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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO

Departamento de Engenharia Mecânica

DEM/POLI/UFRJ

DESENVOLVIMENTO DE UM MECANISMO PARA MONTAGEM DE

AUTOCLAVE

Victor José da Silva Diz Fernandes

Projeto de Graduação apresentado ao Curso de

Engenharia Mecânica da Escola Politécnica,

Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte

dos requisitos necessários à obtenção do título de

Engenheiro.

Orientador: Prof. Sylvio José Ribeiro de Oliveira

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

MARÇO - 2018

ii

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO

Departamento de Engenharia Mecânica

DEM/POLI/UFRJ

DESENVOLVIMENTO DE UM MECANISMO PARA MONTAGEM DE

AUTOCLAVE


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.

Examinado por:

________________________________________________

Prof. Sylvio José Ribeiro de Oliveira, Dr. Ing.

________________________________________________

Prof. Flávio de Marco Filho, D. Sc

________________________________________________

Prof. Vitor Ferreira Romano, Dott. Ric.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

MARÇO DE 2018

iii

Diz Fernandes, Victor José da Silva

Desenvolvimento de um Mecanismo para Montagem de

Autoclave/ Victor José da Silva Diz Fernandes. – Rio de

Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2018.

XVI, 89 p.: il.; 29,7 cm.

Orientador: Sylvio José Ribeiro de Oliveira

Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso

de Engenharia Mecânica, 2018.

Referências Bibliográficas: p. 83-84.

1. Projeto de Máquinas 2. Análise Estrutural 3. Elementos

de Transmissão Flexíveis 4. Simulação Estática. I. Ribeiro de

Oliveira, Sylvio José. II. Universidade Federal do Rio de

Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia Mecânica.

III. Desenvolvimento de um Mecanismo para Montagem de

Autoclave.

iv

Dedico este trabalho a meus pais, José

Antonio Diz Fernandes e Margareth da

Silva Diz Fernandes, e à minha avó

Margarida Soares da Silva. Sem o amor

e dedicação de vocês este trabalho não

seria possível.

v

AGRADECIMENTOS

Agradeço primeiramente a Deus por ter me dado uma família amorosa que sempre

esteve ao meu lado, me apoiando nos momentos difíceis e sempre me incentivando a

crescer cada vez mais.

Agradeço a meus pais, José Antonio e Margareth, e à minha avó, Margarida, por

todo o amor, carinho e compreensão que me oferecem diariamente. Obrigado por todas

as broncas, ensinamentos, conselhos e sorrisos que me levaram a estar onde estou hoje.

Vocês sempre se esforçaram para me dar uma boa educação, muitas vezes deixando de

lado seus próprios desejos para atingir esse objetivo. Quero que saibam que sou

extremamente grato e que espero um dia poder retribuir esse imenso favor.

Agradeço à UFRJ, ao departamento de Engenharia Mecânica e a todos os

professores que contribuíram para a minha formação. Agradeço também a todos os

amigos que fiz ao longo da graduação, que sempre me ofereceram não só apoio como

também bons momentos de descontração e alegria.

Agradeço aos meus supervisores Andre Beserra e Sergio Griffo por todos os

ensinamentos e amizade ao longo do estágio. Agradeço ao engenheiro e amigo Luiz Vidal

por todo o seu apoio durante a realização deste projeto, sempre ouvindo minhas ideias e

colaborando não só com sua experiência, mas também com puxões de orelha quando

necessário. Certamente é um profissional que servirá de exemplo para mim.

Agradeço a meu orientador Sylvio José pela paciência, responsabilidade e

profissionalismo. Suas aulas foram preciosas para minha formação e, por elas, sou muito

grato.

Agradeço também a todos os amigos que fiz durante meu estágio no LNDC. À

Drica, Alda e Astrid pelo companheirismo e amizade. A todos os técnicos, dentre eles

Anderson, Emannuel, Júlio, Renan e Felipe Renan, pela parceria e por sempre estarem

dispostos a me passar novos conhecimentos e técnicas. Sempre lembrarei com carinho

desses dias no melhor laboratório da UFRJ.

Por fim, agradeço a todos os outros que, direta ou indiretamente, contribuíram

para eu estar aqui hoje, cumprindo mais uma etapa na busca de um sonho.

vi

Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte

dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.

Desenvolvimento de um mecanismo para montagem de autoclave


Março/2018

Orientador: Sylvio José Ribeiro de Oliveira

Curso: Engenharia Mecânica

Na indústria o uso de máquinas e equipamentos para realizar tarefas que exijam grande

esforço ou precisão é bastante comum. Este trabalho tem como objetivo desenvolver um

mecanismo que auxilie na montagem do ensaio de fadiga do Laboratório de Ensaios

Não Destrutivos, Corrosão e Soldagem – LNDC. O mecanismo deverá girar uma

autoclave pesada em 180°, permitindo a montagem de componentes em seu interior.

Palavras-chave: Projeto de Máquinas, Autoclave, Ensaio de Fadiga

vii

Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of

the requirements for the degree of Engineer.

Development of a mechanism for the assembly of autoclaves


March/2018

Advisor: Sylvio José Ribeiro de Oliveira

Course: Mechanical Engineering

In industry the use of machines and equipments in tasks that require great strength or

precision is very common. The objective of this project is to develop a mechanism that

helps in the assembly of the fatigue test from the Laboratório de Ensaios Não

Destrutivos, Corrosão e Soldagem - LNDC. The mechanism must rotate a heavy

autoclave in 180°, allowing the assembly of its components.

Keywords: Machine Design, Autoclave, Fatigue Test

viii

SUMÁRIO

Índice de Figuras ix

Índice de Tabelas x

1. INTRODUÇÃO 1

1.1 Motivação 1

1.2 Objetivo 1

1.3 Metodologia e Organização do Texto 1

2. A MÁQUINA DE FADIGA 3

2.1 Componentes a serem montados no vaso 4

2.2 Ordem de montagem dos componentes 7

2.3 Problema a ser solucionado 10

3. PROJETO BÁSICO 11

3.1 Restrições de projeto 11

3.1.1 Limitações espaciais 11

3.1.2 Acionamento do sistema 12

3.1.3 Massa dos componentes do ensaio 12

3.1.4 Recursos disponíveis 13

3.2 Alternativas consideradas 15

3.2.1 Quanto ao modo de fixação da autoclave 15

3.2.2 Sistema de regulagem para evitar folga axial 17

3.2.3 Quanto a um sistema que impeça a rotação do vaso devido

ao seu próprio peso 18

3.2.4 Quanto à adaptação da empilhadeira da empresa 18

3.2.5 Quanto à posição do redutor na empilhadeira 19

3.2.6 Quanto ao tipo de elemento de transmissão flexível 20

3.2.7 Quanto ao tipo de mancal 20

3.3 Solução definitiva 21

3.4 Guia de montagem e utilização 23

ix

4. PROJETO DE DETALHAMENTO 27

4.1 Estudo de viabilidade do redutor 27

4.1.1 Determinação do torque de saída 27

4.1.2 Cálculo da potência equivalente 31

4.2 Dimensionamento da corrente de rolos 34

4.3 Dimensionamento do eixo 40

4.3.1 Material 40

4.3.2 Modelo Físico 41

4.3.3 Determinação dos esforços 43

4.3.4 Diagrama de esforços 45

4.3.5 Geometria 49

4.3.6 Cálculo da tensão admissível e do fator de segurança 51

4.3.7 Cálculo da deflexão no eixo 55

4.3.8 Dimensionamento da chaveta do eixo 58

4.3.9 Dimensionamento da chaveta da saída do redutor 61

4.4 Dimensionamento das soldas 62

4.4.1 União do eixo à chapa lateral 62

4.4.2 União da chapa lateral à braçadeira 64

4.4.3 Solda da chapa de suporte dos mancais 65

4.5 Dimensionamento dos parafusos 68

4.5.1 Dimensionamento dos parafusos de regulagem 68

4.5.2 Dimensionamento dos parafusos de fixação das braçadeiras 70

4.6 Dimensionamento do raio da manivela de acionamento 72

4.7 Análise estrutural das braçadeiras 73

4.7.1 Simulação estática da braçadeira principal 74

4.7.2 Simulação estática da braçadeira secundária 76

4.8 Seleção do retentor 81

5. CONSIDERAÇÕES FINAIS 82

6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 82

7. OUTRAS REFERÊNCIAS NÃO CITADAS 83

x

APÊNDICE A – CATÁLOGOS 84

A.1 Redutores CESTALTO 84

A.2 Rodas dentadas MINASTEK 86

A.3 Retentor SKF 88

APÊNDICE B – DESENHOS MECÂNICOS 88

xi

ÍNDICE DE FIGURAS

Capítulo 2

Figura 2.1 - Máquina de Fadiga. Fonte: LNDC 3

Figura 2.2 - Autoclave. Fonte: o autor 4

Figura 2.3 - Componentes a serem montados no vaso de pressão. Fonte: LNDC 4

Figura 2.4a - Montagem do tampo plano inferior. Fonte: LNDC 7

Figura 2.4b - Montagem do tampo roscado inferior e alojamento do raspador.

Fonte: LNDC 7

Figura 2.4c - Montagem dos parafusos no tampo roscado inferior. Fonte: LNDC 8

Figura 2.4d - Giro da autoclave. Fonte: LNDC 8

Figura 2.4e - Descida do conjunto. Fonte: LNDC 9

Figura 2.4f - Montagem do tampo roscado e parafusos da extremidade superior.

