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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO
Departamento de Engenharia Mecânica
DEM/POLI/UFRJ
PLACA AUTOCENTRANTE DE DUAS CASTANHAS COM TRAVA NO EIXO LONGITUDINAL
Rodrigo Rebello da Motta
PROJETO FINAL SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO DEPARTAMENTO DE
ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE
FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS
NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO MECÂNICO.
Aprovado por:
________________________________________________ Prof. José Stockler Canabrava Filho, PHD.Sc. (Orientador)
________________________________________________ Prof. Flávio de Marco Filho, D.Sc.
________________________________________________
Prof. Anna Carla Monteiro de Araujo, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL JANEIRO DE 2014
2
da Motta, Rodrigo Rebello
Placa Auto Centrante de Duas Castanhas com Trava no Eixo
Longitudinal / Rodrigo Rebello da Motta. – Rio de
Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2014.
X, 57 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: José Stockler Canabrava Filho
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/
Curso de Engenharia Mecânica, 2014.
Referências Bibliográficas: p. 47.
1. Introdução 2. Análise do processo de usinagem da Válvula esfera
2.1/16”. 3. Projeto do Dispositivo Dedicado para a usinagem da quarta
etapa de usinagem. 4. Cálculos de dimensionamento. 5. Análise de
balanceamento do P.A.C.T.E.L.
I. Stockler Canabrava, José. II. Universidade Federal do
Rio de Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia
Mecânica. III. Placa Auto Centrante de Duas Castanhas com Trava
no Eixo Longitudinal.
3
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como
parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
PLACA AUTOCENTRANTE DE DUAS CASTANHAS COM TRAVA NO
EIXO LONGITUDINAL
Rodrigo Rebello da Motta
Janeiro/2014
Orientador: José Stockler Canabrava Filho
Curso: Engenharia Mecânica
Com o crescimento do ramo de óleo e gás no Brasil as empresas do setor estão
tendo de se modernizar, aprimorando não só seus produtos, mas também seus meios de
produção. Utilizada na indústria de Óleo e Gás, a válvula esfera API-6 modelo 200 de
2.1/16” foi escolhida por se apresentar como um gargalo na linha de produção. O foco
desse trabalho é a elaboração de um dispositivo de duas castanhas compatível com spindle
ASA B5.9 Tipo A-11 para uma das etapas de usinagem do corpo dessa válvula que devido
à sua geometria se torna de difícil fixação no trono.
Este trabalho identifica os problemas no dispositivo utilizado por uma empresa,
propõe uma solução em forma de um novo método de fixação, faz uma análise das tensões
decorrentes dos esforços aos quais o dispositivo é submetido e depois uma análise de
balanceamento.
4
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial
fulfillment of the requirements for the degree of Engineer.
Self centering Chuck with two jaws and longitudinal locking mechanism
Rodrigo Rebello da Motta
January/2014
Advisor: José Stockler Canabrava Filho
Course: Mechanical Engineering
With the growth of the oil and gas industry in Brazil sector companies are having
to upgrade themselves, improving not only their products but also their means of
production. Used in the Oil and Gas industry, ball valve API-6 model 200, 2.1/16 "was
chosen to present itself as a bottleneck in the production line. The focus of this work is
the development of a device with two spindle jaws compatible with ASA B5.9 Type A-
11 for one of the stages of machining the body of the valve due to its geometry becomes
difficult mounting the throne.
This paper identifies the problems with the device used by a company, proposes a
solution in the form of a new method of attachment makes an analysis of the tensions
resulting from the efforts to which the device is submitted and then a balancing analysis.
5
LISTA DE FIGURAS
FIGURA 1- VISTA EM CORTE PARCIAL DA VÁLVULA ESFERA 10
FIGURA 2- SEQUÊNCIA DE FABRICAÇÃO 11
FIGURA 3- ESQUEMA DA PRIMEIRA ETAPA DE USINAGEM 12
FIGURA 4- ESQUEMA DA SEGUNDA OPERAÇÃO DE USINAGEM 13
FIGURA 5-TERCEIRA OPERAÇÃO DE USINAGEM 14
FIGURA 6-FIXAÇÃO NA 4ª ETAPA DE USINAGEM 15
FIGURA 7- OPERAÇÃO EM QUESTÃO 16
FIGURA 8-FERRAMENTA USADA NESTA OPERAÇÃO 16
FIGURA 9-TORNEAMENTO INTERNO 17
FIGURA 10-FERRAMENTA UTILIZADA NESTA OPERAÇÃO 17
FIGURA 11-TORNEAMENTO INTERNO COM BARRA TIPO CEGONHA 18
FIGURA 12-BARRA DE MANDRILAR TIPO CEGONHA 18
FIGURA 13-TORNEAMENTO INTERNO COM BARRA DE MANDRILAR 19
FIGURA 14- BARRA DE MANDRILAR UTILIZADA 19
FIGURA 15- DISPOSITIVO DE FIXAÇÃO ATUAL 20
FIGURA 16- DISPOSITIVO PROPOSTO 22
FIGURA 17- FLANGE ADAPTADOR 23
FIGURA 18- VISTA LATERAL DA PEÇA A SER USINADA 23
FIGURA 19- VISTA FRONTAL DA CASTANHA DIREITA MONTADA 24
FIGURA 20- VISTA SUPERIOR DO DISPOSITIVO 25
FIGURA 21-PINO GUIA POSICIONADO POR MOLA 25
FIGURA 22-CANAL DE LUBRIFICAÇÃO 26
FIGURA 23-SAÍDA PARA O CAVACO 26
FIGURA 24-ESQUEMA DAS FORÇAS NO FUSO 30
FIGURA 25- VISTA DO FUSO DO DISPOSITIVO 30
FIGURA 26- DETALHE DO SEXTAVADO INTERNO DO FUSO 31
FIGURA 28- ORIENTAÇÃO DOS VETORES 42
FIGURA 29-PROPRIEDADES DE MASSA DO DISPOSITIVO 43
FIGURA 30- FIGURA ESQUEMÁTICA 44
6
LISTA DE GRÁGICOS GRÁFICO 1- FAIXA DE AVANÇO E PROFUNDIDADE DE CORTE INDICADAS (CATALOGO
GERAL 2013 DA MITSUBISHI CARBIDE PÁGINA A044) ......................................................... 28 GRÁFICO 2-FORÇA MÁXIMA APLICÁVEL EM ALAVANCA (PROJETISTA DE MÁQUINAS
EDIÇÃO 1988 PÁGINA 4-46).......................................................................................................... 32
LISTA DE TABELAS
TABELA 1-OPERAÇÕES DA PRIMEIRA ETAPA DE USINAGEM 12
TABELA 2- ETAPAS DA SEGUNDA ETAPA DE USINAGEM 13
TABELA 3-TERCEIRA ETAPA DE USINAGEM 14
TABELA 4 – QUARTA ETAPA DE USINAGEM – FOCO DESSE TRABALHO 15
TABELA 5-PARÂMETROS DE CORTE DO FACEAMENTO* 16
TABELA 6-PARÂMETROS DE CORTE DA OPERAÇÃO* 17 TABELA 7-PARÂMETROS DE CORTE DO TORNEAMENTO INTERNO COM BARRA TIPO
CEGONHA* 18 TABELA 8-PARÂMETROS DE CORTE DO TORNEAMENTO INTERNO COM BARRA DE
MANDRILAR 19
TABELA 9- REFERÊNCIA ISO E PARÂMETROS DE CORTE DAS FERRAMENTAS 27 TABELA 10- VELOCIDADES DE CORTE POR CLASSE DE INSERTO (CATALOGO GERAL 2013
DA MITSUBISHI CARBIDE PÁGINA A032) 28 TABELA 11-FATOR DE CORREÇÃO DOS COEFICIENTES DE TAYLOR DE ACORDO COM A
DUREZA DO MATERIAL USINADO (CATALOGO GERAL 2013 DA MITSUBISHI CARBIDE
PÁGINA A009) 28 TABELA 12- COEFICIENTES DE TAYLOR PARA CADA CLASSE DE INSERTO (CATALOGO
GERAL 2013 DA MITSUBISHI CARBIDE PÁGINA A009) 29 TABELA 13- PRESSÕES DE CORTE (CATALOGO GERAL 2013 DA MITSUBISHI CARBIDE
PÁGINA Q017) 29
TABELA 14- PARÂMETROS E FORÇAS DE USINAGEM 29 TABELA 15-MASSA, DISTÂNCIA AO CENTRO DE ROTAÇÃO DO CENTROIDE DAS
CASTANHAS E RESULTANTE DEVIDO A ROTAÇÃO 31
TABELA 16-TENSÕES E COEFICIENTES DE SEGURANÇA DA ROSCA ACME 3/4" 32
TABELA 17-TENSÕES E COEFICIENTES DE SEGURANÇA DA ROSCA M14 33 TABELA 18-PARAMÊTROS PARA O FATOR DE MODIFICAÇÃO DE SUPERFÍCIE DE MARIN
(ELEMENTOS DE MÁQUINAS DE SHIGLEY 8ª EDIÇÃO TABELA 6-2 PÁGINA 306) 33 TABELA 19-FATORES DE CONFIABILIDADE (ELEMENTOS DE MÁQUINAS DE SHIGLEY 8ª
EDIÇÃO TABELA 6-5 PÁGINA 311) 34 TABELA 20-FATORES DE CONCENTRAÇÃO DE FADIGA KF PARA ELEMENTOS ROSCADOS
(ELEMENTOS DE MÁQUINAS DE SHIGLEY 8ª EDIÇÃO TABELA 8-16 PÁGINA 455) 34
7
Índice
1. Introdução ......................................................................................................................... 9
2. Análise do processo de usinagem da Válvula esfera 2.1/16” .......................................... 10
2.1 Processos Empregados na Fabricação da Válvula. ..................................................... 11
2.2 Etapas da Usinagem Empregadas na Fabricação da Válvula ...................................... 12
2.3 Identificação dos Problemas. ....................................................................................... 20
3. Projeto do Dispositivo Dedicado para a usinagem da quarta etapa de usinagem ............ 22
3.1 Sistema de fixação do dispositivo no torno ................................................................. 22
3.2 As Castanhas do Dispositivo ....................................................................................... 23
3.3 Guias do novo dispositivo ........................................................................................... 24
3.4 Pino guia do novo dispositivo ..................................................................................... 25
3.5 Facilidade de lubrificação ........................................................................................... 26
3.6 Saída para o cavaco ..................................................................................................... 26
4. Cálculos de dimensionamento ......................................................................................... 27
4.1 Esforços de corte durante a usinagem ......................................................................... 27
4.2 Esforços na parte central do fuso do dispositivo ......................................................... 30
4.3 Esforços nas roscas das extremidades do fuso ............................................................ 32
4.4 Fadiga no fuso ............................................................................................................. 33
4.4.1 Fator de acabamento superficial (Ka) ............................................................................................ 33
4.4.2 Fator de Tamanho (Kb) ................................................................................................................. 33
4.4.3 Fator de confiabilidade (Kc) .......................................................................................................... 34
4.4.4 Fator de concentração de tensões (Ke) .......................................................................................... 34
4.5 Torque de aperto nos parafusos de fixação flange adaptadora x dispositivo .............. 34
4.6 Análises com elementos finitos ................................................................................... 35
4.6.1 Resultados do estudo para as castanhas ......................................................................................... 36
4.6.2 Resultado do estudo para as guias ................................................................................................. 39
5. Análise de balanceamento do novo dispositivo .............................................................. 42
5.1 Balanceamento estático ............................................................................................... 43
5.2 Balanceamento dinâmico ............................................................................................ 44
6. Considerações finais ........................................................................................................ 46
Referências Bibliográficas .......................................................................................................... 47
Anexos: ........................................................................................................................................ 48
Anexo1: Desenhos de fabricação do corpo da Válvula esfera ................................................ 48
8
Anexo2: Padrões de Cones de Spindles ASA B5.9 Tipo A .................................................... 50
Anexo 3: Informações do modelo da castanha ........................................................................ 51
Anexo 4: Informações do modelo das guias ........................................................................... 57
Anexo 5: Cálculo do balanceamento do dispositivo de fixação da válvula esfera de 2.1/16in64
Anexo 6: Cálculo dos esforços no dispositivo de fixação da válvula esfera de 2.1/16in ........ 72
Anexo 7: Cálculo das condições de contorno nas castanhas e guias do dispositivo para utilizar
o método de elementos finitos. ................................................................................................ 92
Anexo 8: desenhos do dispositivo ........................................................................................... 98
9
1. Introdução
Para viabilizar a expansão da linha de produtos de uma empresa de equipamentos para
a indústria de petróleo são necessárias alterações nos métodos de fabricação para fabricar
mais produtos de forma mais eficiente e com maior qualidade. Atualmente a válvula
esfera API-6 modelo 200 de 2.1/16” e de 3,1/16” se apresentam como gargalos na linha
de produção. Considerando que são produzidas aproximadamente 40 unidades de cada
uma por semana, o custo de produção de um dispositivo dedicado para uma das operações
se justifica.
