defecto kN en dm1 = d1 − b sinδ1 (1,186, mostrada a 0,01 kN)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), §13-15 análisis de fuerzas en engranajes cónicos	1.1856	1.19	0.37	coincide
Fuerza radial del piñón por defecto kN (Wt tanφ cosγ)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), ec. 13-38	0.386	0.39	1.04	coincide	Dentro del redondeo de presentación del valor de la página.
Publicado: ejemplo Gleason de KHK: ha1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, tabla 4.12, ejemplo cónico recto Gleason (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	4.035	4.035	0.0	coincide
Publicado: ejemplo Gleason de KHK: hf1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, tabla 4.12, ejemplo cónico recto Gleason (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	2.529	2.529	0.0	coincide
Publicado: ejemplo Gleason de KHK: θf1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, tabla 4.12, ejemplo cónico recto Gleason (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	2.15903	2.159	-0.0	coincide
Publicado: ejemplo Gleason de KHK: da1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, tabla 4.12, ejemplo cónico recto Gleason (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	67.218	67.218	0.0	coincide
Publicado: ejemplo Gleason de KHK: da2	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, tabla 4.12, ejemplo cónico recto Gleason (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	121.7575	121.758	0.0	coincide
Publicado: ejemplo Gleason de KHK: di1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, tabla 4.12, ejemplo cónico recto Gleason (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	44.8425	44.843	0.0	coincide
Publicado: ejemplo de KHK: Xb1 ancho de cara axial mm	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, tabla 4.12, ejemplo cónico recto Gleason (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	19.0029	19.003	0.0	coincide
Ángulo entre ejes Σ 60°, 20/40: ángulo del cono primitivo del piñón °	Gleason / KHK, ángulo entre ejes general tan δ1 = sinΣ/(z2/z1 + cosΣ)	19.1066	19.11	0.02	coincide

Ajuste a presión Corregida

6 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

El calentamiento para el ajuste por contracción usa ahora el apriete medido completo; con el valor alisado salían unos 17 K de menos (218 en lugar de 235 °C en el caso por defecto) y el cubo podía agarrotarse a medio montar.
Los cubos de fundición se comprueban ahora con la tensión circunferencial (la mayor tensión principal), como corresponde a los materiales frágiles; la comprobación de von Mises señalaba como agrietadas uniones correctas.
Las tensiones y la fuerza de calado en el ajuste más apretado usan ahora el apriete medido completo (del lado de la seguridad); antes, el alisado de la rugosidad las reducía en un 14 % aproximadamente.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Presión de contacto, Ø40 H7/s6, ajuste mínimo	Lamé (Shigley ec. 3-56), cálculo manual	19.69	19.7	0.05	coincide	Comprobado por el desarrollador; revisado de forma independiente el 30 oct 2026.
Par transmisible con el ajuste mínimo	μ·p·π·d·L·d/2	237.5	238	0.2	coincide	Comprobación del desarrollador.
Tensión de von Mises en el cubo con el ajuste máximo	σt = p(Do²+d²)/(Do²−d²), σr = −p	234.2	234	-0.1	coincide	Comprobación del desarrollador.
Apriete ISO 286 H7/s6 en Ø40	ISO 286-2: s6 +43/+59, H7 0/+25 µm	18 – 59	18 – 59	0	coincide	Usa las tablas verificadas de la calculadora de ajustes.
Ejemplo resuelto de la TU Clausthal Ø50 H6/s6, cubo 100, L 40, μ 0,2: presión y fuerza de rozamiento con el ajuste mínimo	Revisión independiente (agente separado), TU Clausthal Maschinenlehre WS15/16, Aufgabe 1	34,97 MPa / 43,94 kN	35,0 MPa / 43,9 kN	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.
Ø40 H7/s6 por defecto: tensión circunferencial / de von Mises en el cubo con el ajuste más apretado (59 µm completos)	Revisión independiente (agente separado), Lamé, código independiente	193,6 / 271,0 MPa	194 / 271 MPa	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.

Chaveta Corregida

5 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

El par transmisible y la presión computan ahora como máximo 1,3·d de longitud útil de chaveta, el límite de validez del método C de DIN 6892; una chaveta de 400 mm en un eje de 40 mm mostraba 5112 N·m en lugar de unos 685.
El límite para fundición se describe ahora como una elección conservadora del sitio, no como parte de DIN 6892; se indican la base de cálculo a cizalla de la chaveta y la siguiente longitud normalizada DIN.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Presión en el flanco del cubo, Ø40 12×8×50 forma A, 300 N·m, KA 1,25	Cálculo manual	164.5	164	-0.3	coincide	Comprobación del desarrollador; revisión independiente pendiente (calculadora nueva).
Longitud de chaveta necesaria	F/((h−t1)·0.9·Re) + b	34.8	35	0.6	coincide	La página redondea al mm entero superior.
Tamaño de chaveta según el diámetro	DIN 6885-1	12 × 8	12 × 8	0	coincide
Por defecto Ø40, 300 N·m, KA 1,25, 12×8×50: presión en cubo / eje, cizalla de la chaveta	Revisión independiente (agente separado), código independiente, tabla DIN 6885-1	164,47 / 98,68 / 41,12 MPa	164 / 98,7 / 41,1 MPa	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.
Shigley, 10.ª ed., ej. 7-6, fuerza en la chaveta	Revisión independiente (agente separado), Shigley	5846 lbf	5843 lbf	0	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.