Fonte: LNDC 10

Capítulo 3

Figura 3.1 - Empilhadeira hidráulica manual. Fonte: o autor 13

Figura 3.2 - Estrutura de suporte da autoclave. Fonte: o autor 14

Figura 3.3 - Redutor CESTALTO CR-800 N 04 40 : 1. Fonte: o autor 14

Figura 3.4 - Sistema de braçadeiras descartado. Fonte: o autor 15

Figura 3.5a - Braçadeiras especiais vista superior. Fonte: o autor 16

Figura 3.5b - Braçadeiras especiais vista frontal. Fonte: o autor 16

Figura 3.5c - Braçadeiras especiais vista isométrica. Fonte: o autor 17

Figura 3.6 - Sistema de regulagem. Fonte: o autor 17

Figura 3.7 - Tombador de tambor. Fonte: Zetec Systems 18

Figura 3.8 - Posição do redutor na haste da empilhadeira. Fonte: o autor 19

Figura 3.9 - Uso de correntes e rodas dentadas para transmissão. Fonte: o autor 20

Figura 3.10 - Partes superior e inferior do mancal bipartido. Fonte: o autor 21

Figura 3.11 - Bucha. Fonte: o autor 21

Figura 3.12 - Adaptação da empilhadeira. Fonte: o autor 22

Figura 3.13 - Alterações na haste da empilhadeira. Fonte: o autor 22

Figura 3.14a - Colocação do vaso no suporte. Fonte: o autor 23

xii

Figura 3.14b - Colocação da braçadeira principal nos mancais. Fonte: o autor 23

Figura 3.14c - Posição dos olhais em relação ao centro de massa. Fonte: o autor 24

Figura 3.14d - Aproximação da braçadeira principal ao vaso de pressão.

Fonte: o autor 24

Figura 3.14e - Fixação das braçadeiras. Fonte: o autor 25

Figura 3.14f - Funcionamento do sistema de regulagem. Fonte: o autor 25

Figura 3.14g - Giro da autoclave. Fonte: o autor 26

Capítulo 4

Figura 4.1 - Posições do centro de massa dos conjuntos. Fonte: o autor 29

Figura 4.2 - Modelo para cálculo do torque. Fonte: o autor 29

Figura 4.3 - Gráfico do torque. Fonte: o autor (usando o software Mathematica) 30

Figura 4.4 - Principais dimensões das correntes de rolos. Fonte: [1] 34

Figura 4.5 - Principais dimensões da roda dentada. Fonte: CERELLO 39

Figura 4.6 - Esquema da mancalização. Fonte: o autor 42

Figura 4.7 - Modelo físico adotado. Fonte: o autor 43

Figura 4.8 - Ângulo de pressão da roda dentada. Fonte: Catálogo da TSUBAKI 44

Figura 4.9 - Esquema das forças tangencial e radial. Fonte: o autor 45

Figura 4.10 - Diagrama de esforços em x-y e x-z. Fonte: o autor 45

Figura 4.11 - Gráfico do esforço cortante no plano x-y. Fonte: o autor

(usando software Mathematica) 46

Figura 4.12 - Gráfico do momento fletor no plano x-y.Fonte: o autor


Figura 4.13 - Gráfico do esforço cortante no plano x-z. Fonte: o autor


Figura 4.14 - Gráfico do momento fletor no plano x-z. Fonte: o autor


Figura 4.15 - Gráfico do torque no eixo. Fonte: o autor


Figura 4.16 - Geometria da ponta de eixo. Fonte: o autor 49

Figura 4.17 - Ranhuras de alívio para anel elástico. Fonte: [5] 50

Figura 4.18 - Efeito das ranhuras de alívio nas linhas de tensão. Fonte: o autor 50

Figura 4.19 - Dimensões do eixo. Fonte: o autor 51

xiii

Figura 4.20 - Valores de Kt e Kts para rasgos de chaveta. Fonte: [5] 54

Figura 4.21a - Gráfico da inclinação no plano x-y. Fonte: o autor


Figura 4.21b - Gráfico de deflexão no plano x-y. Fonte: o autor


Figura 4.22a - Gráfico da inclinação no plano x-z. Fonte: o autor


Figura 4.22b - Gráfico da deflexão no plano x-z. Fonte: o autor


Figura 4.23 - Tipos de chaveta paralela. Fonte: [6] 59

Figura 4.24 - Solda da ponta de eixo na chapa lateral da braçadeira.

Fonte: o autor 62

Figura 4.25 - Solda da chapa lateral ao restante da braçadeira principal.

Fonte: o autor 64

Figura 4.26 - Valores da área de garganta e segundo momento

polar unitário de inércia. Fonte: [1] 64

Figura 4.27 - Força agindo sobre a chapa de suporte do mancal. Fonte: o autor 66

Figura 4.28 - Solda da chapa vista lateral. Fonte: o autor 66

Figura 4.29 - Valores de área e momento de inércia da garganta de solda.

Fonte: [1] 67

Figura 4.30 - Parafusos de regulagem e parafusos de fixação das braçadeiras.

Fonte: o autor 68

Figura 4.31a – Ilustração dos parafusos de fixação das braçadeiras.

Fonte: o autor 70

Figura 4.31b – Vista lateral dos parafusos de fixação das braçadeiras.

Fonte: o autor 71

Figura 4.31c – Modelo para cálculo das reações nos parafusos.

Fonte: o autor 71

Figura 4.32 - Aberturas para entrada de chave. Fonte: o autor 73

Figura 4.33 - Reforços estruturais nas braçadeiras. Fonte: o autor 74

Figura 4.34a - Modelo adotado para a simulação da braçadeira principal.

Fonte: o autor (usando software Solidworks) 75

Figura 4.34b - Distribuição de tensão na braçadeira principal.


xiv

Figura 4.34c - Deflexão na braçadeira principal.


Figura 4.34d - Distribuição do fator de segurança para a braçadeira principal.


Figura 4.35a - Modelo adotado para a simulação da braçadeira secundária

com autoclave na vertical. Fonte: o autor

(usando software Solidworks) 77

Figura 4.35b - Distribuição de tensão na braçadeira secundária quando o

vaso está na vertical. Fonte: o autor


Figura 4.35c - Deflexão na braçadeira secundária quando o vaso

está na vertical. Fonte: o autor


Figura 4.35d - Fator de segurança. Fonte: o autor (usando software Solidworks) 78

Figura 4.36a - Modelo adotado para a simulação da braçadeira secundária

com o vaso na horizontal. Fonte: o autor


Figura 4.36b - Distribuição de tensões na braçadeira secundária com o

vaso na horizontal. Fonte: o autor


Figura 4.36c - Deflexão na braçadeira secundária com o vaso na

horizontal. Fonte: o autor (usando software Solidworks) 80

Figura 4.36d - Fator de segurança. Fonte: o autor (usando software Solidworks) 80

Figura 4.37 - Dimensões do retentor. Fonte: Catálogo da SKF 81

xv

ÍNDICE DE TABELAS

Capítulo 2

Tabela 2.1 - Componentes do ensaio e suas funções. Fonte: o autor 5

Capítulo 3

Tabela 3.1 - Dimensões das baias. Fonte: LNDC 12

Tabela 3.2 - Dados dos componentes do ensaio. Fonte: o autor 12

Capítulo 4

Tabela 4.1 - Dados dos redutores. Fonte: Catálogo da CESTALTO 27

Tabela 4.2 - Peso dos conjuntos e distância ao eixo de rotação da autoclave.

Fonte: o autor 30

Tabela 4.3 - Comparação do torque efetivo com o torque máximo permitido 31

Tabela 4.4 - Valores de S e N. Fonte: Catálogo da CESTALTO 32

Tabela 4.5 - Fator de velocidade. Fonte: Catálogo da CESTALTO 33

Tabela 4.6 - Comparação da potência na entrada efetiva com a máxima

Permitida 33

Tabela 4.7 - Dados das correntes ANSI. Fonte: [1] 34

Tabela 4.8 - Fatores de Serviço para correntes de rolos. Fonte: [4] 36

Tabela 4.9 - Capacidade das correntes de rolos (HP). Fonte: [1] 36

Tabela 4.10 - Fator k1 da corrente. Fonte: [1] 37

Tabela 4.11 - Fator k2. Fonte: [1] 38

Tabela 4.12 - Capacidade calculada das correntes em estudo (HP). 38

Tabela 4.13 - Especificação da corrente de rolos selecionada. 39

Tabela 4.14 - Dados da roda dentada. Fonte: Catálogo da MINASTEK 40

Tabela 4.15 - Comparação da força de tração efetiva com a resistência

à tração mínima. 40

Tabela 4.16 - Propriedades mecânicas do aço AISI 1040 laminado a quente.

Fonte: [1] 41

Tabela 4.17 - Peso total do vaso, braçadeiras e componentes. 43

Tabela 4.18 - Distâncias no eixo. 46

xvi

Tabela 4.19 - Diâmetros do eixo pós-dimensionamento 51

Tabela 4.20 - Esforços e fator de segurança das seções em estudo 53

Tabela 4.21 - Estimativas para Kt e Kts. Fonte: [1] 54

Tabela 4.22 - Deflexões admissíveis para engrenagens em função de P.

Fonte: [1] 57

Tabela 4.23 - Valores de inclinação e deflexão 58


Fonte: [1] 58

Tabela 4.25 - Dimensões dos rasgos de chaveta no cubo e no eixo. Fonte: [6] 59

Tabela 4.26 - Propriedades mecânicas dos eletrodos de solda. Fonte: [1] 63

Tabela 4.27 - Peso total da autoclave mais componentes 68


Fonte: [1] 69

Tabela 4.29 - Propriedades mecânicas dos parafusos de acordo com seu grau.

Fonte: [1] 71

Tabela 4.30 - Esforços em manivelas. Fonte: [6] 72

Tabela 4.31 - Resultados da simulação da braçadeira principal 76

Tabela 4.32 - Resultados da simulação da braçadeira secundária com

vaso na vertical 78

Tabela 4.33 - Resultados da simulação da braçadeira secundária com

vaso na horizontal 80

Tabela 4.34 - Dados do retentor. Fonte: Catálogo da SKF 81

1

1 INTRODUÇÃO

1.1 Motivação

Este presente trabalho surgiu da necessidade de criação de um sistema mecânico

que permitisse a rotação de uma autoclave de grande porte, de maneira a girá-la de cabeça

para baixo, a fim de facilitar a montagem de componentes em seu interior.