O objetivo desse trabalho é, primeiramente, diagnosticar os problemas no dispositivo
de fixação utilizado atualmente. E, em seguida, apresentar um dispositivo de fixação,
compatível com o torno Doosan “PUMA 300”, que permita uma rápida fixação do corpo
da válvula esfera de 2,1/16” possibilitando assim reduzir o tempo de setup da operação
de usinagem do alojamento dos rolamentos da haste da válvula, garantindo a precisão e
repetitividade necessárias ao projeto. Além disso, preocupou-se em garantir um custo de
fabricação do dispositivo adequado.
Os próximos capítulos dessa monografia são descritos a seguir. No Capítulo 2 se
encontra uma análise do processo atual apontando as falhas e possíveis pontos onde
podem ser feitas alterações que levariam a um ganho de produtividade e/ou repetitividade
do processo. O Capítulo 3 contém a concepção do novo dispositivo que permitirá maior
produtividade e repetitividade ao processo.
O Capítulo 4 contém os cálculos de dimensionamento dos elementos do dispositivo.
No Capítulo 5 encontra-se uma análise dinâmica do dispositivo e uma discussão sobre as
possíveis causas de desbalanceamento e sua relevância para o processo. Este capítulo
também contém uma solução para efetuar o balanceamento. Finalmente encontram-se as
principais conclusões deste trabalho no Capítulo 6.
10
2. Análise do processo de usinagem da Válvula esfera
2.1/16”
Utilizada na indústria de Óleo e Gás, a válvula esfera API-6 modelo 200 de 2.1/16”
foi escolhida por se apresentar como um gargalo na linha de produção. A Figura 1
apresenta um desenho em corte da válvula esfera API-6 modelo 200 de 2.1/16”. O
dispositivo para a sua fixação utilizado no processo de torneamento do alojamento dos
rolamentos não garante repetitividade com a qualidade especificada e possui um tempo
de setup muito elevado. Os desenhos de fabricação encontram-se no Anexo 1 e um
esquema da Válvula em corte parcial pode ser visto na Figura 1.
Figura 1- Vista em corte parcial da Válvula esfera
Desenvolvida para aplicações em árvores de Natal, cabeças de poço e Manifolds para
serviços com água, óleo e gás, a válvula esfera API-6 modelo 200 de 2.1/16” apresenta
como principais características (Oilequip, 2013):
Passagem Plena (não apresenta restrições à passagem do fluxo evitando
turbulência ou perdas de carga);
Vedação Bi-direcional (a vedação entre sede e esfera funciona em ambos os
sentidos de passagem de fluxo);
Haste/Esfera tipo Trunnion (a haste e a esfera são formadas por uma só peça,
proporcionando robustez e durabilidade no acionamento da válvula);
Contra-Vedação Metal-Metal (a haste possui uma área de vedação endurecida que
propicia uma contra-vedação no alojamento do bonnet, possibilitando a
substituição do engaxetamento da haste de forma segura, mesmo com a válvula
sob pressão de trabalho);
11
Dispositivo de posicionamento e indicação de posição com 90° de giro, que
garantem um preciso fechamento e abertura da válvula;
Baixo Custo de Manutenção (devido ao seu projeto compacto com mancais auto-
lubrificantes, dispensa lubrificação e manutenção, eliminando as interrupções de
trabalho e defeitos por falta de lubrificação);
Baixo Torque de Acionamento (possui um sistema de rolamentos auto-
lubrificantes que reduzem a fricção entre a haste e os mancais. Utiliza sedes
totalmente confeccionadas de material termoplástico de alta resistência,
resultando num baixo torque para o acionamento da válvula.)
2.1 Processos Empregados na Fabricação da Válvula.
A Fabricação da válvula envolve processos de forjamento e de usinagem, que é
o objeto deste projeto.
Forjamento
Na empresa Forja Taurus, localizada no Rio Grande do Sul, um tarugo de aço é
forjado à quente para dar forma ao corpo da válvula e depois é submetido à
tratamento térmico para alívio de tensões.
Usinagem
Uma vez que o lote de forjados foi aprovado pelo controle de qualidade, eles são
encaminhados a usinagem. O processo de usinagem do corpo da válvula esfera é
efetuado na própria empresa e se divide em 5 etapas:
Figura 2- Sequência de fabricação
Para se acelerar o processo os tornos responsáveis pela 1ª e 2ª etapas de usinagem
ficam lado a lado. Então, assim que um pallet fica cheio de peças vindas da 1ª etapa, a
segunda pode começar imediatamente. Etapas da usinagem empregadas na fabricação da
válvula são detalhadas na Seção 2.2, a seguir.
12
2.2 Etapas da Usinagem Empregadas na Fabricação da Válvula
1ª Etapa:
A Tabela 1 apresenta as fases de primeira etapa de usinagem e a Figura 3 um
desenho do bruto forjado indicando as superfícies a serem usinadas nesta etapa.
Tabela 1-Operações da primeira etapa de usinagem
Operações
1 Fixar o forjado na castanha do torno
2 Com auxílio de um relógio comparador garantir o tombamento da peça em relação ao eixo
do torno
3 Facear o topo da peça para garantir a posição Z0
4 Tornear o exterior da peça
5 Tornear o interior da peça
6 Facear o topo da peça até a medida do desenho
Figura 3- Esquema da primeira etapa de usinagem
13
2ª Etapa:
A Tabela 2 apresenta as fases da primeira operação da usinagem e a Figura 4 um
desenho do bruto forjado indicando as superfícies a ser usinadas nesta etapa.
Tabela 2- Etapas da segunda etapa de usinagem
Operações
1 Fixar a peça na castanha do torno
2 Com auxílio de um relógio comparador garantir o tombamento da peça em relação ao eixo
do torno (penas primeira do lote)
3 Facear o topo da peça para garantir a posição Z0
4 Tornear o interior da peça
5 Tornear o perfil na face da peça
6 Facear o topo da peça até a medida do desenho
7 Tornear os canais de o-ring
Figura 4- Esquema da segunda operação de usinagem
14
3ª Etapa:
Concluídas as etapas anteriores as peças pré-usinadas são levadas a um centro de
usinagem aonde são fixadas com ajuda de um gabarito e metade do lote tem a furação dos
seus flanges executada e a outra metade tem furos roscados abertos em posições casadas
com os furos da outra metade do lote. Permitindo assim a união das metades com
parafusos, sem a necessidade de porcas.
A Tabela 3 apresenta as fases da terceira etapa da usinagem e a Figura 5 um
desenho indicando as superfícies a serem usinadas nesta etapa.
Tabela 3-Terceira etapa de usinagem
Operações
1 Fixar a peça no gabarito do centro de usinagem
2 Fazer os furos de acordo com o desenho
3 Se assim indicado pelo desenho abrir roscas
Figura 5-Terceira operação de usinagem
15
4ª Etapa:
O foco desse projeto é nesta etapa. Uma vez que os flanges foram devidamente
furados e roscados, as duas metades do corpo da válvula são presas uma a outra através
de quatro parafusos, passando um bloco padrão sobre uma superfície previamente usinada
para garantir o alinhamento das duas peças. Uma vez que o conjunto foi montado (Figura
6), ele é preso à um dispositivo fabricado internamente, especialmente desenvolvido para
esta operação, de modo a permitir a usinagem de todo o alojamento dos rolamentos em
uma única operação.
A Tabela 4 apresenta as fases da quarta etapa da usinagem. As operações de
usinagem e os parâmetros utilizados hoje, em sequência, são detalhados a seguir.
Tabela 4 – Quarta etapa de usinagem – Foco desse trabalho
Operações
1 Faceamento e chanfro
2 Torneamento interno
3 Torneamento interno com barra de mandrilar tipo cegonha (Desbaste)
4 Torneamento interno com barra de mandrilar (acabamento)
Figura 6-Fixação na 4ª etapa de usinagem
16
1) Faceamento e chanfro:
Na Figura 7 pode-se ver em vermelho as áreas a serem usinadas nesta operação
que utiliza a ferramenta da Figura 8 e com os parâmetros de corte da Tabela 5.
Figura 7- Operação em questão
Figura 8-ferramenta usada nesta operação
Tabela 5-Parâmetros de corte do faceamento*
Avanço/rot. Velocidade de corte Profundidade de corte
0.2mm/rev. 160 m/min 1,00mm
17
2) Torneamento interno:
Na Figura 9 pode-se ver em vermelho as áreas a serem usinadas nesta operação que
utiliza a ferramenta da Figura 10 e com os parâmetros de corte da Tabela 6.
Figura 9-Torneamento interno
Figura 10-Ferramenta utilizada nesta operação
Tabela 6-Parâmetros de corte da operação*
Avanço/rot Velocidade de corte Profundidade de corte
0.15mm/rev. 90 m/min 0,75mm
18
3) Torneamento interno com barra de mandrilar tipo cegonha
(Desbaste):
Na Figura 11 pode-se ver em vermelho as áreas a serem usinadas nesta operação
que utiliza a ferramenta da Figura 12 e com os parâmetros de corte da Tabela 7.
Figura 11-Torneamento interno com barra tipo cegonha
Figura 12-Barra de mandrilar tipo cegonha
Tabela 7-Parâmetros de corte do torneamento interno com barra tipo cegonha*
Avanço/rot. Velocidade de corte Profundidade de corte
0.12mm/rev. 160 m/min 1,00mm
19
4) Torneamento interno com barra de mandrilar (acabamento):
Na Figura 13 pode-se ver em vermelho as áreas a serem usinadas nesta operação que
utiliza a ferramenta da Figura 14 e com os parâmetros de corte da Tabela 8.