Flecha de vigas Corregida

7 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Una carga situada a una distancia mínima de un nodo de la malla (por ejemplo, 1500,001 mm, o una carga en el extremo 0,006 mm antes del final tras un cambio de unidades) dejaba el solver mal condicionado y daba reacciones erróneas o NaN. La malla ya nunca crea elementos más cortos que L/1000.
El módulo de Young puede introducirse ahora (AISC usa 29 000 ksi = 200 GPa).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Veredicto	Nota
BEAM-001 viga biapoyada, carga puntual de 10 kN + carga repartida de 2 kN/m: reacciones, M máx., σ, flecha máx. y su posición	Revisión externa (ChatGPT), caso independiente BEAM-001	9,667 / 6,333 kN / 8,667 kN·m / 54,17 MPa / 4,127 mm en 1406,2 mm	9,667 / 6,333 kN / 8,667 kN·m / 54,2 MPa / 4,127 mm en 1406,2 mm	coincide	Todo dentro del redondeo de presentación.
BEAM-002 voladizo, carga en el extremo + carga repartida + momento en el extremo: flecha en el extremo, giro, reacción y momento en el empotramiento	Revisión externa (ChatGPT), caso BEAM-002 (giro corregido por el revisor a 0,008333 rad)	11,000 mm / 0,008333 rad / 5 kN / 8,5 kN·m	11,000 mm / 0,00833 rad / 5,000 kN / −8,500 kN·m	coincide	Momento mostrado con el convenio de signos positivo en sentido horario.
BEAM-003 viga empotrada-apoyada con carga repartida: reacciones, momentos en el empotramiento y en el vano, flecha máx. y posición, giro en el apoyo	Revisión externa (ChatGPT), caso BEAM-003	7,5 / 4,5 kN / −6 / 3,375 kN·m / 1,6506 mm en 2313,9 mm / 0,001587 rad	7,500 / 4,500 kN / −6,000 / 3,375 kN·m / 1,651 mm en 2313,9 mm / 0,00159 rad	coincide	Resuelto por compatibilidad, no con una fórmula para un caso particular.
Biempotrada con carga repartida: wL/2, wL²/12, wL⁴/384EI	Solución analítica clásica	6 kN / 4 kN·m / 0.7937 mm	6.000 kN / 4.000 kN·m / 0.794 mm	coincide	Comprobado por el desarrollador.
Invariantes: una carga sobre un apoyo no produce flexión; se rechazan las cargas fuera de la luz y la luz nula	Invariantes propuestos por la revisión externa	0 kN·m / error de entrada	0,000 kN·m / error de entrada	coincide	Revisada de forma independiente el 30 oct 2026; correcciones enumeradas arriba.
AISC Design Example F.1-1 W18×50, 35 ft: Mu	Revisión independiente (agente separado), AISC 360-16 Design Examples	266,4 kip·ft	266,4 kip·ft	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.
Vigas biempotradas y empotradas-apoyadas con una carga puntual descentrada	Revisión independiente (agente separado), Roark tabla 8.1 / AISC Manual tabla 3-23	RA 7.407 kN, MA 4.444, MB 2.222 kN·m; RB 1.481 kN	igual	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.

Soldadura en ángulo Corregida

6 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

La lectura direccional según EN muestra ahora σ⊥ y τ⊥ de la orientación de garganta determinante (el aprovechamiento era correcto; las componentes mostradas correspondían a la otra orientación).
Texto corregido: el método direccional nunca es más conservador que el simplificado; se muestra el centro de gravedad de la forma de C para introducir excentricidades.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Veredicto	Nota
WELD-001 rectángulo 100 × 60, a 4, Fx 12 / Fy 8 kN, Mz 1,2 kN·m: L, J, tensión máxima y su ubicación, aprovechamiento	Revisión externa (ChatGPT), caso WELD-001; sus Ix e Iy estaban mal repartidos, los corregimos nosotros y el revisor lo confirmó	320 mm / 2 730 667 mm⁴ / 36,130 MPa en (+50, −30) / 15,46 %	320,0 mm / 2 730 667 mm⁴ / 36,13 MPa en (50, −30) / 15,5 %	coincide	Ix 864 000 e Iy 1 866 667 mm⁴ coinciden con los valores corregidos.
WELD-002 dos líneas de 120 mm a ±40, Fz 10 kN, Mx 1 kN·m: Ix, Iy, tensión normal máxima	Revisión externa (ChatGPT), caso WELD-002	1 152 000 / 1 536 000 mm⁴ / 62,5 MPa / 26,75 %	1 152 000 / 1 536 000 mm⁴ / 62,50 MPa / 26,7 %	coincide
WELD-003 círculo r 50, Mz 1 kN·m: longitud, J, tensión de torsión	Revisión externa (ChatGPT), caso WELD-003	314,159 mm / 3 141 593 mm⁴ / 15,9155 MPa	314,2 mm / 3 141 593 mm⁴ / 15,92 MPa	coincide
Invariantes: duplicar la garganta reduce la tensión a la mitad, duplicar las cargas la duplica, una fuerza excéntrica da r × F, direccional ≤ simplificado	Invariantes propuestos por la revisión externa	según lo indicado	según lo indicado	coincide	Revisada de forma independiente el 30 oct 2026; correcciones enumeradas arriba.
Shigley, 9.ª ed., problema 9-19 (dos cordones de 50 mm, F 6,06 kN a 175 mm)	Revisión independiente (agente separado), manual de soluciones de Shigley, cap. 9	140 MPa	139,9 MPa	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.
Shigley, 9.ª ed., problema 9-56 (dos cordones de 200 mm, 25 kN con un voladizo de 150 mm)	Revisión independiente (agente separado), manual de soluciones de Shigley, cap. 9	I 8,484e6 mm⁴, τmax 45,3 MPa	8 484 000 mm⁴, 45,28 MPa	coincide	Revisión independiente, 30 oct 2026.