A autoclave em questão pertence à máquina de fadiga, uma máquina de ensaio

desenvolvida pelo Laboratório de Ensaios Não Destrutivos, Corrosão e Soldagem -

LNDC, em parceria com o Laboratório de Metrologia e Tribologia, pertencente ao

Departamento de Engenharia Mecânica da UFRJ.

1.2 Objetivo

O objetivo deste trabalho é desenvolver uma solução que facilite o processo de

montagem da autoclave citada anteriormente. Esta solução deve ser prática, simples e

respeitar as limitações do laboratório, sejam elas espaciais, financeiras ou relacionadas às

condições de ensaio.

1.3 Metodologia e organização do texto

O desenvolvimento de um projeto de engenharia é um processo extremamente

iterativo. Durante sua realização o engenheiro deve usar a criatividade, a intensa pesquisa

e os conhecimentos adquiridos ao longo de sua formação para encontrar soluções para

problemas multidisciplinares, de maneira a suprir uma necessidade.

Segundo BUDYNAS, NISBETT [1], um projeto que culmine na criação de algo

concreto deve resultar em um produto funcional, seguro, confiável, competitivo, e próprio

para ser usado, fabricado e, caso desejado, comercializado.

Problemas reais de engenharia muitas vezes carecem de dados precisos e carregam

consigo inúmeras incertezas relativas à divergência entre o modelo teórico e a realidade.

Cabe ao engenheiro projetista, segundo NORTON [2], saber “estruturar problemas

desestruturados”. Sob essa ótica diversos autores procuram dividir o processo criativo em

diferentes etapas, de maneira a obter um claro entendimento acerca do que se é pedido e

2

propor uma solução que atenda integralmente aos requisitos do cliente: criam-se então

metodologias de projeto.

O presente trabalho seguirá a metodologia de projeto apresentada por

BUDYNAS, NISBETT [1], que consiste nas seguintes etapas:

i) Identificação da Necessidade

ii) Definição do Problema

iii) Síntese

iv) Análise e Otimização

v) Avaliação

vi) Apresentação

No segundo capítulo será apresentado ao leitor o conceito da máquina de fadiga

do Laboratório de Ensaios Não Destrutivos, Corrosão e Soldagem – LNDC. A montagem

da autoclave será discutida e a necessidade da criação de uma estrutura para auxiliar na

montagem, comprovada. Isso representará o primeiro passo da metodologia de projeto: a

identificação de uma necessidade.

O terceiro capítulo contemplará o projeto básico. Serão postulados especificações

e requisitos que a estrutura a ser desenvolvida deve possuir. Tais requisitos podem ir

desde limitações espaciais até condições ideais de trabalho e constituem a etapa de

definição do problema.

Em seguida, no mesmo capítulo, será definida a etapa de síntese. Nesta fase, as

informações sobre o sistema serão reunidas e mescladas de maneira a criar uma solução

que atenda ao objetivo proposto e aos requisitos de projeto. Serão discutidas as

alternativas consideradas e a solução será apresentada.

O capítulo seguinte consistirá no projeto de detalhamento. Serão calculados os

esforços atuantes e dimensionados os componentes do sistema. Além disso, serão

selecionados itens e equipamentos comerciais. Isso define a etapa de análise e otimização

proposta na metodologia de BUDYNAS, NISBETT [1].

Por fim, o capítulo seguinte consistirá nas considerações finais. Nessa parte será

discutida a eficiência da solução encontrada neste trabalho e se ela representa uma opção

viável para a empresa.

No apêndice A serão apresentados os catálogos de produtos comerciais

selecionados neste trabalho. O apêndice B consistirá nos desenhos técnicos do projeto.

3

2 A MÁQUINA DE FADIGA

O estudo da fadiga é de vital importância para a engenharia. Por meio dele, pode-

se compreender um pouco mais sobre esse fenômeno complexo que pode ocasionar falhas

catastróficas.

A máquina de fadiga do Laboratório de Ensaios Não Destrutivos, Corrosão e

Soldagem busca estudar esse fenômeno quando em meios submetidos à alta pressão e

ambiente corrosivo. Para isso, ela se utiliza de uma autoclave de dimensões ∅500 x 508

mm com interior cladeado de Hastelloy C-276, com massa aproximada de 420 kg.

Neste capítulo, serão mostrados os componentes a serem montados na autoclave,

a ordem em que eles são montados e a dificuldade na montagem que originou a

necessidade desse projeto.

Figura 2.1 – Máquina de fadiga. Fonte: LNDC

4

Figura 2.2 – Autoclave. Fonte: o autor

2.1 Componentes a serem montados dentro do vaso

Dentro da Autoclave serão montados os seguintes componentes:

Figura 2.3 – Componentes a serem montados no vaso de pressão

Fonte: LNDC

5

Tabela 2.1 – Componentes do ensaio e suas funções. Fonte: o autor

Numeração Quantidade Denominação Função

01 01 Tampo

Superior

Contra-garra superior é pinada

nele

Célula de carga enrosca na parte

superior dele

Ao ser empurrado pelos parafusos,

esmaga a vedação metálica

02 02 Tampo

Roscado

Responsável por suportar a força

oriunda da pressão no interior do

vaso

03 02 Contra-Garra

CP é pinado nela

É um dos componentes

responsáveis por transmitir o

esforço mecânico para o CP

04 01 Corpo de

Prova É o material de estudo do ensaio

05 01 Tampo

Inferior

Aloja vedações em seu interior.

Ao ser pressionado pelos

parafusos, esmaga a vedação

metálica

06 01 Autoclave

É o vaso de pressão do ensaio. Os

componentes são montados em seu

interior, que é pressurizado pela

entrada de gás

07 01

Alojamento

do Raspador

Inferior

Aloja o raspador inferior,

responsável por evitar a entrada de

impurezas dentro da autoclave

durante o movimento alternativo

da garra inferior

6

08 04

Parafuso

Allen M6 x 1

mm

Fixa o alojamento do raspador

inferior no tampo inferior

09 01 Garra Inferior

É acoplada à haste do cilindro

hidráulico, sendo diretamente

responsável por tensionar o CP

10 02 Pino

Responsável pela ligação e

transmissão do esforço mecânico

entre o corpo de prova e as contra-

garras

11 02 Pino

Responsável pela ligação e

transmissão do esforço mecânico

entre o tampo superior e as garras

12 24 Parafuso M30

Responsável pelo esmagamento da

vedação metálica e,

consequentemente, pela vedação

do sistema

13 02 Vedação

Metálica Ao ser esmagada, veda o sistema

Como pode-se perceber pela imagem, o ensaio consiste na pinagem de um corpo

de prova em garras. A garra inferior é acoplada na haste de um cilindro hidráulico. O

movimento alternativo dela será responsável pelo carregamento cíclico no CP, que

ocasionará o fenômeno de falha por fadiga.

As contra-garras, junto com a garra inferior, são responsáveis pelo tensionamento

do corpo de prova.

A vedação do conjunto se dá por meio de anéis metálicos C-Ring. Estes são

comprimidos pelos tampos superior e inferior, vedando o sistema. Os tampos esmagam

os anéis de vedação graças à pré-carga dos parafusos M30.

Extensômetros são colados no corpo de prova, e uma célula de carga é enroscada

na parte de cima do tampo superior. Esses elementos são responsáveis pelo

monitoramento da deformação do CP e da força, respectivamente, durante o ensaio.

7

2.2 Ordem de montagem dos componentes

A montagem dos componentes no interior da autoclave segue a seguinte sequência

de etapas:

i) Colocar a vedação metálica na parte inferior do vaso e assentar o tampo

inferior (com as vedações em seu interior já posicionadas) sobre o anel

metálico

Figura 2.4a – Montagem do tampo plano inferior. Fonte: LNDC

ii) Enroscar o tampo roscado na parte inferior do vaso e, em seguida, fixar o

alojamento do raspador inferior no tampo inferior.

Figura 2.4b – Montagem do tampo roscado inferior e alojamento do raspador. Fonte:

LNDC

8

iii) Enroscar os parafusos M30 no tampo roscado. A pré-carga dos parafusos

deve ser aplicada usando-se uma parafusadeira pneumática.

Figura 2.4c – Montagem dos parafusos no tampo roscado inferior. Fonte:

LNDC

iv) Gira-se a autoclave em 180º

Figura 2.4d – Giro da autoclave. Fonte: LNDC

v) Aloja-se o anel metálico superior na autoclave e em seguida, com a ajuda

de um guincho, talha ou ponte rolante, desce-se o conjunto garras-corpo

de prova-tampo superior já montado de forma que o conjunto entre na

9

autoclave. Durante a descida a garra inferior deve passar pelo furo do

tampo inferior.

Figura 2.4e – Descida do conjunto. Fonte: LNDC

vi) Por fim, enrosca-se o tampo roscado na extremidade superior da

autoclave e, em seguida, enroscam-se os parafusos M30 usando a

parafusadeira pneumática.

Figura 2.4f – Montagem do tampo roscado e parafusos da extremidade superior.

Fonte: LNDC

10

2.3 Problema a ser solucionado

Como pôde-se perceber no item 2.2, é necessário girar a autoclave em 180º

durante a montagem do ensaio. Isso é necessário pois, para enroscar corretamente os

tampos roscados que se encontram nas extremidades da autoclave, precisa-se que o vaso

esteja em pé. Caso se tente, por exemplo, enroscar o tampo com a autoclave deitada, o

próprio peso dele tornaria a tarefa cansativa e difícil, além de não garantir a correta

montagem da peça, visto que a rosca acabaria entrando torta, ficando “enjambrada”.