Figura 13-Torneamento interno com barra de mandrilar
Figura 14- Barra de mandrilar utilizada
Tabela 8-Parâmetros de corte do torneamento interno com barra de mandrilar1
Avanço/rot. Velocidade de corte Profundidade de corte
0.2mm/rev. 180 m/min 1,30mm
1 Todos os parâmetros de corte citados são referentes ao desbaste tendo em vista que são os valores
críticos de cada operação em relação a esforços.
20
2.3 Identificação dos Problemas.
O responsável pelo desenho do forjado não considerou que após desbastar a face
do flange os diâmetros usinados nessa operação não mais teriam arcos de 180° cada.
Então, para reduzir o corte intermitente na operação seguinte e evitar quebras excessivas
de insertos, o engenheiro responsável pela produção fabricou a ferramenta (Figura 10) e
adicionou a segunda operação a esta etapa da usinagem do corpo da válvula.
Um dos principais desafios dessa etapa é a geometria da peça que torna sua fixação
no torno uma tarefa complexa, demandando um dispositivo próprio. Este dispositivo por
sua vez deve garantir a precisão e rugosidade de projeto, ser de fácil operação por parte
do técnico do torno de modo a garantir um baixo tempo de “porta a porta” (setup +
usinagem), baixa manutenção para evitar paradas excessivas na linha de produção, além
de uma boa repetitividade.
O dispositivo de fixação utilizado atualmente (Figura 15) apresenta problemas de
vibração e é de difícil utilização por parte do técnico do torno.
Figura 15- Dispositivo de fixação atual
Através de uma rápida análise constata-se algumas falhas de projeto neste dispositivo:
i. Não existe uma trava no eixo longitudinal da peça a ser torneada de forma que
toda vez que o operador for reiniciar o ciclo ele precisa utilizar um relógio
comparador para garantir o alinhamento correto da peça. O que pode levar mais
de 2min (mais de 10% do tempo total desta etapa).
21
ii. O dispositivo é fixado ao eixo do torno através do sistema de castanhas do mesmo
e não no cone do spindle o que deixa o dispositivo muito mais suscetível a
vibrações. Devido à falta de robustez e da distância dos mancais do spindle que
este tipo de acoplamento implica.
22
3. Projeto do Dispositivo Dedicado para a usinagem da
quarta etapa de usinagem
A solução proposta é essencialmente uma placa autocentrante que seja acoplada
diretamente ao cone da árvore do torno e que possua uma trava no eixo longitudinal
que impeça a rotação do corpo da válvula. O dispositivo passará a ser referido como:
P.A.C.T.E.L (Placa Autocentrante Com Trava no Eixo Longitudinal). A Figura 16
mostra a vista isométrica do P.A.C.T.E.L.
Figura 16- Dispositivo proposto
3.1 Sistema de fixação do dispositivo no torno
Como essa operação é feita em um torno que é dedicado exclusivamente a execução
dessa operação e da mesma operação na versão de 3.1/16” da mesma válvula é mais
vantajoso substituir a pinça do torno por um flange adaptador (Figura 17) acoplado
diretamente ao cone da árvore do torno. De modo a permitir a melhor fixação do
dispositivo em questão e futuramente o uso de uma versão do dispositivo para a válvula
esfera de 3.1/16”.
O torno em questão é um Puma 300 da Doosan. Consultando seu manual (Comtex
Machinery,2014) observa-se que seu cone (nose spindle) segue a norma: ASA B5.9 Tipo
A-11.
23
Figura 17- Flange adaptador
Uma vez que o flange adaptador é devidamente fixado ao torno, o P.A.C.T.E.L é preso
no flange através de quatro parafusos M18 tipo caphead e tem sua centralização garantida
por um cone no mesmo padrão ASA B5.9 Tipo A-11 com a diferença da posição dos
parafusos.
3.2 As Castanhas do Dispositivo
Como nessa operação a seção circular do corpo da válvula, indicada na Figura 18, já
foi usinada acabada e possui uma boa circularidade e tombamento, essas seções foram
usadas para apoiar a válvula dos dois lados.
Figura 18- Vista lateral da peça a ser usinada
Para evitar hiperdefinir a fixação do corpo da válvula, o que poderia reduzir a precisão
do P.A.C.T.E.L, cada castanha é composta de um bloco V e um parafuso no topo com
ponta esférica recartilhada (DIN 916), ilustrado na Figura 19. Para garantir a
24
centralização, as castanhas são movidas por um fuso com roscas ACME opostas, de modo
que ao girar o fuso, as castanhas convirjam para o mesmo ponto.
O Fuso também pode ser deslocado com ajuda do sistema de porca e contra porca nas
extremidades do P.A.C.T.E.L. O que permite centralizar o ponto de convergência das
castanhas.
Figura 19- Vista frontal da castanha direita montada
A folga entre as guias e a fêmea na castanha é ajustada durante a montagem, de
modo à minimizar o máximo possível as folgas e garantir uma rigidez elevada ao
sistema.
Para facilitar a manutenção, a maioria das superfícies de contato, presentes nas
castanhas são intercambiáveis e podem ser facilmente substituídas individualmente.
E os dois batentes inferiores do bloco V serão nitretados para adquirir uma dureza
superficial elevada.
3.3 Guias do novo dispositivo
As guias laterais do P.A.C.T.E.L possuem um ângulo de 4 graus, entre suas faces
alinhadas ao deslocamento das castanhas. Dessa forma, através de dois parafusos
posicionados nas extremidades opostas das guias, é possível retirar eventuais folgas
no dispositivo, garantindo uma rigidez e precisão elevados. Na vista superior exibida
na Figura 20 fica bastante evidente o ângulo das guias.
25
Figura 20- Vista superior do dispositivo
3.4 Pino guia do novo dispositivo
Um dos maiores problemas do dispositivo utilizado atualmente é a falta de uma trava
que impeça a rotação no eixo Z. Portanto, no P.A.C.T.E.L foi adicionado um pino guia
(Figura 21) para garantir essa posição e dispensar o uso de relógios comparadores no
setup da válvula, ganhando um tempo precioso. Para evitar hiperdefinir o dispositivo, a
ponta do pino é cônica e ele tem sua posição em Z mantida por uma mola, de modo que
ele não irá interferir em outros posicionamentos. Um detalhe importante a respeito deste
elemento é que para reduzir o deslocamento do centro de gravidade da placa (por conta
dele), o pino guia é vazado no meio. Dessa forma, garante-se um peso baixo e um
deslocamento mínimo do centro de gravidade do dispositivo.
Figura 21-Pino guia posicionado por mola
26
3.5 Facilidade de lubrificação
Para facilitar a manutenção do P.A.C.T.E.L, ele conta com canais de lubrificação
em cada uma das guias alimentados através de uma graxeira. Permitindo assim manter o
dispositivo em constante condição de uso, sem necessidade de desmonta-lo para
lubrificação. A Figura 22 mostra como esses canais garantem a lubrificação das
superfícies de contado das castanhas.
Figura 22-Canal de lubrificação
Seguindo está mesma linha de raciocínio, as buchas dos mancais são feitas de
bronze que por ser auto lubrificante elimina a necessidade de lubrificação constante.
3.6 Saída para o cavaco
Para evitar o acumulo de cavaco dentro da peça usinada, o P.A.C.T.E.L possui um
espaço entre a base do corpo da válvula e o dispositivo, assim como uma abertura em
cada castanha, indicados na Figura 23, para que a rotação ajude a eliminar o cavaco de
dentro da peça.
Figura 23-Saída para o cavaco
27
4. Cálculos de dimensionamento
Este capítulo apresenta os resultados dos cálculos de dimensionamento e os
interpreta. Para maiores detalhes a respeito dos cálculos consulte a memória de cálculo
nos anexos 5 a 7.
4.1 Esforços de corte durante a usinagem
Para garantir uma melhor eficiência do processo se utiliza os parâmetros de corte
recomendados pelo fabricante das ferramentas (com exceção da segunda operação e da
operação de faceamento, tendo em vista que ambas usam ferramentas fabricadas na
própria Oilequip) e não os utilizado atualmente.
Começa-se encontrando no catálogo (Mitsubishi, 2013) os suportes e seus
respectivos insertos para torneamento interno (Tabela 9). Depois identifica-se no catálogo
os parâmetros recomendados para garantir a rugosidade superficial e vida do inserto
desejadas (Gráfico 1, tabelas 10 e 11).
Como os dados de velocidade de corte do catálogo são para uma vida de 15min e
o tempo de vida desejado é de 30 min, uma vez determina a velocidade de corte indicada
pelo fabricante, aplica-se a fórmula de Taylor para calcular a velocidade desejada.
Tabela 9- Referência ISO e parâmetros de corte das ferramentas
Ferramenta Referência da ferramenta Referência ISO do inserto
Barra de mandrilar S32S-CKUNL-16
KNUX-160405-R11
UE6110
Barra de mandrilar
tipo cegonha A32SPDZNL15
DNMG-160404-MA
MC6025
Como o inserto KNUX está fora de linha e se tornou um item especial, seus
parâmetros de corte não constam no catálogo do fabricante. Portanto irei adotar os
parâmetros de corte do inserto TNMG160404-R-K que tem uma geometria de quebra
cavaco semelhante ao inserto utilizado.
28
Gráfico 1- Faixa de avanço e profundidade de corte indicadas (Catalogo Geral 2013 da Mitsubishi Carbide
página A044)
A rugosidade superficial (Ra) geral especificada no desenho é de 32 µm e para a
4ª operação (acabamento) é de 1.6µm. Obtendo a medida do raio de ponta de cada inserto,
pela nomenclatura ISO podemos determinar os valores de avanço com a fórmula de
rugosidade superficial teórica e depois com ajuda dos gráficos acima determinar as
profundidades de corte para cada uma das operações.
Uma vez determinadas profundidades de corte e o avanço para cada operação,
determina-se suas respectivas velocidades de corte. Como as velocidades sugeridas pelo
fabricante para cada classe são para uma vida média de 15min, aplica-se os coeficientes
de Taylor fornecidos pelo fabricante para poder obter uma vida de 30min. Além disso,
como a dureza superficial da peça usinada não é a mesma da usada para determinar a vida
do inserto, deve-se usar um segundo fator de correção também fornecido pelo fabricante.
Tabela 10- Velocidades de Corte por classe de inserto (Catalogo Geral 2013 da Mitsubishi Carbide página
A032)
Tabela 11-Fator de correção dos coeficientes de Taylor de acordo com a dureza do material usinado (Catalogo
Geral 2013 da Mitsubishi Carbide página A009)
29
Tabela 12- Coeficientes de Taylor para cada classe de inserto (Catalogo Geral 2013 da Mitsubishi Carbide
página A009)
Uma vez que obtidas as profundidades de corte e avanços de cada operação pode-
se calcular as forças de corte, utilizando a tabela de pressões de corte (Tabela 13)
fornecida no catálogo da Mitsubishi.
Tabela 13- Pressões de corte (Catalogo Geral 2013 da Mitsubishi Carbide página Q017)
Por último utilizando a relação de proporcionalidade da força de corte com
a força de avanço, indicada na página 61 do livro “Tecnologia da Usinagem dos
Materiais” (Diniz et al., 2008), pode-se calcular a última, obtendo dessa forma os
valores da Tabela 14 para cada uma das operações.