Vida de rodamientos Corregida

12 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Rodamientos de contacto angular de 40° individuales: P = Fr por debajo de e = 1,14 (antes se usaba la fórmula de rodamientos apareados); carga estática P0 = max(Fr, 0,5·Fr + 0,26·Fa).
Contacto angular exactamente en e (Fa/Fr = 1,14): el redondeo en coma flotante podía seleccionar la rama superior; ahora la comparación lo mantiene en P = Fr (detectado por una revisión externa, efecto 0,02 %).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
6205 por defecto: L10h h ((14,8/2)^3 × 10^6/(60·1500))	ISO 281:2007 (L10 = (C/P)^p, tabla X/Y para rodamientos rígidos de bolas), catálogo SKF	4502.49	4502	-0.01	coincide
e por defecto (f0·Fa/C0 = 0,897, f0 14; 0,272 mostrado como 0,27)	Interpolación en la tabla 4 de ISO 281	0.2719	0.27	-0.7	coincide
C necesaria por defecto kN para 20 000 h	ISO 281 invertida	24.329	24.3	-0.12	coincide
Seguridad estática s0 por defecto (P0 = max(Fr, 0,6Fr + 0,5Fa))	ISO 76 / SKF	3.9	3.9	0.0	coincide
Publicado: ejemplo de JTEKT/Koyo, 6308 (Cr 50,9, C0r 24,0 kN, f0 13,2), Fr 3,5, Fa 1,0 kN: carga equivalente P kN (3,78; la página fija f0 = 14)	Conocimientos sobre rodamientos de JTEKT, ejemplos de cálculo aplicados (jtekt.co.jp .../5-7000.html: X 0,56, Y 1,82, P 3 780 N)	3.78	3.756	-0.63	coincide
Contacto angular 40° individual, Fa/Fr = 1,13 (por debajo de e = 1,14): P kN, Fr 1	Catálogo SKF / NTN de rodamientos de una hilera de bolas de contacto angular 40° (B): individual o en tándem P = Fr para Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa por encima; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	1.0	1	0.0	coincide
Contacto angular 40° individual, Fa/Fr = 1,15 (por encima de e): P kN	Catálogo SKF / NTN de rodamientos de una hilera de bolas de contacto angular 40° (B): individual o en tándem P = Fr para Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa por encima; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	1.0055	1.005	-0.05	coincide
Contacto angular 40° individual, Fr 1, Fa 3 (muy por encima de e): P kN	Catálogo SKF / NTN de rodamientos de una hilera de bolas de contacto angular 40° (B): individual o en tándem P = Fr para Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa por encima; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	2.06	2.06	0.0	coincide
Contacto angular 7205 B, Fr 1, Fa 3: seguridad estática s0 (P0 = 0,5 + 0,78 = 1,28 kN, C0 10)	Catálogo SKF / NTN de rodamientos de una hilera de bolas de contacto angular 40° (B): individual o en tándem P = Fr para Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa por encima; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	7.8125	7.81	-0.03	coincide
Contacto angular 7205 B, Fr 2, Fa 1 (por debajo de e): seguridad estática s0 (P0 = Fr = 2)	Catálogo SKF / NTN de rodamientos de una hilera de bolas de contacto angular 40° (B): individual o en tándem P = Fr para Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa por encima; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	5.0	5	0.0	coincide
Rodillos cónicos 30205 (C 37,4), Fr 4, Fa 2: P kN (0,4Fr + 1,6Fa)	SKF 30205 J2/Q: e 0,37, Y 1,6	4.8	4.8	0.0	coincide
Rodillos a rótula 22208 E, Fr 5, Fa 1 (Fa/Fr 0,2 < e): P kN con factores de SKF (Fr + Y1·Fa, Y1 2,4)	Datos de producto SKF 22208 E: e 0,28, Y1 2,4, Y2 3,6, Y0 2,5 (coolenbearings.com/skf/roller-bearings/spherical/22208-e)	7.4	7.41	0.14	coincide	Corregido tras esta revisión: los factores de los rodamientos de rodillos a rótula siguen ahora el rodamiento seleccionado (22208 E: e 0,28, Y1 2,41); antes, los valores genéricos e 0,25 / Y1 2,7 daban una P un 4 % alta.