A necessidade de girar o vaso cria uma problemática, visto que a autoclave possui

uma massa de aproximadamente 420 kg. O laboratório não possui máquinas que realizem

esse tipo de serviço e a solução até então encontrada é amarrar o vaso com uma laçada,

içá-lo usando a ponte rolante e tombá-lo.

Usar a ponte rolante para girar o vaso se mostra uma alternativa muito pouco

eficiente. O tombamento do vaso é difícil de ser executado e acarreta riscos à segurança

dos operadores, visto que trata-se de uma massa grande sendo elevada e posta em

movimento. Não raro gasta-se uma tarde ou mesmo um dia inteiro apenas para realizar a

montagem da autoclave, grande parte desse tempo sendo utilizado no tombamento.

Constata-se então uma necessidade dentro da empresa, de desenvolver um sistema

que permita girar o vaso de pressão de maneira rápida e segura. Um sistema como esse

acarretaria em um aumento da eficiência de montagem dos ensaios e seria muito útil ao

laboratório.

11

3 PROJETO BÁSICO

3.1 Restrições de Projeto

Conforme visto nos capítulos anteriores, o início de um projeto é dado pela

identificação de uma necessidade e que, no caso em estudo neste trabalho, a necessidade

consiste em girar o vaso de pressão de cabeça para baixo durante a montagem do ensaio.

Entretanto, apenas saber a necessidade não é o bastante. Identificá-la constitui um

passo importante no sentido de se traçar um objetivo a ser atendido mas, após isso, o

engenheiro deve se preocupar com uma outra problemática: qual a melhor maneira de

alcançar este objetivo?

Muitas vezes, para obter essa resposta, é válido pensar não em como fazer, mas

sim em como não fazer a tarefa que se é pedida. A necessidade a ser atendida, por si só,

abre margem para inúmeras soluções. Cabe ao engenheiro saber filtrar essas soluções de

acordo com as limitações do seu sistema e dos recursos que tem disponível, de maneira a

definir a solução que melhor se enquadra a esse sistema.

À etapa de estudar as restrições e recursos do sistema, dá-se o nome de definição

do problema. Essas restrições são chamadas de entradas e saídas de projeto e delimitam

que tipo de solução é a mais indicada. Podem-se citar como exemplos de entradas de

projeto limitações espaciais, temperaturas e pressões de trabalho, faixa de velocidades

admissíveis, dentre outros.

Seguem abaixo as entradas de projeto para o caso em estudo:

3.1.1 Limitações Espaciais

As máquinas de fadiga se encontram alocadas na área das baias do laboratório.

Essa área consiste em um espaço isolado e controlado, seguindo todas as especificações

de segurança necessárias para a realização dos ensaios.

É do interesse do laboratório que a rotação do vaso possa ser feita nesse espaço,

eliminando a necessidade de deslocamento para o galpão onde a ponte rolante se encontra.

Devido a isso, é obrigatório que a solução para o problema possua dimensões que

possibilitem sua entrada e livre movimentação pelas baias.

12

Tabela 3.1 – Dimensões das baias. Fonte: LNDC

Dimensões (metros)

Altura das portas das baias 2,10 m

Largura das portas das baias 2,00 m

Largura do corredor das baias 3,00 m

3.1.2 Acionamento do Sistema

O acionamento do sistema rotativo deve ser manual. Não será permitido o uso de

acionamento hidráulico ou elétrico devido a questões financeiras.

O uso de redução é permitido, seja por engrenagens ou por elementos flexíveis. A

máquina ou dispositivo a ser projetado(a) deve possuir um sistema de travamento para

impedir que a autoclave gire sozinha devido ao peso de seus componentes.

3.1.3 Massa dos componentes do ensaio

A máquina/dispositivo a ser projetado(a) deve suportar o peso do vaso de pressão

e dos componentes que serão montados dentro dele. O peso das vedações não será

contabilizado nessa análise tendo em vista que sua massa é desprezível em relação à dos

demais componentes.

Seguem abaixo dados quanto à dimensão e massa desses componentes:

Tabela 3.2 – Dados dos componentes do ensaio. Fonte: o autor

DENOMINAÇÃO MATERIAL QTD DIMENSÕES MASSA TOTAL

Autoclave AISI 4130 T&R 01 ∅500 x 508 mm 414,96 kg

Tampo Roscado

Inferior AISI 4130 T&R 01 ∅350 x 70 mm 42,63 kg

Tampo Plano

Inferior AISI 4130 T&R 01 ∅309 x 115 mm 35,43 kg

Tampo Roscado

Superior AISI 4130 T&R 01 ∅350 x 70 mm 42,63 kg

13

Tampo Plano

Superior AISI 4130 T&R 01 ∅309 x 291 mm 41,79 kg

Garra Inferior INCONEL 718 01 ∅78 x 295 mm 3,63 kg

Contra-garra INCONEL 718 02 #28 x 50 x 86

mm 1,5 kg

Parafusos M30 DIN 13 Grau

12.9 24

M30 x 3,5 x 90

mm 18,2 kg

3.1.4 Recursos Disponíveis

O laboratório conta com alguns equipamentos que podem ser úteis ou não para o

projeto. Seguem abaixo os dispositivos disponíveis para uso:

i) Empilhadeira Hidráulica Manual

É a empilhadeira usada atualmente para levantamento e transporte da autoclave.

Possui capacidade de 1 tonelada.

Figura 3.1 – Empilhadeira hidráulica manual. Fonte: o autor

14

ii) Estrutura de Apoio

Estrutura metálica com amortecimento em vibra-stop utilizada atualmente para

suportar o vaso durante a montagem. Foi fabricada pelo setor de oficina mecânica do

próprio laboratório.

Figura 3.2 – Estrutura de suporte da autoclave. Fonte: o autor

iii) Redutor CESTALTO CR-800 N 04 40 : 1

Redutor de sem-fim/coroa disponível para uso. A transmissão por sem-fim/coroa

possui auto retenção.

Figura 3.3 – Redutor CESTALTO CR-800 N 04 40 : 1. Fonte: o autor

15

iv) Redutor CESTALTO CR-800 NP 01 60 : 1

Redutor de sem-fim/coroa disponível para uso. A transmissão por sem-fim/coroa

possui auto retenção. Possui as mesmas dimensões gerais do redutor CR-800 N 04 40 :

1.

3.2 Alternativas consideradas

3.2.1 Quanto ao modo de fixação da autoclave

A maneira como a autoclave será suportada é um fator crucial. Primeiramente

pensou-se em utilizar um sistema de braçadeiras simples que abraçariam a lateral do vaso

e teriam uma ponta de eixo soldada a cada uma. Cada ponta de eixo seria posicionada em

um mancal, permitindo a rotação da autoclave.

Entretanto, o uso de braçadeiras simples foi descartado tendo em vista que o peso

do vaso teria que ser integralmente suportado pelo atrito entre a lateral do vaso e as

braçadeiras. Para que isso fosse possível seria necessário um atrito e, consequentemente,

uma força normal muito alta, que só seria obtida através da aplicação de uma pré-carga

significativa. Isso geraria a necessidade de braçadeiras e parafusos de dimensões maiores

e tornaria o processo de montagem mais lento e ineficiente.

Provou-se correto que o sistema de fixação do vaso deveria ocorrer não por atrito

mas sim por contato direto entre as abas da autoclave e o fixador.

Figura 3.4 – Sistema de braçadeiras descartado. Fonte: o autor

Com esse conceito em mente pensou-se em um sistema de braçadeiras que

permitisse contato tanto nas abas quanto na lateral do vaso. Uma delas possuiria uma

16

ponta de eixo soldada em cada um de suas laterais. Esses eixos seriam mancalizados e

permitiriam a rotação da autoclave.

Figura 3.5a – Braçadeiras especiais vista superior. Fonte: o autor

Figura 3.5b – Braçadeiras especiais vista frontal. Fonte: o autor

17

Figura 3.5c – Braçadeiras especiais vista isométrica. Fonte: o autor

3.2.2 Sistema de regulagem para evitar folga axial

A presença de folga axial durante a rotação do vaso se mostraria um problema,

uma vez que permitiria certa movimentação da autoclave durante o giro e isso acarretaria

em choque na estrutura. Para anular este efeito, primeiramente pensou-se em um sistema

de regulagem por parafuso de acionamento. Neste sistema, quando um volante fosse

girado, hastes semelhantes às de uma empilhadeira subiriam e outras desceriam, até que

entrassem em contato com as abas do vaso, eliminando a folga axial.

Entretanto, esta ideia foi descartada tendo em vista que a fabricação de uma

máquina desse tipo acarretaria em um gasto muito acima do orçamento disponível.

Decidiu-se então por um sistema de trava por porca e contraporca. A folga axial

seria eliminada por meio de um parafuso e a contraporca o travaria, impedindo que ele

afrouxe.

Figura 3.6 – Sistema de regulagem. Fonte: o autor

18

A folga radial não é um problema, visto que o vaso é abraçado pelas braçadeiras,

que são fixadas uma à outra por parafusos. Essa fixação mantém as braçadeiras sempre

em contato com a lateral do vaso, eliminando folgas radiais.

3.2.3 Quanto a um sistema que impeça a rotação do vaso devido ao seu próprio

peso

Decidiu-se usar a auto retenção dos redutores de sem-fim e coroa disponíveis no

laboratório. O fato de eles não serem reversíveis impede que sejam acionados pelo eixo

de saída e, por isso, uma vez conectado ao redutor, o vaso não poderia girar devido ao

próprio peso uma vez que estivesse pivotado por um eixo.