Tabela 14- Parâmetros e forças de usinagem
1ª operação 2ª operação 3ª operação 4ª operação
Avanço 0,20mm/rot. 0,15mm/rot. 0,32mm/rot. 0,07mm/rot.
Profundidade de corte 1,00mm 0,75mm 2,00mm 1,00mm
Velocidade de corte 160,0m/min 90,0m/min 112,8m/min 139,4m/min
Força de corte 232,00N 97,88N 1856,00N 29,70N
Força de avanço 51,04N 21,53N 408,32N 6,53N
30
4.2 Esforços na parte central do fuso do dispositivo
Para simplificar as contas assume-se que como as folgas nas guias são muito
menores do que as no fuso e as guias devem ser razoavelmente rígidas, os esforços
no fuso dos dispositivo são uniaxiais (Figura 24).
Figura 24-Esquema das forças no fuso
Figura 25- vista do fuso do dispositivo
Com o peso e a posição do centro de massa, em relação ao centro de rotação, de
cada castanha posso definir os esforços no fuso gerados pela rotação do dispositivo.
31
Como as castanhas não são iguais elas possuem massas diferentes, de forma que
a resultante não é anulada por simetria e aponta na direção da castanha com o pino guia.
Tabela 15-massa, distância ao centro de rotação do centroide das castanhas e resultante devido a rotação
Castanha sem
pino guia
Castanha com
pino guia
Massa 11,46kg 11,52kg
Distância do centro de massa em
relação ao centro de rotação 103,97mm 103,67mm
Força resultante devido a rotação 7,322kN 7,339kN
Analisando as tabelas 13 e 14 posso constatar que o pico de esforço no fuso do
dispositivo ocorre durante a terceira operação e o valor da força máxima é:
𝐹max_𝑓𝑢𝑠𝑜 = 9,195𝑘𝑁.
Agora que os esforços sobre o fuso são conhecidos, pode-se compará-los com as
limitações físicas do mesmo, começando pelo torque máximo que um operador consegue
aplicar ao fuso e a força resultante desse torque nas roscas das castanhas. A Figura 26
mostra que o sextavado interno do fuso tem 8 mm.
Figura 26- detalhe do sextavado interno do fuso
O tamanho padrão do maior braço de uma chave Allen longa de 8mm é de 200mm
e a força máxima aplicável, a uma alavanca na posição na qual a chave vai estar, de 40kgf,
32
como pode ser constatado analisando o Gráfico 2 retirado do livro “Projetista de
Máquinas” (Provenza, 1988). O que implica em um torque máximo igual a: 𝑇𝑚𝑎𝑥.𝑓𝑢𝑠𝑜 =
78,45𝑁 ∗ 𝑚, que implica em uma força nas castanhas de 𝐹𝑇𝑜𝑟𝑞𝑢𝑒 = 8,45𝑘𝑁
correspondendo a 92% da força máxima aplicada durante a usinagem.
Gráfico 2-Força máxima aplicável em alavanca (Projetista de Máquinas edição 1988 página 4-46)
Essa diferença de forças implica na existência de um ponto onde não há esforços
na rosca, que somado a pequenas vibrações pode levar ao deslocamento indesejado das
castanhas. O que não é aceitável. É necessário, portanto, adicionar uma extensão à chave
Allen para garantir o torque desejado.
Com um comprimento chave+ barra de 400mm a força resultante nas castanhas
passou a ser: 𝐹𝑡𝑜𝑟𝑞𝑢𝑒2 = 16,898𝑘𝑁 que é 2 vezes maior do que as forças devido a rotação
e usinagem.
As tensões nos filetes das roscas Acme ¾” do fuso e seus respectivos coeficientes
de segurança foram calculados com base nas fórmulas das notas de aula do professor
Flávio (MARCO FILHO, 2012) considerando que o fuso é feito em AISI 4140 temperado
e revenido, estão descritos na Tabela 16.
Tabela 16-Tensões e coeficientes de segurança da rosca Acme 3/4"
Tensão Coeficiente de segurança
Tensão de cisalhamento no filete
da rosca 10,98MPa Cs >1,5
Tensão de compressão no filete
da rosca 7,79MPa Cs >1,5
Tensão de tração núcleo no fuso 109,77MPa Cs >1,5
Tensão de cisalhamento máximo
no núcleo da rosca central
durante o aperto do fuso
291,22MPa Cs >1,5
4.3 Esforços nas roscas das extremidades do fuso
As roscas M14 da extremidade do fuso são responsáveis pelo ajuste da centralização
das castanhas e por manter o conjunto centralizado durante a usinagem. Portanto, são elas
que resistem aos esforços assimétricos no fuso.
As tensões nas roscas M14 são apresentadas na Tabela 17.
33
Tabela 17-Tensões e coeficientes de segurança da rosca M14
Tensão Coeficiente de segurança
Tensão de cisalhamento no
filete da rosca 0,74MPa Cs >1,5
Tensão de compressão no filete
da rosca 0,53MPa Cs >1,5
Tensão de tração núcleo no
fuso 17,89MPa Cs >1,5
Tensão de cisalhamento
máximo durante o aperto no
núcleo da rosca menor do fuso
519,18MPa Cs >1,5
4.4 Fadiga no fuso
Devido ao caráter senoidal do carregamento no fuso devido as forças de corte durante
a usinagem, calculou-se o coeficiente de segurança à fadiga para as roscas Acme ¾”, que
estão sujeitas a maiores tensões.
O coeficiente de segurança a fadiga nas roscas Acme ¾”, usando o critério de
Goodman como indicado no capítulo 4 do livro “Elementos de Máquinas Shigley”
(BUDYNAS et al., 2011) foi: 𝐶𝑆𝑓𝑎𝑑𝑖𝑔𝑎 = 77,267. Ou seja, vida infinita.
Os fatores para determinar o limite de resistência à fadiga utilizados são apresentados
nas seções 4.4.1 a 4.4.4.
4.4.1 Fator de acabamento superficial (Ka)
O fator de acabamento superficial pode ser calculado com base na Tabela 18.
Tabela 18-Paramêtros para o fator de modificação de superfície de Marin (Elementos de Máquinas de Shigley
8ª Edição tabela 6-2 página 306)
Acabamento superficial Fator a Sut MPa Expoente b
Retificado 1,58 -0,085
Usinado ou laminado a frio 4,51 -0,265
Laminado a quente 57,7 -0,718
Forjado 272 -0,995
Como o a seção central do fuso do P.A.C.T.E.L. terá de ser retificada para
garantir precisão, 𝐾𝑎 = 1,58 ∗ 𝑆𝑢𝑡−0,085 = 0,837
4.4.2 Fator de Tamanho (Kb)
Como o carregamento pode ser considerado axial: 𝐾𝑏 = 1
34
4.4.3 Fator de confiabilidade (Kc)
O fator de confiabilidade pode ser calculado com base na Tabela 19.
Tabela 19-Fatores de confiabilidade (Elementos de Máquinas de Shigley 8ª Edição tabela 6-5 página 311)
Confiabilidade % Fator de confiabilidade Kc
50 1
90 0,897
95 0,868
99 0,814
99,9 0,753
99,99 0,702
A confiabilidade desejada é de 99%, pois uma falha no fuso pode provocar danos
catastróficos ao dispositivo. Logo: 𝐾𝑐 = 0,814
4.4.4 Fator de concentração de tensões (Ke)
O fator de concentração de tensão pode ser calculado com base na Tabela 20.
Tabela 20-Fatores de concentração de fadiga Kf para elementos roscados (Elementos de Máquinas de Shigley
8ª Edição tabela 8-16 página 455)
Grau SAE Grau
métrico
Roscas
Laminadas
Roscas
cortadas Filete
0 a 2 3,6 a 5,8 2,2 2,8 2,1
4 a 8
6,6 a
10,9 3
3,8 2,3
Tendo que o grau SAE de uma rosca com diâmetro de ¾” é 2 e que a rosca do
fuso será cortada, 𝐾𝑒 =1
2,8= 0,357.
4.5 Torque de aperto nos parafusos de fixação flange adaptadora x
dispositivo
Para determinar o aperto nos parafusos que unem a flange adaptadora ao
dispositivo em si, primeiro é preciso determinar qual a aceleração angular máxima a
qual o dispositivo pode ser submetido.
Como o torque máximo do spindle do torno segundo o fabricante é 𝑇𝑠𝑝𝑖𝑛𝑑𝑙𝑒 =
884𝑙𝑏𝑓 ∗ 𝑓𝑡, e o momento de inércia em relação ao eixo de rotação é 𝐼𝑓𝑢𝑙𝑙 =
2832382,58𝑘𝑔 ∗ 𝑚𝑚² pode-se deduzir a velocidade angular ideal máxima por:
35
𝛼𝑠𝑝𝑖𝑛𝑑𝑙𝑒 =𝑇𝑠𝑝𝑖𝑛𝑑𝑙𝑒
𝐼𝑓𝑢𝑙𝑙= 423,157𝑟𝑎𝑑/𝑠
Agora que velocidade angular máxima a qual o dispositivo pode ser submetido é
conhecida, basta multiplicar essa velocidade angular pelo momento de inércia do
dispositivo sem a flange adaptadora.
𝑇𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 = 𝐼𝑑𝑖𝑠𝑝 ∗ 𝛼𝑠𝑝𝑖𝑛𝑑𝑙𝑒
Com o torque necessário entre as duas flanges, e considerando que o contato
ocorre primeiro no cone centralizador no centro da flange, pode-se usar a fórmula 16-
28 do livro “Elementos de Máquinas de Shigley” (BUDYNAS et al., 2011), e estimar
a força normal necessária para garantir o atrito que irá gerar o torque necessário para
manter o dispositivo fixo na flange.
(Equação 16-28 do shigley)Fflange
3Tflange Dflange2
dflange2
metalxmetal Dflange3
dflange3
Logo a força em cada parafuso será: 𝐹𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒
4= 10,418𝑘𝑁
E portanto o torque em cada um dos parafusos que unem a flange adaptadora ao
dispositivo será: 𝑇𝑝𝑎𝑟𝑎𝑓.𝐹𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 = 862𝑁 ∗ 𝑚
4.6 Análises com elementos finitos
Devido à complexidade geométrica das castanhas e à complexidade das condições
de contorno nas guias, foi utilizada a extensão de elementos finitos do SolidWorks
para determinar as tensões nessas duas peças.
Apesar das guias e das castanhas não serem iguais é analisada apenas uma de cada,
pois existe uma semelhança geométrica e de carregamentos muito grande em ambos
os casos, não havendo motivo para se analisar todos os casos.
No caso da simulação que envolve a castanha, criou-se um único sólido com a
geometria da castanha montada porque o programa não lida bem com
descontinuidades. Portanto, utilizar uma montagem implicaria em problemas de
convergência para a simulação. Por isso adotou-se essa solução, minimizando as
chances de possíveis discrepâncias.
36
4.6.1 Resultados do estudo para as castanhas
Nome Tipo Mín Máx.
Tensão1 VON: tensão de von Mises 0,02MPa
Nó: 762
0,74MPa
Nó: 22396
castanha_A2_elementos_finitos-Estudo catanha-Tensão-Tensão1
37
Nome Tipo Mín Máx.