Diámetro de ejes Corregida

11 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Valores del C45 normalizado ajustados a EN 10083-2 para barra de 16–100 mm (305/580 MPa).
El giro en los rodamientos comprueba ahora el mayor de los dos rodamientos.
Se añadió una comprobación a fatiga DE-Goodman (límite de fatiga de Marin, Kf/Kfs, diámetro necesario) y el coeficiente de seguridad estático se indica como una tensión de cálculo que incluye los factores de choque y el chavetero.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Par por defecto N·m (9549 P/n)	Norma	49.391	49.4	0.02	coincide
Momento flector por defecto N·m (F a (L − a)/L)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla A-9-5	80.0	80	0.0	coincide
Diámetro por resistencia por defecto mm (C45 305/580 MPa, chavetero, Km 1,5, Kt 1,0)	ASME Code for Design of Transmission Shafting (Bhandari, Design of Machine Elements): d³ = 16/(π τ)·√((Km M)² + (Kt T)²), τ = 0,75·min(0,3Sy, 0,18Su) con chavetero	21.276	21.3	0.11	coincide
Diámetro por torsión por defecto mm (0,25°/m, G 81 GPa)	θ = T/(G J)	34.541	34.5	-0.12	coincide
Coeficiente de seguridad por defecto en Ø35 (von Mises con Km, Kt, chavetero 1/0,75)	Método de la página: σv = √(σb² + 3τ²)/0,75	7.558	7.56	0.03	coincide
Ángulo de torsión por defecto en Ø35 °/m (mostrado a 0,01)	θ = T/(G J)	0.2371	0.24	1.22	coincide	Dentro del redondeo de presentación del valor de la página.
Flecha bajo la carga por defecto, Ø35 µm (F a² b²/(3 E I L), mostrada a 1 µm)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla A-9-6	34.48	34	-1.39	coincide	Dentro del redondeo de presentación del valor de la página.
Publicado: ejemplo resuelto ASME (20 kW, 200 rpm, M 500 N·m, Km 1,5, Kt 1,0, chavetero, τ 81 MPa → d 42,4 mm), reescalado a la τ 87,75 MPa del C45 templado y revenido de la página: d = 42,4·(81/87,75)^(1/3)	ASME Code for Design of Transmission Shafting (Bhandari, Design of Machine Elements): d³ = 16/(π τ)·√((Km M)² + (Kt T)²), τ = 0,75·min(0,3Sy, 0,18Su) con chavetero; ejemplo de makeiteasyhub.com/design-of-shafts-2026-guide-formulas-materials-codes-and-examples	41.303	41.3	-0.01	coincide
Límite elástico del C45 normalizado MPa (EN 10083-2 +N, 16 < d ≤ 100 mm: 305)	EN 10083-2 (tabla Steel-10083 de RoyMech)	305	305	0.0	coincide
Voladizo de 1,2 kN a 100 mm más allá de una luz de 300 mm: momento flector N·m (F·a)	Shigley's Mechanical Engineering Design, 10.ª ed. (Budynas/Nisbett), tabla A-9-10	120.0	120	0.0	coincide
42CrMo4 templado y revenido, solo par, eje liso, 7,5 kW 1450 rpm: diámetro por resistencia mm (τ = min(225, 180) = 180 MPa)	ASME Code for Design of Transmission Shafting (Bhandari, Design of Machine Elements): d³ = 16/(π τ)·√((Km M)² + (Kt T)²), τ = 0,75·min(0,3Sy, 0,18Su) con chavetero	11.18	11.2	0.18	coincide

Velocidades y avances Corregida

12 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

El espesor de viruta en fresado usa ahora el espesor medio de viruta a partir del ángulo de contacto (las ranuras completas daban un 11 % menos de potencia).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Torneado por defecto Ø50, vc 220: rpm del husillo	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	1400.56	1401	0.03	coincide
Velocidad de avance por defecto mm/min (f·n)	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	280.11	280	-0.04	coincide
Volumen de viruta por defecto cm³/min (vc·ap·f)	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	88.0	88	0.0	coincide
Potencia de corte por defecto kW (kc1 1500, mc 0,25, h 0,2)	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	3.2898	3.29	0.01	coincide
Par del husillo por defecto N·m (Mc = Pc·30 000/(π n))	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	22.43	22.4	-0.13	coincide
Ejemplo resuelto vc 200 m/min: potencia de corte kW (2,99)	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	2.9907	2.99	-0.02	coincide
Taladrado Ø10, vc 80, fn 0,2, acero no aleado: potencia de corte kW (hex = fn/2·sin 59°)	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	1.8481	1.85	0.1	coincide
Fresado de ranura completa Ø12, z 3, fz 0,05, ap 6, vc 150: espesor medio de viruta mm (2fz/π)	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	0.03183	0.032	0.53	coincide
Fresado de ranura completa: potencia de corte kW	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	2.5434	2.54	-0.13	coincide
Fresado lateral Ø12, ae 3 (φ 60°): espesor medio de viruta mm (fz·(2ae/D)/φ)	Fórmulas y definiciones de Sandvik Coromant (torneado: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; fresado: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm a partir del ángulo de contacto; taladrado: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	0.02387	0.024	0.54	coincide
Límite del husillo: torneado Ø10 con vc 220 y 3000 rpm máx.: rpm	n = min(1000 Vc/(πD), nmax)	3000	3000	0.0	coincide
Regla publicada: fresa de 0,5 in a 500 SFM → 3820 rpm (RPM = 3,82·SFM/D); página ejecutada como fresado Ø12,7 mm, vc 152,4 m/min	Machinery's Handbook RPM = 12·SFM/(π D)	3819.7	3820	0.01	coincide