3.2.4 Quanto à adaptação da empilhadeira da empresa

Uma alternativa que se mostrou muito promissora foi a de adaptar a empilhadeira

hidráulica manual presente na empresa para realizar o serviço demandado ao invés de

criar uma máquina do zero. Criar uma máquina inteira do zero, além de acarretar gastos

maiores com material e fabricação, também ocuparia mais espaço dentro do laboratório.

Adaptar a empilhadeira consiste em uma opção mais barata e prática, visto que

não seria necessário conduzir o vaso da empilhadeira até uma estrutura externa às baias

para rodar o vaso de pressão.

A customização da empilhadeira usou como inspiração os tombadores de tambor

usados em indústrias. Os mancais que sustentarão a autoclave serão fixados nas hastes da

empilhadeira. A autoclave será suportada, portanto, entre mancais.

Figura 3.7 – Tombador de tambor. Fonte: Zetec Systems

19

3.2.5 Quanto à posição do redutor na empilhadeira

O redutor deverá ser fixado em uma das hastes da empilhadeira, de maneira que

ele sempre acompanhe o movimento de subida ou descida do vaso na empilhadeira.

Um ponto importante observado durante a elaboração do projeto conceitual é o de

que as alterações na empilhadeira não podem comprometer as funções originais dela.

Caso o redutor fosse fixado muito próximo da ponta das hastes, toda vez que fosse

necessário usá-la para levantar algum objeto que não a autoclave, seria necessário retirar

o redutor do sistema. Da mesma maneira, quando fosse necessária a rotação do vaso, seria

preciso fixar novamente o redutor na haste. Esse processo tomaria uma quantidade

considerável de tempo apenas com a fixação e retirada do redutor.

Baseado nisso tomou-se a decisão de deixar o redutor fixo na máquina, mas o mais

longe possível da ponta das hastes. Essa medida tornaria possível utilizar a empilhadeira

normalmente sem a necessidade de se retirar o redutor.

A condição anterior impede que o redutor seja conectado ao eixo da braçadeira

diretamente por acoplamento ou engrenagens, devido à grande distância entre eixos.

Sendo assim, mostra-se necessária a utilização de um elemento de transmissão flexível

para transmitir o torque e rotação do redutor para o vaso.

Figura 3.8 – Posição do redutor na haste da empilhadeira. Fonte: o autor

20

3.2.6 Quanto ao tipo de elemento de transmissão flexível

Correias estão descartadas, tendo em vista que se soltam das polias caso haja uma

sobrecarga de força, podendo acarretar acidentes.

O elemento flexível escolhido para a aplicação é a corrente de rolos. DE MARCO

[4] enfatiza a maior capacidade de transmissão de potência das correntes quando

comparadas às correias, além de serem mais tolerantes com relação ao desalinhamento de

centros e não apresentarem perigo de deslizamento.

Figura 3.9 – Uso de correntes e rodas dentadas para transmissão. Fonte: o autor

3.2.7 Quanto ao tipo de mancal

Os mancais serão de deslizamento e tanto os mancais quanto as buchas serão

fabricados na oficina mecânica do laboratório. O uso de buchas foi adotado tendo em

vista que a autoclave só precisará ser girada poucas vezes a cada mês e os eixos

trabalharão com baixa rotação. Devido a essas condições é mais interessante

financeiramente usinar mancais e buchas no próprio laboratório com o material que já se

tem em estoque do que comprar rolamentos exclusivamente para isso.

Além disso, usinar as peças garante maior liberdade na hora de definir a geometria

dos componentes, uma vez que não há necessidade de se restringir apenas às dimensões

padronizadas dos elementos oferecidos comercialmente.

21

Os mancais serão bipartidos e “abraçarão” a bucha, que se manterá fixa. O eixo

girará por dentro da bucha, cujo interior será lubrificado por meio de uma graxeira.

Retentores impedirão o vazamento da graxa para fora das buchas.

Figura 3.10 – Partes superior e inferior do mancal bipartido. Fonte: o autor

Figura 3.11 – Bucha. Fonte: o autor

3.3 Solução Definitiva

Considerando os pontos citados na seção 3.2, o sistema a ser projetado se encontra

a seguir:

22

Figura 3.12 – Adaptação da empilhadeira. Fonte: o autor

No eixo de entrada do redutor será acoplada por chaveta uma manivela que será

fabricada na oficina mecânica do laboratório.

Para fixar os mancais e o redutor serão soldados às hastes chapas de aço AISI

1020.

Figura 3.13 – Alterações na haste da empilhadeira. Fonte: o autor

23

3.4 Guia de montagem e utilização

Nesta seção será apresentado o procedimento de utilização do sistema. Serão

estabelecidas etapas a serem seguidas para o correto funcionamento da máquina.

i) Com o auxílio da empilhadeira, colocar o vaso de pressão em cima da estrutura

de suporte.

Figura 3.14a – Colocação do vaso no suporte. Fonte: o autor

ii) Fixar os mancais nas hastes da empilhadeira e, com o auxílio da ponte rolante,

posicionar a braçadeira principal já com as buchas e retentores colocados na

parte de baixo do mancal bipartido.

Figura 3.14b – Colocação da braçadeira principal nos mancais. Fonte: o autor

24

Um detalhe importante é que a braçadeira principal deve ser içada por olhais

enroscados em sua superfície. Os olhais estão posicionados na linha do centro de massa

do conjunto e, por isso ao ser içada, a braçadeira não girará no ar devido ao seu próprio

peso. Os ganchos só poderão ser tirados dos olhais quando a corrente estiver montada

ligando o redutor e o eixo da braçadeira pois, a partir desse momento, a auto retenção do

redutor impedirá que o conjunto gire devido ao seu próprio peso.

Figura 3.14c – Posição dos olhais em relação ao centro de massa. Fonte: o autor

iii) Fixar a parte superior dos mancais. Colocar a roda dentada no eixo e conectá-

lo ao redutor com a corrente de elos. Retirar os olhais e, em seguida, empurrar

a braçadeira em direção à autoclave, até que ela abrace a lateral do vaso de

pressão. A parte inferior da braçadeira principal deve encostar na aba inferior

do vaso de pressão.

Figura 3.14d – Aproximação da braçadeira principal ao vaso de pressão. Fonte: o autor

25

iv) Uma vez que a braçadeira principal entra em contato com a lateral do vaso de

pressão, fixar a braçadeira secundária do outro lado por meio dos parafusos de

fixação das braçadeiras. Depois de aplicar a pré-carga nos parafusos, enroscar

os parafusos de regulagem até que eles encostem na aba superior da autoclave.

Em seguida, travar os parafusos de regulagem usando a contra porca.

Figura 3.14e – Fixação das braçadeiras. Fonte: o autor

Figura 3.14f – Funcionamento do sistema de regulagem. Fonte: o autor

v) Para girar a autoclave, levantar o conjunto usando a empilhadeira o bastante

para girar o vaso sem que ele bata na estrutura de suporte logo abaixo. Após

girar o vaso, descê-lo com a empilhadeira e apoiá-lo em cima da estrutura de

novo.

26

Por medida de segurança é recomendado que a autoclave esteja sempre

apoiada na estrutura de suporte quando o vaso não estiver sendo girado.

Figura 3.14g – Giro da autoclave. Fonte: o autor

27

4 PROJETO DE DETALHAMENTO

4.1 Estudo de viabilidade do redutor

Como explicitado nos capítulos anteriores, o laboratório possui dois redutores sem

uso que poderiam ser aproveitados neste projeto. Nesta seção será verificado se algum

desses redutores é capaz de realizar a tarefa demandada, ou seja, se algum deles pode ser

utilizado.

Ambos os redutores são da fabricante CESTALTO e possuem tamanho CR-800,

possuindo um deles redução de 40 : 1 e o outro redução de 60 : 1.

O catálogo da CESTALTO fornece os seguintes dados sobre os redutores, para

uma rotação de 1750 RPM na entrada:

Tabela 4.1 – Dados dos redutores. Fonte: Catálogo da CESTALTO

CR-800 N 04 40 : 1 CR-800 NP 01 60 : 1

Potência máxima na entrada (CV) 3,3 2,23

Torque máximo na saída (kgf m) 33,71 30,12

Rendimento - 𝝁 0,64 0,55

Redução efetiva - 𝒊 39 60

Carga radial máxima na saída (kgf) 900 900

Este trabalho dará preferência ao redutor de redução 40 : 1.

4.1.1 Determinação do torque de saída

Pela tabela acima percebe-se que a potência é um fator crucial a ser levado em

consideração na hora de selecionar o redutor. Sabe-se que:

𝑃𝑜𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 = 𝑡𝑜𝑟𝑞𝑢𝑒 x 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑎𝑛𝑔𝑢𝑙𝑎𝑟

28

A rotação na saída será função da rotação na entrada e da redução efetiva 𝒊 do

redutor. Entretanto, para se calcular a potência na saída, deve-se primeiro conhecer o

torque na saída do redutor.

Uma vez que a corrente de rolos a ser utilizada no trabalho não possuirá redução,

sabe-se que o torque na saída do redutor será o mesmo que o torque que será aplicado no

eixo da braçadeira principal.

Como dito anteriormente neste trabalho, o peso do vaso de pressão, das

braçadeiras e dos componentes a serem montados no conjunto realiza momento em

relação ao eixo de rotação do vaso, tendendo a fazê-lo girar. Entretanto, a autorretenção

do redutor impede que o vaso gire, gerando torção no eixo da braçadeira. O torque a ser

aplicado na saída do redutor deve ser o suficiente para vencer esse momento causado pelo

peso dos componentes, permitindo à autoclave girar. Portanto, o torque a ser aplicado

pelo eixo de saída do redutor deve ser maior ou igual a esse momento.