Deslocamento1 URES: Deslocamento
resultante
1.70e-005 mm
Nó: 329
0.02019 mm
Nó: 20822
castanha_A2_elementos_finitos-Estudo catanha-Deslocamento-Deslocamento1
38
Analisando os diagramas fica claro que as maiores tensões se concentram na rosca
do topo da castanha e de forma mais sutil nas quinas das guias. Porém, tanto as tensões
quanto os deslocamentos resultantes máximos, são totalmente aceitáveis e não vão
comprometer a funcionalidade nem a integridade do dispositivo.
No caso das roscas em si, os valores das tensões não são confiáveis, pois as mesmas
foram aproximadas para um furo cilíndrico. Logo, os resultados dentro dos cilindros
(roscas) não são válidos para análise.
Já no caso das quinas, deve se lembrar que na verdade duas delas são pontos de
união entre dois elementos, o que torna os resultados questionáveis de certa forma. Mas,
o fato de mesmo nas quinas que são concentradores de tensão, as tensões serem
praticamente desprezíveis indica que a probabilidade de haver falhas nesse ponto é baixa.
As condições de contorno utilizadas nessa simulação estão no Anexo 3
39
4.6.2 Resultado do estudo para as guias
Nome Tipo Mín Máx.
Tensão1 VON: tensão de von
Mises
0,15 N/m^2
Nó: 10948
378,24MPa
Nó: 16689
guia A_elementos finitos-Estudo na guia-Tensão-Tensão1
40
Nome Tipo Mín Máx.
Deslocamento1 URES: Deslocamento
resultante
0 mm
Nó: 417
0,02088 mm
Nó: 14260
guia A_elementos finitos-Estudo na guia-Deslocamento-Deslocamento1
41
No caso das guias as maiores tensões, como já era esperado, foram no ponto de
fixação por parafusos. Mas como se mantiveram abaixo do limite de escoamento do
material, durante o pior cenário, não representam um problema. Os canais para de
lubrificação também enfraqueceram a estrutura, porém as vantagens deles
compensação esse enfraquecimento.
Os deslocamentos nas guias foram razoavelmente expressivos. Porém, como
durante o carregamento não haverá deslizamento da castanha na guia e as
deformações são dentro do regime elástico, elas não comprometem o
funcionamento do dispositivo.
As condições de contorno utilizadas nessa simulação estão no Anexo 4
42
5. Análise de balanceamento do novo dispositivo
Em dispositivos rotatórios a capacidade de se executar o seu balanceamento é de
suma importância, pois quando se atinge rotações elevadas, um pequeno desbalanceio
pode levar a vibrações de amplitude elevada, seja ele resultante de uma imprecisão
no processo de fabricação ou devido à uma assimetria do dispositivo. O que no caso
do dispositivo torná-lo-ia incapaz de garantir a tolerância e a repetitividade
necessárias.
Infelizmente existe uma assimetria no dispositivo devido ao pino guia. Por causa
disso, seu centro de massa está deslocado do centroide de rotação e portanto, existem
componentes assimétricas no balanço das forças internas. Portanto, analisar a
grandeza desses esforços e seus efeitos no processo de usinagem é imprescindível,
assim como permitir um balanceamento do dispositivo depois de instalado.
Através do software de desenho computacional, SolidWorks identificou-se a
posição do centro de massa e a matriz de inércia do dispositivo. Cujos vetores seguem
a orientação indicada na figura 28, e tem seu 0 no ponto central da base do dispositivo.
Figura 27- orientação dos vetores
43
Figura 28-Propriedades de massa do dispositivo
Como indicado no figura acima na configuração fechada o centro de massa esta
deslocado do eixo de rotação de -0.02mm em Z e -0.01mm em X.
De posse da dimensão do desbalanceio pode-se dar início à análise de seus efeitos
no dispositivo. A análise é feita em duas etapas, apresentada nas seções 5.1 e 5.2.
5.1 Balanceamento estático
Nesta etapa é calculado o que ocorreria ao fixar o dispositivo no spindle do
torno, ou seja, quais os efeitos do desbalanceio em uma situação estática. Como
ilustrada na Figura 30.
44
Figura 29- Figura esquemática
O momento resultante nesta situação foi 𝑀𝑒𝑠𝑡á𝑡𝑖𝑐𝑜 = 0,033𝑁 ∗ 𝑚 , o que pode
ser desprezado, considerando que os atritos no spindle do torno são maiores do que isso.
Ao ser fixado no torno o dispositivo permanecera estático não importa a
orientação angular.
5.2 Balanceamento dinâmico
Apesar do efeito do desbalanceio ser desprezível em uma análise estática, o
verdadeiro efeito do desbalanceio só será percebido uma vez atingidas elevadas rotações
e é por isso que uma análise dinâmica é imprescindível.
Utilizando a matriz de inércia, obtida com o programa SolidWorks e os conceitos do
livro “Dinâmica Aplicada” (TENENBAUM, 2006), os vetores resultantes durante a
rotação do dispositivo podem ser facilmente calculados. Para esses cálculos são utilizados
como parâmetro a maior rotação atingida durante o processo que é a rotação arredondada
para cima que é 1100RPM.
O vetor força resultante encontrado foi: 𝐹𝑟𝑒𝑠𝑢𝑙𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 = [4.060
−2.03] 𝑘𝑔𝑓
O vetor momento resultante foi: 𝑀𝑟𝑒𝑠𝑢𝑙𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 = [−5.568
09.072
]𝑁 ∗ 𝑚
Como o maior responsável por induzir vibrações em dispositivos rotatórios é
o momento resultante do desbalanceio. Foi calculado o módulo e a posição de uma
45
massa de balanceio à ser acoplada ao P.A.C.T.E.L de forma a anular os momentos
resultantes do desbalanceio.
Para simplificar os cálculos a massa de balanceio foi considerada como
pontual.
O vetor posição da massa de balanceamento e seu módulo foram respectivamente:
𝑃𝑝 = [170,409
72104,693
]𝑚𝑚 e 𝑚𝑝 = 0,056𝑘𝑔.
O vetor momento resultante passou a ser: 𝑀𝑟𝑒𝑠𝑢𝑙𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 = [5.18 ∗ 10−3
00
]𝑁 ∗ 𝑚.
Esses resultados usam como parâmetro a situação ideal que é o desenho do
projeto. No dispositivo real haverão desbalanceios decorrentes de variações geométricas,
aceitáveis para o projeto, que deveram ser compensados. Por isso o dispositivo conta com
vários furos roscados no seu entorno para que possam ser anexadas massas de balanceio.
Essas tiveram sua posição e magnitude definidas com ajuda de testes inlocu durante a
primeira instalação do dispositivo.
46
6. Considerações finais
Após o cálculo das tensões nos pontos críticos do P.A.C.T.E.L, análise dos
diagramas obtidos através da análise por elementos finitos e cálculo do seu
desbalanceio, pode-se ficar confiante de ele funcionará melhor do que o dispositivo
antigo, melhorando a produtividade e a repetitividade do processo.
Mesmo com a necessidade de se fazer um balanceamento durante a primeira
instalação do dispositivo, o tempo e dinheiro gastos nesse teste são compensados pela
diferença de tempo de setup em relação ao dispositivo antigo, se considerado que são
fabricadas aproximadamente 40 unidades semanais dessa válvula e dependendo do
operador pode-se levar mais de 2min ajustando a peça no dispositivo. Além eliminar
a possibilidade de um erro de fixação condenar as duas peças do corpo da válvula.
A presença de pontos de ajuste estratégicos e a possibilidade de fácil substituição
de todas as superfícies críticas, como as guias e os batentes dos blocos V, não só reduz
o custo de fabricação do P.A.C.T.E.L, por aumentar as tolerâncias de fabricação de
peças chave, com também permite um custo de manutenção aceitável a longo prazo.
Tendo em vista que o comprometimento de um batente não implica na troca de uma
castanha inteira por exemplo. O fato do P.A.C.T.E.L. ser anexado diretamente ao
spindle do torno.
47
Referências Bibliográficas
BUDYNAS, Richard G.; NISBETT, J. KEITH - “Elementos de Máquinas Shigley”, 8a ed., Editora
AMGH Editora LTDA 2011.
DINIZ, Anselmo; COPPINI, Nivaldo e MARCONDES, Francisco - “Tecnologia da Usinagem dos
Materiais”, 6a ed., Editora Artliber, 2008.
FERRARESI, Dino - “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, 5a ed., Editora Edgard Blücher
LTDA, 1970.
GRANT, Hiram E. “Dispositivos em Usinagem”, Livraria Ciência e Tecnologia, 1982.
MARCO FILHO, Flavio - “Notas de aula de Elementos de máquinas 1”, (UFRJ), 2012/2.
PROVENZA, Francesco - “Projetista de Máquinas”, Escola “PRO-TEC”, 1988.
TENENBAUM, Roberto A. “Dinâmica Aplicada”, 3a ed., Editora Manole, 2006.
WILLIAM D. CALLISTER, Jr.,” Ciência e Engenharia dos Materiais Uma Introdução”, 5a ed., LTC
Editora, 1999.
Catálogo Geral da Mitsubishi Carbide, 2013.
Webliografia:
Site da Empresa de Equipamentos para indústria de óleo e gás – disponível em
<http://www.oilequip.com.br>, acesso em 22/01/2014.
“World Wide Chuck- Chuck Adapter Plates ASA B5.9 Type A”, Disponível em:
<http://www.worldwidechuck.com/Kitagawa/chuck-adaptors.htm>. Acesso em: 22/01/2014.
“Comtex Machinery- DAEWOO PUMA 300L CNC LATHE TURNING CENTER”, Disponível em:
<http://www.comtex.ca/2011/10/11034_doosan-puma-300l-cnc-lathe/>, Acesso em
22/01/2014.