Broca para roscar Corregida

19 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Tolerancia del diámetro interior 6H para pasos de 0,35–0,6 mm corregida al grado 6 de ISO 965-1 (era el grado 5).
Con el porcentaje de rosca por defecto del 77 %, la calculadora da ahora las brocas normalizadas para roscar de ISO 2306 / DIN 336 (M8 → 6,8, M12 → 10,2, M12×1,25 → 10,8 mm) cuando quedan dentro de la tolerancia 6H.
El diámetro interior UNC/UNF se indica ahora como aproximación de la clase 2B de ASME B1.1.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
M3 normal, broca para macho de corte (77 %) = 2,5 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M3 -> 2,5 mm	2.5	2.5	0.0	coincide
M6 normal, broca para macho de corte (77 %) = 5,0 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M6 -> 5,0 mm	5.0	5	0.0	coincide
M8 normal, broca para macho de corte (77 %) = 6,8 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M8 -> 6,8 mm	6.8	6.8	0.0	coincide
M10 normal, broca para macho de corte (77 %) = 8,5 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M10 -> 8,5 mm	8.5	8.5	0.0	coincide
M12 normal, broca para macho de corte (77 %) = 10,2 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M12 -> 10,2 mm	10.2	10.2	0.0	coincide
M16 normal, broca para macho de corte (77 %) = 14 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M16 -> 14 mm	14	14	0.0	coincide
M20 normal, broca para macho de corte (77 %) = 17,5 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M20 -> 17,5 mm	17.5	17.5	0.0	coincide
M12x1,25 fina, broca para roscar = 10,8 mm	Broca normalizada para roscar ISO 2306 / DIN 336: M12x1,25 -> 10,8 mm	10.8	10.8	0.0	coincide
M8 6H D1 mín. = 6,647 mm	ISO 965-1/-2: M8 6H D1 6,647-6,912 mm	6.647	6.647	0.0	coincide
M8 6H D1 máx. = 6,912 mm	ISO 965-1/-2: M8 6H D1 máx. 6,912 mm	6.912	6.912	0.0	coincide
M10 6H D1 máx. = 8,676 mm	ISO 965-2: M10 6H D1 8,376-8,676 mm	8.676	8.676	0.0	coincide
M24 6H D1 mín. = 20,752 mm	ISO 965-2: M24 6H D1 20,752-21,252 mm	20.752	20.753	0.005	coincide
M3 6H D1 máx. = 2,599 mm (P0,5, TD1=0,140)	ISO 965-2: M3 6H D1 2,459-2,599 mm	2.599	2.599	0.0	coincide
Una broca de 8,5 mm en M10 da un 77 % de rosca	Machinery's Handbook % de rosca = (D-d)/(1,299P): (10-8,5)/(1,299*1,5)=77 %	77	77	0.0	coincide
M8, broca para macho de laminación 7,4 mm (65 %)	Tablas de brocas para machos de laminación (OSG/Emuge): M8x1,25 -> 7,4 mm	7.4	7.4	0.0	coincide
1/4-20 UNC al 75 % -> broca n.º 7 de 0,2010 in	Tabla de brocas para roscar de Machinery's Handbook: 1/4-20 -> n.º 7 (0,201 in) para el 75 %	0.201	0.201	0.0	coincide
1/4-20 2B diámetro interior mín. 0,196 in (página 0,1959)	ASME B1.1 1/4-20 UNC-2B diámetro interior 0,196-0,207 in	0.196	0.1959	-0.051	coincide
1/4-20 2B diámetro interior máx. 0,207 in, la página usa la banda ISO 6H (método, tol. 1,5 %)	ASME B1.1 1/4-20 UNC-2B diámetro interior máx. 0,207 in	0.207	0.2063	-0.338	diferencia de método	La página aplica la banda TD1 de ISO 965-1 a UNC (aproximación documentada), lo que da un máx. de 0,2063 in frente a 0,2070 in en ASME B1.1 (-0,3 %).
Profundidad de agujero ciego M8 de 17,8 mm para 12 mm de rosca	Ejemplo resuelto de la página / regla 12 + 3P + 0,3d	17.79	17.8	0.056	coincide

Círculo de agujeros (PCD) Corregida

9 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Corregida la medida en las puntas para 5 espárragos: 0,951·D es de centro a centro, no del borde posterior al centro.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Veredicto
5x112 cuerda entre agujeros 65,832 mm	Machinery's Handbook: cuerda = D sin(180/n), 5 agujeros K=0,58779	65.832	65.832	coincide
5x112 agujero al agujero más lejano 106,52 mm (0,951 D)	D cos(90/n); 5 espárragos 0,951·D	106.518	106.518	coincide
12 agujeros en D10, cuerda 2,588 (K=0,25882)	Constante de círculo de agujeros de Machinery's Handbook n=12: 0,25882	2.588	2.588	coincide
6x139,7 agujero opuesto 139,7 / cuerda 69,85	Machinery's Handbook n=6 K=0,5	69.85	69.85	coincide
Medida de 65,83 mm en 5 espárragos -> PCD 112,0	PCD = C / sin(180/n)	112.0	112	coincide
8 agujeros D100: agujero 2 X = 35,355	x = R cos(45°)	35.355	35.355	coincide
Puente de material 65,83-14 = 51,83 mm	c - diámetro del agujero	51.83	51.83	coincide
Distancia al borde (150-112)/2-7 = 12 mm	geometría	12	12	coincide
Pulgadas: 4 agujeros en 4,5 in -> cuerda 3,182 in	Machinery's Handbook n=4 K=0,70711	3.182	3.182	coincide

Rugosidad superficial Ra Verificada

8 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Torneado f0,2 r0,8: Ra 1,60 µm	Boothroyd/Shaw: Ra = f²/(18√3 r) = 1,604 µm	1.604	1.6	-0.249	coincide
Torneado f0,2 r0,8: Rt 6,25 µm	Rt = f²/(8r) (Sandvik/Kennametal)	6.25	6.25	0.0	coincide
Ra in µin = 63	1 µm = 39.37 µin	63	63	0.0	coincide
Avance para Ra 0,8 con R0,8 = 0,141 mm/rev	f = √(18√3·r·Ra)	0.1413	0.141	-0.212	coincide
Fresa de punta esférica Ø10, paso lateral 0,5: cresta 6,25 µm	h = R − √(R² − (s/2)²) (Sandvik/Machinery's Handbook)	6.254	6.25	-0.064	coincide
Punta esférica Ra ≈ cresta/4 frente a perfil de arco Ra = 0,2566·h (método, tol. 3 %)	Perfil de arco: Ra = h·8/(18√3) = 1,605 µm	1.605	1.56	-2.804	diferencia de método	La página usa la regla práctica Ra ≈ cresta/4 (1,563 µm); el perfil exacto de arco de circunferencia da 0,2566·h = 1,605 µm, un 2,6 % menos, documentado como aproximado.
Torneado f0,1 r0,4: Ra 0,802 µm	Ra = f²/(31.18 r)	0.8018	0.802	0.025	coincide
Pulgadas: f 0,008 in/rev, r 1/32 in: Ra ≈ 66 µin	Ra = f²/(18√3·r) ·1e6 µin	65.68	66	0.487	coincide

Ajustes y tolerancias ISO Corregida

17 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Agujeros K8: la desviación superior usa ahora el valor de k4–k7 más Δ (K8 en Ø25 es +10/−23 µm).
Se añadió el caso especial de ISO 286-2 para M6 en 250–315 mm (ES = −9 µm).