Para o cálculo desse momento, este trabalho dividirá os momentos dos

componentes em relação ao eixo de rotação em 4 momentos. Um deles será o momento

gerado pelo peso da própria autoclave, localizado em seu centro de massa. O segundo

será o momento gerado pelo peso combinado da braçadeira principal e dos parafusos de

regulagem dela, concentrado no centro de massa desse conjunto. O terceiro momento será

o realizado pelo peso combinado da braçadeira secundária e dos parafusos de fixação das

braçadeiras, atuando no centro de massa do conjunto.

O último momento ocorrerá durante a montagem e desmontagem do vaso, quando

apenas um dos tampos planos estará aparafusado na autoclave. Este trabalho considerará

como sendo o tampo superior pois ele é o tampo mais pesado. O momento será então

gerado pelo peso combinado do tampo plano superior, do tampo roscado e dos doze

parafusos de fixação do tampo roscado, e atuará no centro de massa desse conjunto.

29

Figura 4.1 – Posições do centro de massa dos conjuntos. Fonte: o autor

A partir disso, podemos usar o seguinte modelo:

Figura 4.2 – Modelo para cálculo do torque. Fonte: o autor

O peso de cada conjunto poderá ser dividido em duas componentes, uma na

direção axial (y) do vaso e outra na direção radial (x). À medida que o vaso girar, o ângulo

𝜃 variará, mudando o valor dessas componentes e, consequentemente, do momento

resultante gerado por elas.

A tabela seguinte expressa as distâncias absolutas em ∆x e ∆y do centro de massa

dos conjuntos até o eixo de rotação do vaso, bem como o peso dos conjuntos.

30

Tabela 4.2 – Peso dos conjuntos e distância ao eixo de rotação da autoclave.

Fonte: o autor

∆x (mm) ∆y (mm) Peso (N)

Autoclave 0 2,41 4012,2

Conjunto braçadeira principal -72,42 -5,31 640,9

Conjunto braçadeira secundária 203,71 -7,13 231,2

Conjunto tampos 0 205,16 883,7

A partir desses dados, pode-se calcular o momento resultante gerado por esses

componentes em relação ao eixo de rotação da autoclave como função do ângulo 𝜃. Esse

momento será o torque que passará para o eixo e que terá que ser vencido pelo redutor.

𝑇 (𝜃) = 𝑊𝑡𝑎𝑚𝑝𝑜𝑠 ∗ 𝑠𝑖𝑛(𝜃) ∗ ∆ytampos + 𝑊𝑏𝑟𝑎𝑐𝑝𝑟𝑖𝑛𝑐𝑖𝑝𝑎𝑙 ∗ cos(𝜃) ∗ ∆x𝑏𝑟𝑎𝑐𝑝𝑟𝑖𝑛𝑐

− 𝑊𝑏𝑟𝑎𝑐𝑝𝑟𝑖𝑛𝑐 ∗ sin(𝜃) ∗ ∆𝑦𝑏𝑟𝑎𝑐𝑝𝑟𝑖𝑛𝑐 + 𝑊𝑎𝑢𝑡𝑜𝑐𝑙𝑎𝑣𝑒 ∗ 𝑠𝑖𝑛(𝜃)

∗ ∆y𝑎𝑢𝑡𝑜𝑐𝑙𝑎𝑣𝑒 − 𝑊𝑏𝑟𝑎𝑐𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑 ∗ 𝑐𝑜𝑠(𝜃) ∗ ∆x𝑏𝑟𝑎𝑐𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑

− 𝑊𝑏𝑟𝑎𝑐𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑 ∗ sin(𝜃) ∗ ∆y𝑏𝑟𝑎𝑐𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑

Usando o software Mathematica, plota-se o gráfico dessa função e encontram-se

os seguintes resultados:

Figura 4.3 – Gráfico do torque. Fonte: o autor (usando o software Mathematica)

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 185919 𝑁𝑚𝑚 = 185,9 𝑁𝑚 = 18,95 𝑘𝑔𝑓 𝑚

31

Percebe-se então que o torque máximo na saída do redutor deverá ser de 185,9 N

m. Nota-se também que o maior valor de momento ao redor do eixo de rotação ocorrerá

com 𝜃 = 90°, como era plausível imaginar.

Comparando o torque na saída com o torque máximo suportado pelo redutor

temos:

Tabela 4.3 – Comparação do torque efetivo com o torque máximo permitido

Torque máximo suportado

pelo redutor (kgf m)

Torque máximo aplicado

na saída (kgf m)

33,71 18,95 Ok!

Conclui-se que o redutor CR-800 N 04 40 : 1 suporta o torque na saída requerido

para o serviço. A próxima etapa será checar se ele suporta a potência na entrada.

4.1.2 Cálculo da potência equivalente

O sistema possuirá acionamento manual. Sendo assim, este trabalho assumirá uma

rotação na entrada do redutor de 30 RPM, ou seja, uma volta a cada 2 segundos. A rotação

na saída do redutor será função da rotação na entrada e da redução efetiva 𝑖 :

𝑁𝑠𝑎𝑖𝑑𝑎 =𝑁𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

𝑖= 0,77 𝑅𝑃𝑀

A potência nominal em CV na entrada do redutor será função do torque na saída,

da rotação na saída e do rendimento 𝝁:

𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑡 =(𝑇𝑚𝑎𝑥 [𝑘𝑔𝑓 𝑚] ∗ 𝑁𝑠𝑎𝑖𝑑𝑎 [𝑅𝑃𝑀])

(716,2 ∗ 𝜇)= 0,032 𝐶𝑉

Segundo o catálogo da CESTALTO, deve-se agora definir o fator de serviço para

o cálculo da potência equivalente. Esse fator consiste na seguinte expressão:

𝐹𝑆 = 𝑆 x 𝑁

32

Onde:

S = fator de serviço quanto ao número de partidas por hora

N = fator de serviço quanto ao número de horas de trabalho

Tabela 4.4 – Valores de S e N. Fonte: Catálogo da CESTALTO

Tendo em vista que o acionamento do redutor será manual, pensar em um número

certo de arranques é complicado. Sendo assim, será utilizado o maior fator S da tabela.

𝑆 = 1,55

O sistema rotativo a ser desenvolvido neste trabalho não terá um regime de

trabalho significativo. Ele será usado poucas vezes no mês e, quando utilizado, será usado

para dar apenas uma volta completa no vaso, ou seja, o suficiente para montá-lo ou

desmontá-lo integralmente. Sendo assim, o fator N escolhido será o de até 3h/dia e choque

forte.

𝑁 = 1,5

A potência equivalente em CV será:

𝑃𝑜𝑡𝑒𝑞 = 𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑡 x 𝑆 x 𝑁 = 0,074 𝐶𝑉

Por fim, o catálogo da CESTALTO recomenda o uso de um fator de velocidade

no cálculo da potência equivalente de entrada. Esse fator é usado tendo em vista que o

valor de potência máxima na entrada tabelado corresponde à uma rotação na entrada de

1750 RPM. Para rotações diferentes, deve-se dividir a potência equivalente pelo fator de

velocidade e só então comparar com o valor tabelado.

33

O fator de velocidade é expresso pela seguinte tabela:

Tabela 4.5 – Fator de velocidade. Fonte: Catálogo da CESTALTO

No caso em estudo neste trabalho, a rotação na entrada será de 30 RPM.

Interpolando com relação aos dois últimos valores da tabela acima, encontra-se:

𝐹𝑉 = 0,095

A potência equivalente convertida é, portanto:

𝑃𝑜𝑡𝑐𝑜𝑛𝑣 =𝑃𝑜𝑡𝑒𝑞

𝐹𝑉= 0,78 𝐶𝑉

Comparando a potência equivalente convertida com a potência máxima na entrada

tabelada, chega-se à seguinte conclusão:

Tabela 4.6 – Comparação da potência na entrada efetiva com a máxima permitida.

Potência máxima na

entrada (CV)

Potência equivalente

convertida (CV)

3,3 0,78 Ok!

Conclui-se que o redutor CR-800 N 04 40 : 1 cumpre os requisitos tanto de

potência quanto de torque exigidos pela tarefa e está apto a realizar o serviço.

34

4.2 Dimensionamento da corrente de rolos

Correntes de rolos são padronizadas conforme normas da ANSI. Suas principais

dimensões podem ser encontradas na imagem abaixo, retiradas de BUDYNAS, NISBETT

[1].

Figura 4.4 – Principais dimensões das correntes de rolos. Fonte: [1]

BUDYNAS, NISBETT [1] também fornece as dimensões dos tamanhos

padronizados:

Tabela 4.7 – Dados das correntes ANSI. Fonte: [1]

35

Uma dimensão crucial no dimensionamento de correntes é a distância entre

centros ( c ). Neste trabalho usaremos uma distância entre centros de 501,33 mm.

𝑐 = 501,33 𝑚𝑚

DE MARCO [3] indica que o valor de c deve estar entre a seguinte faixa, para

evitar flechas excessivas devido ao peso da corrente:

30𝑝 ≤ 𝑐 ≤ 50𝑝

Seguindo essa recomendação, os tamanhos mínimo e máximo de passo devem

ser:

10,03 𝑚𝑚 ≤ 𝑝 ≤ 16,7 𝑚𝑚

Isso nos limita às correntes ANSI 41, 40 e 50.

O primeiro passo para o dimensionamento será calcular a potência nominal a ser

transmitida pela corrente. Como já discutido anteriormente, a corrente não possuirá

redução e, por isso, o torque e rotação a serem usados serão o torque e a rotação na saída

do redutor. Temos então:

𝑃𝑜𝑡𝑛𝑜𝑚 =𝑇𝑚𝑎𝑥 ∗ 𝑁𝑠𝑎𝑖𝑑𝑎

9550= 0,015 𝑘𝑊 = 0,020 𝐻𝑃

Conhecendo a potência nominal, o próximo passo é calcular a potência de projeto,

dada pela seguinte expressão:

𝑃𝑜𝑡𝑃𝑟𝑜𝑗 = 𝐾𝑠 x 𝑃𝑜𝑡𝑛𝑜𝑚

Ks é o fator de serviço. OBERG et al. [4] recomendam a seguinte tabela para a

definição do fator de serviço:

36

Tabela 4.8 – Fatores de Serviço para correntes de rolos. Fonte: [4]

A tabela utiliza como parâmetros o tipo de choque e o tipo de máquina usada para

acionamento. No caso em estudo o acionamento é manual e não está listado na tabela.