48
Anexos:
Anexo1: Desenhos de fabricação do corpo da Válvula esfera
49
50
Anexo2: Padrões de Cones de Spindles ASA B5.9 Tipo A
Fig. 1
Fig. 2
MODEL CB06A05 CB08A05 CB08A06 CB10A06 CB10A08 CB15A08 CB15A11 CB18A08 CB18A11 CB21A11 CB21A15 CN10A06
Spindle
Nose A2-5 A2-5 A2-6 A2-6 A2-8 A2-8 A2-11 A2-8 A2-11 A2-11 A2-15 A2-6
A 5.512 6.693 6.693 8.661 8.661 11.811 11.811 14.961 14.961 14.961 14.961 7.874
B 0.591 0.866 0.669 0.984 0.709 1.299 0.866 1.299 0.866 1.614 1.063 0.787
C 3.250 3.250 4.188 4.188 5.501 5.501 7.751 5.501 7.751 7.751 11.25 4.188
D 3.138 3.138 4.055 4.055 5.354 5.512 7.563 5.512 7.563 7.563 9.921 4.055
E 0.641 0.641 0.766 0.766 0.953 0.953 1.156 0.953 1.156 1.156 1.406 0.766
F 0.256 0.256 0.256 0.256 0.315 0.315 0.394 0.315 0.394 0.394 0.394 0.256
G 4.125 4.125 5.250 5.250 6.750 6.750 9.252 6.750 9.252 9.252 13.000 5.250
H 0.472 0.433 0.531 0.531 0.669 0.669 0.827 0.669 0.827 0.827 0.945 0.531
J 4.567 5.250 5.906 6.750 7.480 9.252 10.236 9.252 12.598 13.000 13.000 6.750
K M12 M16 M20 M20 M22 M16
L 0.433 0.669 0.433 0.787 0.551 0.984 0.669 0.984 0.669 1.260 0.787 0.787
M 0.276 0.433 0.276 0.531 0.394 0.669 0.433 0.669 0.433 0.827 0.591 0.315
N 0.260 0.260 0.354 0.433 0.433 0.531
Fig. 1A 2 1B 2 1C 2 1C 2 1C 2 1D 2
51
Anexo 3: Informações do modelo da castanha
Nome do modelo: castanha_A2_elementos_finitos
Configuração atual: Valor predeterminado
Corpos sólidos
Nome e referência do
documento Tratado como Propriedades volumétricas
Caminho/Data do documento
modificado
Linha de divisão1
Corpo sólido
Massa:11.3665 kg
Volume:0.00144796 m^3
Densidade:7850 kg/m^3
Peso:111.391 N
D:\Rodrigo\Projeto final versão
2.0\castanha_A2_elementos_f
initos.SLDPRT
Jan 16 16:36:36 2014
52
Propriedades do estudo
Nome do estudo Estudo catanha
Tipo de análise análise estática
Tipo de malha Malha sólida
Efeito térmico: Ativada
Opção térmica Incluir cargas de temperatura
Temperatura de deformação zero 298 Kelvin
Inclui efeitos da pressão de fluidos do
SolidWorks SimulationXpress
Desativada
Tipo de Solver FFEPlus
Efeito no plano: Desativada
Mola suave: Desativada
Atenuação inercial: Desativada
Opções de união incompatíveis Automática
Grande deslocamento Desativada
Calcular forças de corpo livre Ativada
Atrito Desativada
Usar método adaptável: Desativada
Pasta de resultados Documento do SolidWorks
(D:\Rodrigo\Projeto final versão 2.0)
53
Unidades
Sistema de unidades: SI (MKS)
Comprimento/Deslocamento mm
Temperatura Kelvin
Velocidade angular Rad/s
Pressão/Tensão N/m^2
Propriedades do material
Referência do modelo Propriedades Componentes
Nome: AISI 4140 Aço recozido
Tipo de modelo: Isotrópico linear elástico
Critério de falha
predeterminado:
Desconhecido
Limite de escoamento: 4.7e+008 N/m^2
Resistência à tração: 7.45e+008 N/m^2
Módulo elástico: 2.05e+011 N/m^2
Coeficiente de Poisson: 0.285
Massa específica: 7850 kg/m^3
Módulo de
cisalhamento:
8e+010 N/m^2
Coeficiente de
expansão térmica:
1.2e-005 /Kelvin
Corpo sólido 1(Linha de
divisão1)(castanha_A2_element
os_finitos)
Dados da curva:N/A
54
Acessórios de fixação e Cargas
Nome do
acessório de
fixação
Imagem de acessório de
fixação Detalhes de acessório de fixação
Fixo-1
Entidades: 1 face(s)
Tipo: Em faces cilíndricas
Translação: ---, ---, 0
Unidades: mm
Forças resultantes
Componentes X Y Z Resultante
Força de reação(N) 0.106762 0.20029 9521.19 9521.19
Momento de reação(N·m) 0 0 0 0
Rolagem/Desliza
mento-2
Entidades: 6 face(s)
Tipo: Rolagem/Deslizamento
Forças resultantes
Componentes X Y Z Resultante
Força de reação(N) -991.211 -708.412 -2.08466 1218.34
Momento de reação(N·m) 0 0 0 0
55
Nome da carga Carregar imagem Detalhes de carga
Força-7
Entidades: 1 face(s)
Tipo: Aplicar força normal
Valor: 9559 N
Força-8
Entidades: 1 face(s)
Tipo: Aplicar força normal
Valor: 1397 N
Força-9
Entidades: 1 face(s)
Referência: Aresta< 1 >
Tipo: Aplicar força
Valores: ---, ---, -1699 N
Informações de malha
Tipo de malha Malha sólida
Gerador de malhas usado: Malha padrão
Transição automática: Desativada
Incluir loops de malha automáticos: Desativada
Pontos Jacobianos 4 Pontos
Tamanho do elemento 10.4177 mm
Tolerância 0.520884 mm
Qualidade da malha Alta
56
Informações de malha - Detalhes
Total de nós 26649
Total de elementos 17511
Proporção máxima 20.755
% de elementos com Proporção < 3 94.8
% de elementos com Proporção < 10 0.137
% de elementos distorcidos(Jacobiana) 0
Tempo para conclusão da malha (hh;mm;ss): 00:00:01
Nome do computador: XPSMOTTA
57
Anexo 4: Informações do modelo das guias
Nome do modelo: guia A_elementos finitos
Configuração atual: Default
Corpos sólidos
Nome e referência do
documento Tratado como Propriedades volumétricas
Caminho/Data do documento
modificado
Linha de divisão4
Corpo sólido
Massa:2.56402 kg
Volume:0.000326626 m^3
Densidade:7850 kg/m^3
Peso:25.1274 N
D:\Rodrigo\Projeto final versão
2.0\guia A_elementos
finitos.SLDPRT
Jan 14 20:18:27 2014
58
Propriedades do estudo
Nome do estudo Estudo na guia
Tipo de análise análise estática
Tipo de malha Malha sólida
Efeito térmico: Ativada
Opção térmica Incluir cargas de temperatura
Temperatura de deformação zero 298 Kelvin
Inclui efeitos da pressão de fluidos do SolidWorks
SimulationXpress
Desativada
Tipo de Solver FFEPlus
Efeito no plano: Desativada
Mola suave: Desativada
Atenuação inercial: Desativada
Opções de união incompatíveis Automática
Grande deslocamento Desativada
Calcular forças de corpo livre Ativada
Atrito Desativada
Usar método adaptável: Desativada
Pasta de resultados Documento do SolidWorks
(D:\Rodrigo\Projeto final versão 2.0)
59
Unidades
Sistema de unidades: SI (MKS)
Comprimento/Deslocamento mm
Temperatura Kelvin
Velocidade angular Rad/s
Pressão/Tensão N/m^2
Propriedades do material
Referência do modelo Propriedades Componentes
Nome: AISI 4140 Aço,
normalizado a 870C
Tipo de modelo: Isotrópico linear elástico
Critério de falha
predeterminado:
Desconhecido
Limite de escoamento: 4.6e+008 N/m^2
Resistência à tração: 7.31e+008 N/m^2
Módulo elástico: 2.05e+011 N/m^2
Coeficiente de Poisson: 0.285
Massa específica: 7850 kg/m^3
Módulo de
cisalhamento:
8e+010 N/m^2
Corpo sólido 1(Linha de
divisão4)(guia A_elementos
finitos)
Dados da curva:N/A
60
Acessórios de fixação e Cargas
Nome do
acessório de
fixação
Imagem de acessório de
fixação Detalhes de acessório de fixação
Rolagem/Desliza
mento-1
Entidades: 2 face(s)
Tipo: Rolagem/Deslizamento
Forças resultantes
Componentes X Y Z Resultante
Força de reação(N) -2180.84 -1054.89 152.429 2427.36
Momento de reação(N·m) 0 0 0 0
Rolagem/Desliza
mento-2
Entidades: 1 face(s)
Tipo: Rolagem/Deslizamento
Forças resultantes
Componentes X Y Z Resultante
Força de reação(N) 0.205543 -51.3243 0.359723 51.326
Momento de reação(N·m) 0 0 0 0
Fixo-1
Entidades: 6 face(s)
Tipo: Geometria fixa
61
Forças resultantes
Componentes X Y Z Resultante
Força de reação(N) 990.24 -64.1454 19052.1 19077.9
Momento de reação(N·m) 0 0 0 0
Nome da carga Carregar imagem Detalhes de carga
Torque-1
Entidades: 2 face(s)
Referência: Face< 1 >
Tipo: Aplicar torque
Valor: 1370 N·m
Torque-2
Entidades: 2 face(s)
Referência: Face< 1 >
Tipo: Aplicar torque
Valor: 1371 N·m
Força-4
Entidades: 2 face(s)
Tipo: Aplicar força normal
Valor: 1188 N
62
Informações de malha
Tipo de malha Malha sólida
Gerador de malhas usado: Malha padrão
Transição automática: Desativada
Incluir loops de malha automáticos: Desativada
Pontos Jacobianos 4 Pontos
Tamanho do elemento 6.88864 mm
Tolerância 0.344432 mm
Qualidade da malha Alta
Informações de malha - Detalhes
Total de nós 20547
Total de elementos 12726
Proporção máxima 26.91
% de elementos com Proporção < 3 94.7
% de elementos com Proporção < 10 0.149
% de elementos distorcidos(Jacobiana) 0
Tempo para conclusão da malha (hh;mm;ss): 00:00:01
Nome do computador: XPSMOTTA
63
64
Anexo 5: Cálculo do balanceamento do dispositivo de fixação
da válvula esfera de 2.1/16in
Legenda:
Dados iniciais:...................
Cálculos:............................
Resultados:......................
XXX
XXX
XXX
65
Posição do centro de Massa do
dispositivo:...................
Massa do dispositivo:...................
Densidade do Aço:...............
1- Análise estática do desbalanceamento do dispositivo:
1.1- Braço de alavanca devido ao desbalanceamanto:
1.2- Momento devido ao desbalanceamanto:
Considerando que os atritos internos dos spindle da máquina geram momentos maiores do que
isso, o dispositivo irá ficar parado em qualquer orientação quando acoplado ao spindle do torno.
MC
0.02 mm
93.01mm
0.01 mm
Md 150.06kg
aço 7850kg
m3
RMC MC
1
0
0
2
MC
0
0
1
2
RMC 0.022 mm
Mest Md RMC g Mest 0.033 N m
66
2-Cálculo das forças devido ao desbalanceamento dinâmico do
dispositivo:
Hipótese 2- Como não há uma grande variação no diâmetro da área usinada irei considerar a
velocidade angular como constante.
Velocidade angular crítica:...........
2.1-Cálculo das forças resultantes no spindle:
max
0
1100rpm
0
R1 MC
1
0
0
2
MC
0
0
1
2
R1 0.022 mm
y2 MC
0
1
0
PMc ( )
R1 cos ( )
y2
R1 sin ( )
VMc ( )
R1 max cos ( )
0
max R1 sin ( )
67
Logo as forças resultantes serão:
Logo o vetor força resultante será:
2.2-Cálculo dos momentos resultantes no spindle:
GM ( ) Md VMc ( )
F1 ( )tGM ( )
d
d
F 1 ( ) Md
R1 max 2
cos ( )
0
max 2
R1 sin ( )
Fresult_1 Md
R1 max 2
cos atan 2( )( )
0
max 2
R1 sin atan 2( )( )
Fresult_1
2.03
0
4.061
kgf Fresult_1
19.912
0
39.823
N
IMc
3432141.81
683.7
6825.08
683.7
2832505.04
419.65
6825.08
419.65
3302370.15
kg mm2
HM IMc max
M 1 max HM
M 1
5.568
0
9.072
N m
68
3- Cálculo da massa necessária para compensar o desbalanceamento
dinâmico do dispositivo:
Hipótese 1- Vou considerar a carga de balanceio como uma massa pontual
3.1-Definindo o vetor posição e velocidade da massa pontual:
A posição radial do vetor é a medida do circulo externo do dispositivo, a altura pela posição dos
furos para acoplar as massas de balanceio e o ângulo. ou em coordenadas cartesianas:
Diâmetro externo do dispositivo:.............