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Ø25 H7 ES = +21 µm	Tabla ISO 286-2:2010: H7 18-30 = +21/0	21	21	0.0	coincide
Ø25 g6 es = −7 µm	Tabla ISO 286-2:2010: g6 18-30 = −7/−20	-7	-7	0.0	coincide
Ø25 g6 ei = −20 µm	Tabla ISO 286-2:2010: g6 18-30 = −7/−20	-20	-20	0.0	coincide
Ø25 K8 ES = +10 µm	Tabla ISO 286-2:2010: K8 18-30 = +10/−23	10	10	0.0	coincide
Ø25 K8 EI = −23 µm	Tabla ISO 286-2:2010: K8 18-30 = +10/−23	-23	-23	0.0	coincide
Ø300 M6 ES = −9 µm (caso especial)	Tabla ISO 286-2:2010: M6 250-315 = −9/−41	-9	-9	0.0	coincide
Ø300 M6 EI = −41 µm	Tabla ISO 286-2:2010: M6 250-315 = −9/−41	-41	-41	0.0	coincide
Ø25 M7 EI = −21 µm (ES 0)	Tabla ISO 286-2:2010: M7 18-30 = 0/−21	-21	-21	0.0	coincide
Ø25 N7 ES = −7 µm	Tabla ISO 286-2:2010: N7 18-30 = −7/−28	-7	-7	0.0	coincide
Ø40 P7 ES = −17 µm	Tabla ISO 286-2:2010: P7 30-50 = −17/−42	-17	-17	0.0	coincide
Ø25 P6 EI = −31 µm	Tabla ISO 286-2:2010: P6 18-30 = −18/−31	-31	-31	0.0	coincide
Ø100 s6 es = +93 µm	Tabla ISO 286-2:2010: s6 80-100 = +93/+71	93	93	0.0	coincide
Ø150 r6 ei = +65 µm	Tabla ISO 286-2:2010: r6 140-160 = +90/+65	65	65	0.0	coincide
Ø40 c11 ei = −280 µm	Tabla ISO 286-2:2010: c11 30-40 = −120/−280	-280	-280	0.0	coincide
Ø25 H7/g6 juego máximo 41 µm	ISO 286-1: ES − ei = 21 + 20	41	41	0.0	coincide
Ø25 H7/p6 apriete máximo 35 µm	ISO 286-2: p6 18-30 = +35/+22	35	35	0.0	coincide
Ø25 H7/p6 temperatura de calado 229 °C	ΔT = (i + 0,001D)/(αD) (práctica de Machinery's Handbook)	228.7	229	0.131	coincide

Relaciones de cambio y diferencial Verificada

10 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
rpm a 110 km/h en 6.ª = 2917	n = v·i·1e6/(60·πD), D = 634.3 mm (225/45R17)	2916.9	2917	0.003	coincide
Velocidad máxima a 6500 rpm en 6.ª = 245 km/h	v = n/i·πD·60/1e6	245.1	245	-0.041	coincide
1.ª marcha al corte de encendido = 51 km/h	v = n/i·πD·60/1e6	50.69	51	0.612	coincide
Par en la rueda en 1.ª = 4139 N·m (η 0,90)	T·i·η	4139.2	4139	-0.005	coincide
Esfuerzo de tracción 13 051 N	T_wheel / r (radio sin carga)	13051	13051	0.0	coincide
Velocidad de la rueda a 110 km/h = 920 rpm	1e6·v/(60·πD)	920.0	920	0.0	coincide
Rueda interior en giro de 15 m = 872 rpm (geometría de Ackermann)	n·(R − t/2)/R	872.5	872	-0.057	coincide
Rueda exterior en giro de 15 m = 968 rpm	n·(R + t/2)/R	967.6	968	0.041	coincide
mph: 70 mph en 6.ª = 2987 rpm	1 mi = 1.609344 km	2987.3	2987	-0.01	coincide
Corona/piñón 41/10 -> 4,10: 3206 rpm a 110 km/h	i = 41/10	3206.3	3206	-0.009	coincide

Medida de neumáticos Verificada

9 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
205/55R16 -> 225/45R17 diámetro +0,38 %	Código de medida ISO 4000-1: D = llanta·25,4 + 2·w·AR	0.38	0.38	0.0	coincide
Velocidad real a 100 km/h = 100,4	v·D_new/D_old	100.38	100.4	0.02	coincide
Nuevo diámetro 634,3 mm (Tire Rack 24,97 in)	tablas de especificaciones de neumáticos	634.3	634.3	0.0	coincide
Altura libre al suelo +1,2 mm	(D_new − D_old)/2	1.2	1.2	0.0	coincide
Flanco 101,25 mm	225·0.45	101.25	101.3	0.049	coincide
Vueltas por km 502	1e6/(π·634.3)	501.8	502	0.04	coincide
225/50R17 is +3.94 %	D = 656.8 mm	3.94	3.94	0.0	coincide
Pulgadas: 265/70R17 diámetro 31,61 in (publicado 31,6 in)	Especificación del fabricante del neumático (BFGoodrich KO2 265/70R17: 31,6 in)	31.61	31.61	0.0	coincide
Pulgadas: vueltas por milla 808 para 225/45R17	1.609344e6/(π·634.3)	807.6	807	-0.074	coincide