Sendo assim, consideraremos então o pior caso, correspondente a um valor de Ks = 1,7.

𝐾𝑠 = 1,7

A potência de projeto é, portanto:

𝑃𝑜𝑡𝑃𝑟𝑜𝑗 = 𝐾𝑠 x 𝑃𝑜𝑡𝑛𝑜𝑚 = 0,034 𝐻𝑃

BUDYNAS, NISBETT [1] fornece uma tabela com a capacidade de transmissão

de carga de correntes de rolos de acordo com o número da corrente ANSI e a rotação do

pinhão, para uma roda dentada de 17 dentes. A potência é dada em HP.

Tabela 4.9 – Capacidade das correntes de rolos (HP). Fonte: [1]

37

A potência transmitida por uma corrente será a potência dada na tabela acima

multiplicada por dois fatores:

𝑃𝑜𝑡𝑐𝑜𝑟𝑟 = 𝑘1 x 𝑘2 x 𝑃𝑡𝑎𝑏𝑒𝑙𝑎

A constante k1 se refere ao número de dentes da roda dentada. Ela pode ser

encontrada na seguinte tabela em BUDYNAS, NISBETT [1]:

Tabela 4.10 – Fator k1 da corrente. Fonte: [1]

O valor a ser usado é o de potência pós-extremo.

DE MARCO [3] recomenda que o número de dentes somado das duas rodas

dentadas não deve ser menor do que 50. Este trabalho usará duas rodas dentadas de 27

dentes.

𝑁 = 27

O fator k1 será portanto:

𝑘1 = (𝑁

17)

1,5

= 2,0

A constante k2 se refere ao número de fileiras da corrente e pode ser encontrada

na seguinte tabela em BUDYNAS, NISBETT [1]:

38

Tabela 4.11 – Fator k2. Fonte: [1]

A corrente usada neste trabalho será simples e, portanto:

𝑘2 = 1

Interpolando os valores presentes na tabela de potência das correntes para uma

rotação de 0,77 RPM e multiplicando pelos fatores k1 e k2, obtém-se a capacidade de

potência para as correntes ANSI 40, 41 e 50:

Tabela 4.12 – Capacidade calculada das correntes em estudo (HP).

ANSI 40 ANSI 41 ANSI 50 𝑷𝒐𝒕𝑷𝒓𝒐𝒋

0,07 RPM 0,1 HP 0,04HP 0,18 HP 0,034 𝐻𝑃

Percebe-se que todas as correntes suportam a potência requerida. Tendo em vista

a periculosidade que uma falha pode causar à vidas humanas, este trabalho adotará um

perfil conservador e selecionará a corrente ANSI 50 para o serviço.

0,18

0,034= 5,29

Adota-se, portanto, um fator de segurança de 5,29.

39

Tabela 4.13 – Especificação da corrente de rolos selecionada.

Corrente selecionada 3/8” x 3/16” - ANSI 50/1

O número de elos necessários para a corrente será:

𝐿

𝑝=

2𝑐

𝑝+

𝑁1 + 𝑁2

2+

(𝑁2 − 𝑁1)2

4𝜋2𝑐/𝑝

Como N1 = N2, tem-se que:

𝐿

𝑝= 90,2 ≈ 91 𝑒𝑙𝑜𝑠

DE MARCO[3] recomenda que o número de elos não deve ser múltiplo do

número de dentes do pinhão nem da coroa, para evitar que um determinado dente e rolete

específicos se encontrem com frequência. Isso previne o desgaste.

Também é recomendado que o número de dentes do pinhão seja superior a 17,

para evitar o efeito poligonal. Ambas as recomendações são atendidas neste projeto.

A roda dentada, portanto, será correspondente à uma corrente simples 3/8” x 3/16”

– ANSI 50 com 27 dentes. Ela será de tipo B e suas dimensões, baseadas no catálogo da

MINASTEK, se encontram abaixo:

Figura 4.5 – Principais dimensões da roda dentada. Fonte: CERELLO

40

Tabela 4.14 – Dados da roda dentada. Fonte: Catálogo da MINASTEK

N° de

dentes

Diâmetro

primitivo

Diâmetro

externo Tipo

Diâmetro

do cubo

Altura

total

Furo

normal

Furo

máximo

27 136,74 145,34 B 110 34 20 73

A força trativa na corrente será função do torque aplicado e do diâmetro primitivo

da roda dentada.

𝐹 =2𝑇𝑚𝑎𝑥

𝑑𝑝=

2 ∗ 185919 𝑁𝑚𝑚

136,74 𝑚𝑚= 2719,3 𝑁

Comparando a resistência à tração mínima da corrente com a força aplicada sobre

ela, tem-se que:

Tabela 4.15 – Comparação da força de tração efetiva com a resistência à tração mínima.

Resistência à tração mínima (N) Força aplicada (N)

21700 2719,3 Ok!

A corrente 3/8” x 3/16” - ANSI 50/1 suporta a força trativa necessária e está apta

a realizar o trabalho.

4.3 Dimensionamento do eixo

Eixos são elementos de máquina responsáveis pela transmissão de potência por

meio de movimento rotativo. Nesta seção será realizado o dimensionamento das pontas

de eixo a serem soldadas à braçadeira do sistema.

4.3.1 Material

Um dos primeiros passos na hora de projetar um eixo é decidir de que material ele

será constituído. Eixos são elementos geralmente submetidos a esforços de torção, flexão

41

e cisalhamento. O carga de flexão induz um carregamento cíclico de tração-compressão

na superfície do eixo, o que acarreta perigo de falha por fadiga mecânica.

Os eixos deste trabalho girarão à baixa rotação e somente quando houver

necessidade de montagem ou desmontagem da autoclave, o que ocorrerá poucas vezes ao

longo do ano. Sendo assim, a hipótese de fadiga não se mostra necessária e pode ser

descartada durante a etapa de dimensionamento.

Além dos esforços já citados, eixos são também sujeitos a bastante carga de

choque, por isso é ideal que o material do qual eles são compostos possua uma boa

resistência a impacto. Essa capacidade de absorção de choque pode ser quantificada por

meio de um ensaio de Charpy ou de Izod.

Segundo BUDYNAS, NISBETT [1] uma escolha típica para eixos são os aços

ANSI 1020-1050. Aços tratados termicamente também são comuns, mas neste trabalho

sua utilização está proibida. Isso ocorre porque os eixos serão soldados nas braçadeiras e,

portanto, todo o tratamento térmico seria perdido devido ao aporte de calor da solda.

O material escolhido para o eixo neste trabalho é o aço AISI 1040 laminado a

quente. Suas propriedades estão listadas na tabela abaixo:

Tabela 4.16 – Propriedades mecânicas do aço AISI 1040 laminado a quente.

Fonte: [1]

Resistência à tração

𝑺𝒖 (MPa)

Resistência ao

escoamento 𝑺𝒚 (MPa) Izod (J)

Dureza

Brinel

AISI 1040 520 290 49 149

Percebe-se que o aço AISI 1040 apresenta uma boa relação entre resistência e

ductilidade, apresentando ainda um valor de Izod de 49 J, que é satisfatório.

4.3.2 Modelo Físico

O uso de modelos físicos para aproximar a realidade durante o dimensionamento

de componentes de máquina é um processo extremamente utilizado na engenharia. Por

meio destes modelos, pode-se simplificar sistemas complexos, comparando-os a casos

bem conhecidos e com fórmulas já consolidadas ao longo dos anos.

42

Muito cuidado deve ser tomado ao aproximar um sistema real a um modelo físico.

Caso o modelo escolhido não seja compatível com o caso em estudo, os resultados dos

cálculos estarão errados e a análise do sistema, comprometida. Cabe ao engenheiro

conhecer bem os modelos para saber em quais situações eles podem ser aplicados ou não.

O sistema deste trabalho consistirá em um conjunto de braçadeiras que fixarão a

autoclave, com uma ponta de eixo soldada em cada uma das extremidades da braçadeira

principal. Um esboço pode ser observado a seguir:

Figura 4.6 – Esquema da mancalização. Fonte: o autor

Pode-se ver pelo esboço que existirão duas forças agindo sobre os eixos. Uma

delas será o peso combinado das braçadeiras e da autoclave, que estará suportado entre

mancais. A segunda força virá da roda dentada, oriunda da transmissão, e estará suportada

em balanço pelos dois mancais.

O modelo adotado por este trabalho considerará o sistema como se fosse um eixo

inteiriço, com o peso da autoclave e componentes atuando entre os mancais, e a força

oriunda da roda dentada atuando em sua extremidade. É o modelo que mais se aproxima

do real.

Entretanto, tendo em vista que o eixo não é inteiriço, mas sim duas pontas de eixo

soldadas em uma braçadeira, deve ser adotado um fator de segurança adequado para

compensar as incertezas da aproximação.

43

Figura 4.7 – Modelo físico adotado. Fonte: o autor

4.3.3 Determinação dos esforços

Entre os mancais será exercida uma força equivalente ao peso combinado da

autoclave, das braçadeiras e dos componentes montados em seu interior.

Tabela 4.17 – Peso total do vaso, braçadeiras e componentes.