Vetor posição da massa de balanceio:
Ddisp 400mm
0 atan
MC
1
0
0
MC
0
0
1
0° 63.435 °
Pp
Ddisp
2cos 0
72mm
Ddisp
2sin 0
y Pp
0
1
0
69
Vetor velocidade da massa de balanceio:
3.2-Definindo equações de movimento:
Vp
Ddisp
2max cos 0
0
Ddisp
2max sin 0
Gp mp mp Vp
F2 mp tGp mp d
d
F 2 mp mp
Ddis p
2max
2 cos 0
0
max 2
Ddis positivo
2 sin 0
Hp mp Pp Vp mp
M 2 mp tHp mp d
d
M 2 mp
Ddisp
2max
2 y sin 0
0
max 2
Ddisp
2 y cos 0
mp
70
3.3-Massa de balanceio:
Esse programa visa otimizar a posição da massa de balanceio. Para então poder definir a massa de
balanceio
1 mp
M 1
0
0
1
max 2
Ddisp
2 y cos 0
1 0
1 1 0.1°
mp
M 1
0
0
1
max 2
Ddisp
2 y cos 1
Ddisp
2max
2 y sin 1
0
max 2
Ddisp
2 y cos 1
mp M 1
1
0
0
0.01N mwhile
1
31.565°
mp
M 1
0
0
1
max 2
Ddisp
2 y cos 1
mp 0.056kg
71
2.4-Conferindo os efeitos da massa de balanceio sobre os momentos
resultantes no dispositivo:
M2
Ddisp
2max
2 y sin 1
0
max 2
Ddisp
2 y cos 1
mp
M2 M 1
5.18 103
0
0
N m
Pp
Ddisp
2cos 1
72mm
Ddisp
2sin 1
170.409
72
104.693
mm
72
Anexo 6: Cálculo dos esforços no dispositivo de fixação da
válvula esfera de 2.1/16in
Legenda:
Dados iniciais:...................
Cálculos:............................
Resultados:......................
0-Material da peça:
A peça a ser fixada no dispositivo é feita de Aço AISI 4140 forjado e normalizado.
Os elementos de liga são:
E as propriedades desse metal são:
Módulo de Young do aço 4140:........................
Tensão limite de Escoamento do aço 4140:.......
Tensão limite de ruptura do aço 4140:.............
Dureza superficial do aço 4140:....................
Considerando as porcentagens de manganês e Cromo no aço AISI 4140, podemos
consideralo um Aço cromo manganês.
Fazendo uma aproximação linear temos a pressão de corte usinagem no intervalo de
0.1mm/rev à 0.2mm/rev.
XXX
XXX
XXX
Carbono 0,40%
Silício 0,25%
Manganês 0,85%
Cromo 1,00%
Molibidênio 0,25%
E4140 207GPa
Sy4140 710MPa
Sut 4140 920MPa
Dureza4140 300HB
73
Pressão de corte:................................
1-Esforços de corte durante o processo de usinagem:
Como o objetivo é identificar os esforços críticos não irei calcular as forças de corte nas
operações de acabamento. Tendo em vista que ela serão muito menores do que as
encontradas nas operações de desbaste.
1.1-Primeira operação (faceamento):
Velocidade de corte da 1ª operação:..........
Profundidade de corte da 1ª operação:..........
Avanço por rotação da 1ª operação:..........
Kc feed( ) feed 5.8 103
MPa
mm
Vc1 160m
min
ap1 1mm
feed1 0.2mm
74
1.1.1-Força de corte na primeira operação:
1.1.2-Força de avanço na primeira operação:
Vou considerar a força na direção do avanço com magnitude igual a 22% da na direção da
velociade de corte. Como indicado napágina 61 do livro Tecnologia da usinagem dos materiais.
1.2-Segunda operação (Torneamento interno com barra de mandrilhar):
Esta operação existe devido há uma falha de projeto que não previu que ao usinar a face da
flange as duas metades da circunferência a ser usinada nesta operação seriam comprometidas.
Então para evitar reduzir a vida dos insertos devido ao corte intermitente, foi adcionada esta
operação.
Velocidade de corte da 2ª operação:......
Profundidade de corte máxima da 2ª operação:....
Avanço por rotação da 2ª operação:...............
Diâmetro da Barra de mandrilar da 2ª operação:...
Fcorte1 Kc feed1 ap1 feed1
Fcorte1 232N Fcorte1 23.657 kgf
Ffeed1 Fcorte1 0.22
Ffeed1 51.04N Ffeed1 5.205 kgf
Vc2 90m
min
ap2 0.75mm
feed2 0.15mm
Dbarra_mandrilhar 48mm
75
1.2.1-Força de corte na 2ª operação:
1.2.2-Força de avanço na 2ª operação:
Vou considerar a força na direção do avanço com magnitude igual a 22% da na direção da
velociade de corte. Como indicado napágina 61 do livro Tecnologia da usinagem dos materiais.
1.2.4-Rotação na 2ª operação:
1.3-Terceira operação (Torneamento interno com barra tipo "cegonha"):
Rugosidade superficial esperada na 3ª operação:..........
Raio de ponta do inserto usado na 3ª operação:..........
1.3.1-Avanço na 3ª operação:
Fcorte2 Kc feed2 ap2 feed2
Fcorte2 97.875N Fcorte2 9.98 kgf
Ffeed2 Fcorte2 0.22
Ffeed2 21.532N Ffeed2 2.196 kgf
op2
2Vc2
Dbarra_mandrilhar 596.831 rpm
Ra3 32m
Rp3 0.4mm
feed3 8 Ra3 Rp3
feed3 0.32 mm
76
1.3.2-Profundidade de corte na 3ª operação:
Analisando o gráfico defini a profundidade de corte como 2mm
1.3.3-Velocidade de corte na 3ª operação:
1.3.4-Força de corte na 3ª operação:
ap3 2mm
Vc3 200 0.68 0.83( )m
min
Vc3 112.88m
min
Fcorte3 2900MPa ap3 feed3
Fcorte3 1.856 kN Fcorte3 189.259 kgf
77
1.3.5-Força de avanço na 3ª operação:
Vou considerar a força na direção do avanço com magnitude igual a 22% da na direção da
velociade de corte. Como indicado napágina 61 do livro Tecnologia da usinagem dos materiais.
1.4.6-Velocidade angular máxima na 3ª operação:
Diâmetro menor da superfície usinada:..........
1.4-Quarta operação (Torneamento interno):
Rugosidade superficial esperada na 3ª operação:..........
Raio de ponta do inserto usado na 3ª operação:..........
1.4.1-Avanço na 3ª operação:
Ffeed3 Fcorte3 0.22
Ffeed3 408.32N Ffeed3 41.637 kgf
Dusi 48mm
op3
2Vc3
Dusi
748.559rpm
Ra4 1.6m
Rp4 0.4mm
feed4 8 Ra4 Rp4
feed4 0.072 mm
78
1.4.2-Profundidade de corte da 3ª operação:
Analisando o gráfico defini a profundidade de corte como 1.0mm
1.4.3-Velocidade de corte da 3ª operação:
Logo multiplicando a velociade de corte indicada pelos fatores de correção para uma vida de
30min teremos uma velociade de corte de:
1.4.4-Força de corte na 4ª operação:
ap4 1.0mm
Vc4 250 0.82 0.68( )m
min
Vc4 139.4m
min
Fcorte4 Kc feed4 ap4 feed4
Fcorte4 29.696N Fcorte4 3.028 kgf
79
1.4.5-Força de avanço na 4ª operação:
Vou considerar a força na direção do avanço com magnitude igual a 22% da na direção da
velociade de corte. Como indicado napágina 61 do livro Tecnologia da usinagem dos materiais.
2-Esforços no fuso:
Ffeed4 Fcorte4 0.22
Ffeed4 6.533N Ffeed4 0.666 kgf
80
Para esses cálculos vou assumir que os esforços no fuso são uniaxiais.
2.1-Esforço em Z devido a rotação:
Massa da castanha sem pino:..........
Massa da castanha com pino:........
Distância do centro de massa da castanha sem pino em relação ao centro
de rotação:..........
Distância do centro de massa da castanha com pino em relação ao
centro de rotação:..........
Mcast_sem 11.46kg
Mcast_com 11.52kg
Z0_cast_sem 103.97mm
Z0_cast_com 103.67mm
Frot_cas t_sem Mcast_sem op3 2
Z0_cast_sem
Frot_cast_sem 7.322 kN Frot_cast_sem 746.588kgf
Frot_cas t_com Mcast_com op3 2
Z0_cast_com
Frot_cast_com 7.339 kN Frot_cast_com 748.331kgf
81
2.2-Delta do esforço devido à rotação:
2.3-Força máxima no fuso:
Analisando os esforços de corte que atuam na direção do eixo Z conclui que o pico de força
acontece na terceira operação.
Limite de escoamento do aço 4140 temperado e
revenido a 315°:..........
Limite de escoamento do aço 4140 em cisalhamento:
Menor diâmetro da rosca central:..........
Maior diâmetro da rosca central:..........
Comprimento rocado em cada castanha:..........
Passo da rosca central:..........
F rot_cast Frot_cast_com Frot_cast_sem
F rot_cast 1.743 kgf F rot_cast 17.096 N
Fmax_fuso Fcorte3 Frot_cast_com
Fmax_fuso 9.195 kN Fmax_fuso 937.591kgf
Sy4140TR 1570MPa
SY4140TR
Sy4140TR
2
drfuso_central 14mm
Drfuso_central 19.05mm
Hcastanha 70mm
Pfuso_central 4.23mm
F75%_rc
Sy4140TR drfuso_central Hcastanha
4
F75%_rc 1.208 103
kN F75%_rc 1.232 105
kgf
2.4-Força necessária para atingir 75%do limite de escoamento
na rosca central do fuso:
82
2.5-Torque máximo aplicável com, uma chave Allen, a rosca do fuso:
Sabendo que o braço de alavanca de uma chave Allen de 8mm com braço longo é de
aproximadamente 200mm. Posso estimar o torque máximo aplicável ao dispositivo, usando a
tabela do Protec como parâmetro.
Força máxima exercível em uma alavanca curta para baixo:
Comprimento do braço da chave:..........
2.6-Força resultante do torque máximo aplicável com, uma chave Allen,
a rosca do fuso:
Ângulo entre os dentes da rosca ACME:..........
Coeficiente de atrito metal x metal na rosca:..........
Falvanca.max 40kgf
Lbchave 200mm
Tmax.fuso Falvanca.max Lbchave 78.453 N m
acme 29°
rosca 0.1
83
Como esse torque é insuficiente vou adicional uma extensão a chave Allen aumentando seu
braço de alavanca para 500mm
2.7-Força resultante do torque máximo aplicável com, uma chave Allen +
barra extensora, a rosca do fuso:
Comprimento do braço da chave + barra:........