Cilindrada y compresión Corregida

14 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

La compresión efectiva del motor de dos tiempos usa ahora el recorrido del pistón desde el cierre de la lumbrera de escape hasta el PMS; las cámaras de los preajustes se redimensionaron en consecuencia.
La fórmula de la PMI del vapor muestra ahora el factor de diagrama de 0,85 que ya se aplicaba.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Honda K20 86x86x4 = 1998 cc (publicado 1998 cc)	Especificación Honda K20A: 1998 cc	1998.2	1998	-0.01	coincide
Relación de compresión estática 11,01:1	CR = (Vs+Vc)/Vc, Vc = 49.91 cc	11.008	11.01	0.018	coincide
Relación de compresión dinámica 9,68:1 (cierre de admisión 50° DPMI, biela 139)	biela-manivela x(θ); DCR = (Vc + A·x)/Vc	9.682	9.68	-0.021	coincide
Velocidad media del pistón 22,4 m/s a 7800 rpm	cm = 2·s·n/60	22.36	22.4	0.179	coincide
Chevy 350: 5733 cc	4.000 in × 3.48 in × 8 = 350 ci = 5733 cc	5733.5	5733	-0.009	coincide
Chevy 350: 349,9 ci (publicado 350 ci)	Especificación GM small-block 350	349.9	349.9	0.0	coincide
V8 a 90°, intervalo de encendido 90°	720°/8	90	90	0.0	coincide
Porsche 3.6 bóxer de 6: 3600 cc	Porsche 964 M64: 3600 cc	3600.3	3600	-0.008	coincide
Mazda 13B: 2 × 654 = 1309 cc (Mazda 1308 cc)	Wankel Vh = 3√3·R·e·B	1308	1309	0.076	coincide
Honda CR125: 124,8 cc	Honda CR125R 54 × 54,5 mm = 124,8 cc	124.8	125	0.16	coincide
CR125 compresión efectiva ≈ 8,5 (objetivo del preajuste, cierre de escape → PMS)	Blair, Design & Simulation of Two-Stroke Engines: TCR = (Vc + A·(altura de lumbrera − deck))/Vc	8.5	8.49	-0.118	coincide
CR125 duración del escape 172° (abre 94° DPMS)	360 − 2·94	172	172	0.0	coincide
Lancha de vapor: PMI 6,14 bar (10 bar man., admisión al 40 %)	PMI con expansión hiperbólica = p1·c·(1+ln 1/c) − pb, × factor de diagrama 0,85 (Rankine/Ripper)	6.144	6.14	-0.065	coincide
Lancha de vapor: volumen barrido por vuelta 1359 cc (doble efecto)	(2A − A_rod)·s·n	1359.4	1359	-0.029	coincide

Potencia y par Corregida

9 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

Se corrigió la redacción de la nota sobre la banda de potencia.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
200 N·m a 4500 rpm = 94,25 kW	P = T·n/9549 (definición SI, 60000/2π)	94.248	94.2	-0.051	coincide
= 126,4 hp (mecánicos)	1 hp = 745.7 W	126.39	126.4	0.008	coincide
= 128.1 PS	1 PS = 735.5 W	128.14	128.1	-0.031	coincide
En las ruedas con un 15 % de pérdidas = 80,1 kW	P·(1−pérdidas)	80.11	80.1	-0.012	coincide
Par para 150 kW a 6000 rpm = 238,7 N·m	T = 9549·P/n	238.73	238.7	-0.013	coincide
Velocidad para 100 kW, 200 N·m = 4775 rpm	n = 9549·P/T	4774.6	4775	0.008	coincide
EE. UU.: 300 lb·ft a 5000 rpm = 285,6 hp	hp = lb·ft·rpm/5252	285.6	285.6	0.0	coincide
200 N·m = 20,39 kgf·m (tabla de unidades)	1 kgf·m = 9,80665 N·m	20.394	20.4	0.029	coincide
Curva tipo K20: potencia máxima 146,6 kW	par lineal a tramos, máximo de T·n/9549 (cálculo independiente: 7977 rpm, 175,5 N·m)	146.61	146.6	-0.007	coincide

Motor a reacción y turbina de gas Corregida

13 comprobaciones

Corregido tras la revisión:

El preajuste del Concorde (Olympus 593) se corrigió dos veces: ahora da unos 44 kN por motor en crucero a Mach 2, el valor coherente con el consumo específico de crucero y el consumo de combustible publicados (la primera corrección usaba una cifra de 30 kN de una fuente poco fiable).
El combustible de la poscombustión usa un cp medio de 1240 J/kg·K y un rendimiento de combustión del 90 %; el TSFC del J79 queda ahora a menos del 10 % de la cifra publicada.
Nota de precisión corregida: en este modelo simple, el consumo de combustible de los turbofanes sale un 15–25 % alto (CFM56 0,42 frente a 0,33–0,36 lb/lbf·h), por lo que la afirmación de ±10 % se aplica ahora solo al empuje y a los turborreactores.

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto	Nota
Empuje en seco del J79 frente a GE J79-GE-17 52,8 kN (método, tol. 6 %)	Valor nominal del GE J79-17: 11 870 lbf (52,8 kN) en seco	52.8	55.5	5.114	diferencia de método	Los 55,5 kN de la página están un 5 % por encima del valor nominal: ciclo Brayton ideal en el punto de diseño sin sangrado ni refrigeración, dentro del ±10 % que indican las notas.
Empuje del J79 con poscombustión frente a 79,6 kN (método, tol. 4 %)	Valor nominal del GE J79-17: 17 900 lbf (79,6 kN) con poscombustión	79.6	82.3	3.392	diferencia de método	Los 82,3 kN de la página son +3,4 %: simplificación del punto de diseño (sin sangrado, expansión ideal).
TSFC en seco del J79 frente a 0,84 lb/lbf·h = 23,8 g/kN·s (método, tol. 10 %)	SFC publicado del J79-17: 0,84 lb/(lbf·h) en seco	23.79	26	9.29	diferencia de método	Los 26,0 g/kN·s de la página son +9 %; dentro de la precisión documentada del modelo de ±10 %.
TSFC del J79 con poscombustión frente a 1,965 lb/lbf·h = 55,7 g/kN·s (método, tol. 9 %)	SFC publicado del J79-17: 1,965 lb/(lbf·h) con poscombustión	55.66	50.9	-8.552	diferencia de método	Los 50,9 g/kN·s de la página son −8,6 %; poscombustión modelada con cp medio 1240 y rendimiento del 90 %, dentro del ±10 % documentado.
Velocidad del chorro en seco del J79 707 m/s (reimplementación independiente, método de Saravanamuttoo)	Saravanamuttoo, Gas Turbine Theory, cap. 3, ciclo con las constantes de la página	707.1	707	-0.014	coincide
Empuje de crucero del Concorde (Olympus 593) frente a ~44 kN (10 000 lbf)	Wikipedia Olympus 593 (~10 000 lbf/44 kN por motor a M2,02); comprobación por consumo de combustible 20 t/h ÷ (4 × 33,8 g/kN·s) ≈ 42 kN	44.0	43.9	-0.23	coincide	Corregido tras esta revisión: el preajuste daba antes 30,2 kN (ajustado a una cifra poco fiable de 27 160 lbf).
TSFC de crucero del Concorde frente a 1,195 lb/lbf·h = 33,8 g/kN·s (método, tol. 11 %)	SFC de crucero publicado del Olympus 593 Mk610	33.85	37.2	9.897	diferencia de método	Los 37,2 g/kN·s de la página son +10 %: sin modelado de toma de aire ni tobera variables, en el límite del ±10 % indicado.
Empuje de despegue del CFM56 frente a 120 kN (27 000 lbf, -5B4) (método, tol. 6 %)	Valor nominal del CFM56-5B4: 27 000 lbf	120.1	126.2	5.079	diferencia de método	Los 126,2 kN de la página son +5 %: modelo en el punto de diseño.
TSFC de despegue del CFM56 frente a 0,33-0,36 lb/lbf·h (≈ 9,8 g/kN·s)	Jenkinson et al., Civil Jet Aircraft Design, tabla de datos de motores: CFM56-5A1 0,33, -7B20 0,36 lb/lbf·h en despegue	9.77	11.9	21.8	diferencia de método	El modelo de ciclo con cp constante da un TSFC de turbofán un 15–25 % alto; la página indica ahora esta limitación (se corrigió la anterior afirmación de ±10 %).
TSFC de crucero del CFM56 frente a 0,545-0,596 lb/lbf·h (≈ 16,1 g/kN·s)	Tabla de Civil Jet Aircraft Design: CFM56-5A1 0,596, -5C2 0,545 a 35 000 ft M0,80	16.1	19.9	23.6	diferencia de método	El modelo de ciclo con cp constante da un TSFC de turbofán un 15–25 % alto; la página indica ahora esta limitación (se corrigió la anterior afirmación de ±10 %).
Potencia en el eje del PW127 frente a 2051 kW (2750 shp) (método, tol. 5 %)	Valor nominal de despegue del P&WC PW127F: 2750 shp	2.051	2.14	4.339	diferencia de método	Los 2,14 MW de la página son +4,4 %: estimación en el punto de diseño.
Potencia en el eje del T700 frente a 1410 kW (1890 shp) (método, tol. 9 %)	Valor nominal del GE T700-GE-701C: 1890 shp	1.41	1.53	8.511	diferencia de método	Los 1,53 MW de la página son +8,4 %: sin pérdidas por refrigeración ni sangrado, dentro del ±10 % indicado.
SFC del T700 frente a 0,47 lb/shp·h = 0,286 kg/kWh (método, tol. 9 %)	SFC publicado del GE T700-GE-701C	0.286	0.261	-8.741	diferencia de método	Los 0,261 kg/kWh de la página son −8,8 %, dentro del ±10 % documentado.

Cardán y árbol de transmisión Verificada

10 comprobaciones

Qué se comprobó	Referencia	Esperado	Calculadora	Dif. %	Veredicto
Simple 10°: oscilación de velocidad 3,06 %	Hooke: 1/cosβ − cosβ (Shigley / Mabie & Reinholtz)	3.063	3.06	-0.098	coincide
Simple 10°: salida mín. 2954 rpm	n·cosβ	2954.4	2954	-0.014	coincide
Simple 10°: salida máx. 3046 rpm	n/cosβ	3046.3	3046	-0.01	coincide
Simple 10°: error angular 0,44°	tan Δmax = (1−cosβ)/(2√cosβ)	0.4386	0.44	0.319	coincide
Simple 10°: aceleración máxima 3023 rad/s²	máx. de ω²·sin²β·cosβ·sin2θ/(1−sin²β cos²θ)²	3022.7	3022	-0.023	coincide
Simple 10°: par de salida máx. 203 N·m	T1/cosβ	203.1	203	-0.049	coincide
Disposición en Z 10°/8°: oscilación de salida 1,11 %	cinemática de dos juntas, numérica (independiente)	1.106	1.11	0.362	coincide
Disposición en Z 10°/10°, error de fase de 90°: oscilación 6,12 %	1/cos²β − cos²β	6.124	6.12	-0.065	coincide
Disposición en Z, error de 90°: máx. 3093 rpm	n/cos²β	3093.3	3093	-0.01	coincide
Disposición en Z 10°/10° en fase: intermedio 2954 rpm	n·cosβ	2954.4	2954	-0.014	coincide