2.8-Tensão de cisalhamento máxima na rosca central do fuso:
Dmédio.fuso.central
Drfuso_central drfuso_central 2
Ftorque
2 Tmax.fuso
Dmédio.fuso.central
Dmédio.fuso.central rosca Pfuso_central secacme
2
Pfuso_central Dmédio.fuso.central secacme
2
Ftorque 8.449 kN
Ftorque
Fmax_fuso
0.919
Lb 400mm
Torque max.fuso2 Falvanca.max Lb 156.906 N m
Ftorque2
2 Torque max.fuso2
Dmédio.fuso.central
Dmédio.fuso.central rosca Pfuso_central secacme
2
Pfuso_central Dmédio.fuso.central secacme
2
Ftorque2 16.898 kN
Ftorque2
Fmax_fuso
1.838
cis_RC
2 Ftorque2
drfuso_central Hcastanha 10.977 MPa
Cscis_RC
SY4140TR
cis_RC
71.514
84
2.10-Tensão de compressão máxima na rosca central do fuso:
2.11-Tensão de tração máxima no núcleo da rosca central do fuso:
2.12-Tensão de cisalhamento máximo no núcleo da rosca central durante
o aperto do fuso:
comp_RC
Ftorque2 4 Pfuso_central
Drfuso_central2
drfuso_central2
Hcastanha
7.79 MPa
Cscomp_RC
Sy4140TR
comp_RC
201.551
traç_RC
4 Ftorque2
drfuso_central2
109.769 MPa
Cstraç_RC
Sy4140TR
traç_RC
14.303
torque1
16Torque max.fuso2
drfuso_central3
291.224 MPa
Cs.torque1
SY4140TR
torque1
2.696
3-Tensões na rosca de menor diâmetro do fuso:
Menor diâmetro da rosca menor:..........
Maior diâmetro da rosca menor:..........
Comprimento das porcas:..........
Passo da rosca menor:..........
A rosca menor é o que impede o deslocamento do fuso devido à ação de forças
assimétricas. Logo:
3.7-Tensão de cisalhamento máxima na rosca menor do fuso:
drrosca_menor 11.546mm
Drrosca_menor 14mm
Hporca 70mm
Prosca_menor 2mm
Fext.fuso F rot_cast Fcorte3
cis_Rm
Fext .fuso
drrosca_menor Hporca 0.738 MPa
85
3.8-Tensão de compressão máxima na rosca menor do fuso:
3.9-Tensão de tração máxima no núcleo da rosca menor do
fuso:
2.12-Tensão de cisalhamento máximo durante o aperto no
núcleo da rosca menor do fuso:
Cscis_Rm
Sy4140TR
cis_Rm
2.128 103
comp_Rm
Fext .fuso 2 Prosca_menor
Drrosca_menor2
drrosca_menor2
Hporca
0.543 MPa
Cscomp_Rm
Sy4140TR
comp_Rm
2.889 103
traç_Rm
4 Fext .fuso
drrosca_menor2
17.89 MPa
Cstraç_Rm
Sy4140TR
traç_Rm
87.759
torque2
16Torque max.fuso2
drrosca_menor3
519.178 MPa
Cs.torque2
SY4140TR
torque2
1.512
86
4-Fadiga no fuso devido ao caráter cíclico dos esforços de corte
durante a usinagem:
Limite de resistência a tração do aço 4140
temperado e revenido a 315°:..........
Temperatura ambiente
Valores retirados do Shigley Rosca usinada
99% de confiabilidade
Rosca cortada
Tração axial
4.1-tensão média e de amplitude no filete da rosca central do fuso:
Sut 4140TR 1760MPa
Se1 0.566 9.68 105
Sut4140TR
MPa
Sut4140TR
Kd 1
Ka 1.58Sut4140TR
MPa
0.085
Kcfad 0.814
Ke1
2.8
Kb 1
Se Ka Kb Kcfad Kd Ke Se1
mfuso
2 Ftorque Frot_cast_com drfuso_central Hcastanha
10.256 MPa
afuso
2 Fcorte3 drfuso_central Hcastanha
1.206 MPa
87
Critério de Goodman
4.3-tensão média e de amplitude no núcleo da rosca do fuso:
4.4-Coeficiente de segurança a fadiga no
núcleo da rosca do fuso:
5-Tensões nos parafuso do dispositivo:
Torque máximo do spindle:........
Momento de inércia em y do dispositivo com
a flange:........
5.1-Aceleração angular máxima do spindle:
4.2-Coeficiente de segurança a fadiga no filete da rosca do fuso:
1
afuso
Se
mfuso
Sut4140TR
77.267
mfuso2
2 Ftorque Frot_cast_com
drfuso_central2
51.279 MPa
afuso2 2Fcorte3 F rot_cast
drfuso_central2
6.084 MPa
1
afuso2
Se
mfuso2
Sut 4140TR
15.376
Tspindle 884lbf ft
Ifull 2832382.58kg mm2
spindle
Tspindle
Ifull
spindle 423.157rad
s2
88
5.2.1-Mínima força de compressão exercida pelos parafusos que
conectam flange e dispositivo:
Diâmetro maior da flange:........
Diâmetro menor da flange:........
Momento de inércia em y do dispositivo sem
a flange:........
Coeficiente de atrito metalxmetal na flange
:..........
(Equação 16-28 do shigley)
Dflange 400mm
dflange 192.32mm
Idisp 1821574.29kg mm2
metalxmetal 0.12
Tflange Idisp spindle
Fflange
3Tflange Dflange2
dflange2
metalxmetal Dflange3
dflange3
89
Logo a força exercida por cada parafuso deve ser minimamente:
5.2.2-Máxima força de compressão exercida pelos parafusos que
conectam flange e dispositivo:
Diâmetro maior do parafuso M18:........
Diâmetro menor do parafuso M18:........
Diâmetro efetivo do parafuso M18:........
Passo do parafuso M18:........
ângulo da rosca métrica:........
5.2.3-Torque de pré carga nos parafusos que conectam flange e
dispositivo:
Fflange 41.671 kN
Fflange
410.418 kN
DM18 18mm
dM18 14.93mm
def.M18 16.375mm
PM18 2.5mm
metrica 60°
Fmax.M18 Sy4140 dM182
4
Fmax.M18 124.299 kN
Fpc.M18 Fmax.M18 0.7 87.009 kN
Tparaf.flange
Fpc.M18 def.M18
2
PM18 def.M18 secmetrica
2
def.M18 rosca PM18 secmetrica
2
Tparaf.flange 862.053 N m
90
5.3- Carga mínima necessária nos parafuros dos mancais:
Massa do mancal:........
Raio de rotação do mancal:........
5.3.1- Forças atuando nos mancais:
Os mancais são responsaveis por suportar todas as cargas assimetricas. Ou seja a resultante
devido a rotação (porque as castanhas tem massas diferentes) e os esforços de usinagem.
Assumindo que o fuso não contribua na resistência ao arrancamento dos mancais no caso do esforço
devido a rotação.
Portanto a força de atrito necessaria para manter o mancal no lugar será:
5.3.2- Forças de aperto necessária nos parafusos
do mancal:
Mmancal 1.8kg
Rmancal 160.44mm
Frot.mancal Mmancal op32
Rmancal 1.775 kN
Ffuso.mancal Fcorte3 F rot_cast 1.873 kN
Fatmancal Frot.mancal Ffuso.mancal 98.522 N
91
5.3.3-Tensões devido a força de aperto nos parafusos do
mancal: Diâmetro maior do parafuso M8:........
Diâmetro menor do parafuso M8:........
Fparaf.mancal
Fatmancal
metalxmetal
0.821 kN
DM8 8mm
dM8 6.77mm
tração_M8
Fparaf.mancal
dM8 2 2
4
11.404 MPa
cis_M8
Fparaf.mancal
dM82
2
2.851 MPa
Cstração.M8
Sy4140
tração_M8
62.259
92
Anexo 7: Cálculo das condições de contorno nas castanhas e
guias do dispositivo para utilizar o método de elementos
finitos.
Legenda:
Dados iniciais:...................
1- Força de corte perpendicular com o fuso:
1ª hipótese: as guias e o fuso são rígidos.
2ª hipótese: o corpo da válvula é rígido e transfere todos os esforços sem que haja deformação
do mesmo.
3ª hipótese: como o dispositivo é primeiramente comprimido durante a montagem, com uma
força maior do que a de abertura gerada pela rotação das castanhas e muito maior do que a de
aperto no parafuso do topo da castanha, o cisalhamento no mesmo pode ser desprezado.
XXX
93
Distância máxima ente o eixo 1 e a força de corte:.....
Raio médio de atuação de F3 em
relação ao eixo 1:.....
ΣMz=0, logo:
Fcorte
1.856 kN
408.32 N
0
Ffuso
0
0
16.898 kN
F1 Ffuso
0
0
1
F6 Fcorte
1
0
0
F7 Fcorte
0
1
0
F2 F1
ER1_Fcorte 66.7mm
Rm_F377.9 62.32( )mm
435.055 mm
F3
F6
2
ER1_Fcorte
Rm_F3 F3 1.766 kN
Para fins de simplificação considerarei F1= -F2
94
ΣMy=0_A, logo:
Coeficiente de atrito metal x metal:..........
ΣMx=0_C, logo:
AB 171.3mm
AFcorte 109.68mm
F8
F6
sin 45°( )
AFcorte
AB
F8 1.681 kN F8 sin 45°( ) 1.188 103
N
metalxmetal 0.12
C_F 9 206.15mm C_F 8 188.8mm
C_F 4 199.8mm C_F 7 127.15mm
F9 F4 F8 sin 45°( )F7
2
F4
F8 sin 45°( ) C_F 8 C_F 9 F7 C_F 7
C_F 9
2
C_F 4 C_F 9
F4 1.699 kN
95
Cálculo dos esforços nas guias do dispositivo
através do método de elementos finitos.
1- Força de corte paralela ao fuso:
96
97
Distância o referencial zero à linha média das
guias:........
Distância o referencial zero ao centro de massa da
castanha com guia:........
Distância o referencial zero ao centro de massa da
castanha sem guia:........
Distância o referencial zero ao centro do corpo da
válvula:........
Força devido à rotação da castanha com guia:....
Força devido à rotação da castanha sem guia:....
Força de corte durante a 3ª operação de usinagem:....
Força de avanço durante a 3ª operação de usinagem:....
Força de compressão das castanhas:....
Momento devido à rotação da castanha sem guia:
Momento devido à rotação da castanha com guia:
L 0 127mm
yC_com 182.1mm
yC_sem 181.9mm
yC_valv 228.05mm
Frot_cast_com 7.339kN
Frot_cast_sem 7.322kN
Fcorte3 1.856kN
Ffeed3 408.32N
Ftorque2 16.898kN
Mrot_sem Frot_cast_sem yC_sem L 0
Mrot_sem 401.978N m
Mrot_com Frot_cast_com yC_com L 0
Mrot_com 404.379 N m
98
Anexo 8: desenhos do dispositivo
Normal na castanha sem guia devido à compressão:
Normal na castanha com guia devido à compressão:
Momento devido à normal na castanhas sem guia devido à compressão:
Momento devido à normal na castanhas com guia devido à compressão:
Força para baixo feita pela castanha mais próxima a ferramenta de corte:
Ncomp_sem Ftorque2 2Frot_cast_sem Frot_cast_com
Ncomp_sem 9.593 kN
Ncomp_com Ftorque2 Frot_cast_com
Ncomp_com 9.559 kN
Mcomp_sem Ncomp_sem yC_valv L 0
Mcomp_sem 969.373 N m
Mcomp_com Ncomp_com yC_valv L 0
Mcomp_com 965.937 N m
F8 cos 45°( ) F7 780.04N
Mtotal_sem Mrot_sem Mcomp_sem 1.371 103
N m
Mtotal_com Mrot_com Mcomp_com 1.37 103
N m