Peso (N)

Autoclave 4012,2

Conjunto braçadeira principal 640,9

Conjunto braçadeira secundária 231,2

Conjunto tampos superior 883,7

Conjunto tampos inferior 826,9

Garra inferior 36,3

Contra-garras 12,4

TOTAL 6643,6

Percebe-se pela tabela anterior que o peso total da autoclave, braçadeiras e

componentes é igual a 6643,6 N, o equivalente a 664,4 kg. Sendo assim, neste trabalho,

o eixo será dimensionado para suportar um peso total de 700 kg.

𝑊 = 7000 𝑁

44

A força tangencial exercida pela roda dentada é encontrada em função do torque

aplicado e do diâmetro primitivo da roda dentada.

𝐹𝑡𝑎𝑛𝑔 =2𝑇𝑚𝑎𝑥

𝑑𝑝=

2 ∗ 185919 𝑁𝑚𝑚

136,74 𝑚𝑚= 2719,3 𝑁

Em transmissão por engrenagens de dentes retos há a presença de uma força

tangencial e outra radial. A força resultante e a radial podem ser encontradas por meio da

força tangencial e do ângulo de pressão da engrenagem.

Este trabalho assumirá um ângulo de pressão ∅ no valor de 20° para a roda

dentada.

Figura 4.8 – Ângulo de pressão da roda dentada. Fonte: Catálogo da TSUBAKI

Temos então:

𝐹 =𝐹𝑡𝑎𝑛𝑔

cos(∅ )= 2893,8 𝑁

𝐹𝑟𝑎𝑑 = 𝐹 ∗ sin(∅ ) = 989,7 𝑁

Uma vez sabendo as forças radial e tangencial, é possível decompô-las de maneira

a achar as forças em y e z.

45

Figura 4.9 – Esquema das forças tangencial e radial. Fonte: o autor

𝐹𝑧 = −𝐹𝑡𝑎𝑛𝑔 ∗ cos(4°) + 𝐹𝑟𝑎𝑑 ∗ sin(4°) = −2643,6 𝑁

𝐹𝑦 = 𝐹𝑡𝑎𝑛𝑔 ∗ sin(4°) + 𝐹𝑟𝑎𝑑 ∗ cos(4°) = 1177 𝑁

4.3.4 Diagrama de esforços

O eixo sofre esforço nos planos xy e xz :

Figura 4.10 – Diagrama de esforços em x-y e x-z. Fonte: o autor

46

Tabela 4.18 – Distâncias no eixo.

Dimensões (mm)

L1 86,6

L2 398

L3 709,4

L 806,91

Aplicando as equações de movimento ao DCL acima, encontra-se:

Plano x-y

∑ 𝐹𝑦 = 0

𝑅𝑦1 = 2159,34 𝑁

𝑅𝑦2 = 3663,66 𝑁

Esforço Cortante

Figura 4.11 – Gráfico do esforço cortante no plano x-y.

Fonte: o autor (usando software Mathematica)

47

Momento Fletor

Figura 4.12 – Gráfico do momento fletor no plano x-y.


Plano x-z

∑ 𝐹𝑧 = 0

𝑅𝑧1 = 3011,19 𝑁

𝑅𝑧2 = −367,59 𝑁

Esforço Cortante

Figura 4.13 – Gráfico do esforço cortante no plano x-z.


48

Momento Fletor

Figura 4.14 – Gráfico do momento fletor no plano x-z.


Além do esforço cortante e momento fletor nos planos x-y e x-z, o eixo também

estará sujeito a um esforço de torção, cujo torque será o momento resultante do peso

combinado da autoclave, das braçadeiras e componentes montados no vaso em relação ao

eixo de rotação da autoclave. Esse torque já foi calculado neste trabalho e corresponde a:

𝑇 = 𝑇𝑚𝑎𝑥 = 185919 𝑁𝑚𝑚 = 185,9 𝑁𝑚

Figura 4.15 – Gráfico do torque no eixo.


49

4.3.5 Geometria

A definição da geometria de um eixo requer considerável atenção. O

dimensionamento deve levar em consideração não só aspectos de resistência e rigidez

como também o processo de montagem e desmontagem dos componentes no eixo.

Segundo BUDYNAS, NISBETT [1], os procedimentos de montagem geralmente

requerem que o maior diâmetro esteja localizado no centro do eixo, com diâmetros

progressivamente menores em direção às extremidades.

O eixo a ser dimensionado neste trabalho possuirá dois componentes principais:

um mancal de deslizamento e uma roda dentada que, junto com a corrente, transmitirá o

movimento do redutor para o eixo. A figura abaixo apresenta um esboço da ponta de eixo:

Figura 4.16 – Geometria da ponta de eixo. Fonte: o autor

Percebe-se pela imagem que uma extremidade do eixo será soldada à lateral da

braçadeira. A solda será do tipo filete. O eixo possuirá uma redução de diâmetro, que

separará a superfície do eixo soldada à chapa da superfície aonde será posicionado o

mancal.

50

Ao lado de cada mancal será posicionado um anel de retenção, que impedirá o

deslocamento axial do eixo. Serão usinadas ranhuras de alívio ao lado do sulco do anel

de retenção, de maneira a diminuir a concentração de tensão nessa região. Além disso,

entre as reduções de diâmetro serão usinados filetes de adoçamento cuja função também

será diminuir a concentração de tensão.

Ranhuras de alívio de tensões como as utilizadas ao redor do sulco do anel retentor

são recomendadas por NORTON [5] para situações em que a região do sulco esteja sujeita

a esforços de flexão e/ou torção, como é o caso do eixo em questão. Essas ranhuras

suavizam a efetiva transição das linhas de tensão na seção transversal.

Figura 4.17 – Ranhuras de alívio para anel elástico. Fonte: [5]

Figura 4.18 – Efeito das ranhuras de alívio nas linhas de tensão. Fonte: o autor

A figura abaixo mostra um esquema com as principais dimensões do eixo:

51

Figura 4.19 – Dimensões do eixo

Tabela 4.19 – Diâmetros do eixo pós-dimensionamento

Dimensões (mm)

D1 75

D2 70

D3 68,4

D4 67

Percebe-se pela figura que haverá 5 seções críticas no eixo: seções A, B, C, D e

E. A seção A representa a seção correspondente à ranhura de alívio, a seção B corresponde

ao sulco do anel elástico, a seção C à região de mudança de diâmetro, a seção D o centro

do mancal, onde 𝑀𝑧 é máximo, e a seção E corresponde à região do rasgo de chaveta.

4.3.6 Cálculo da tensão admissível e do fator de segurança

Nesta seção serão apresentados os cálculos realizados durante o dimensionamento

do eixo. Serão fornecidas as dimensões finais pós-dimensionamento e, em seguida, serão

testadas todas as seções mais solicitadas por meio de um critério de falha. A utilização

desse critério levará a um fator de segurança para cada seção testada.

52

Os eixos deste trabalho trabalharão à baixa rotação e somente quando houver

necessidade de montagem ou desmontagem da autoclave, o que ocorrerá poucas vezes ao

longo do ano. Sendo assim, a hipótese de fadiga não se mostra necessária e pode ser

descartada durante a etapa de dimensionamento.

O eixo deste trabalho está submetido a esforços de flexão, torção e cisalhamento.

Diferentemente das tensões de flexão e torção, a tensão de cisalhamento decresce

à medida que afasta-se do centróide, possuindo valor máximo na linha neutra da seção.

Para fins de cálculo, este trabalho assumirá sempre a tensão de cisalhamento por flexão

como tendo seu valor máximo. Isso tornará os cálculos mais fáceis, além de dar um grau

mais conservador à análise.

As tensões máximas de cisalhamento por flexão para seções padronizadas são

disponibilizadas por BUDYNAS, NISBETT [1], apresentando para seções circulares o

seguinte valor:

𝜏𝑥𝑦 𝑚𝑎𝑥 =4𝑉

3𝐴

Onde:

V = esforço cortante

A = área da seção

Tem-se portanto, as seguintes tensões no elemento de seção mais solicitado:

𝜏𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑝𝑜𝑟 𝑓𝑙𝑒𝑥ã𝑜 =4𝑉

3𝐴

𝜏𝑡𝑜𝑟çã𝑜 = 𝐾𝑡𝑠 ∗𝑇𝑟

𝐽

𝜎𝑥 = 𝐾𝑡 ∗𝑀𝑟

𝐼

Onde:

𝑉 = √(𝑉𝑦)2

+ (𝑉𝑧)2

𝑀 = √(𝑀𝑦)2

+ (𝑀𝑧)2

53

𝐾𝑡 e 𝐾𝑡𝑠 são fatores de concentração de tensão e podem ser encontrados em

BUDYNAS, NISBETT [1].

Tendo em vista a natureza dúctil do material do eixo, um critério de falha

aceitável é o critério de máxima energia de distorção, também conhecido como critério

de Von Mises. BUDYNAS, NISBETT [1] nos fornece a seguinte equação para tensão

plana:

𝜎𝑚𝑖𝑠𝑒𝑠 = √(𝜎𝑥)2 − 𝜎𝑥𝜎𝑢 + (𝜎𝑢)2 + 3𝜏𝑥𝑢2

O fator de segurança será a razão entre a resistência ao escoamento do material

que compõe o eixo e a tensão admissível de Von Mises:

𝐹𝑆 =𝑆𝑦

𝜎𝑚𝑖𝑠𝑒𝑠

Para as seções de A até E este trabalho fornece os seguintes valores:

Tabela 4.20 – Esforços e fator de segurança das seções em estudo

Seção V (N) M (Nmm) 𝑲𝒕 𝑲𝒕𝒔 𝝈𝒎𝒊𝒔𝒆𝒔

(MPa) 𝑭𝑺

A 2893,78 123998 1,72 1,33 16,88 17,2

B 2893,78 106057 5 3 38,99 7,4

C 3356,53 346967 1,92 1,35 24,78 11,7

D 4256,73 250601 1 1 14,22 20,4

E 2893,78 98388,4 2,14 3 31,06 9,3

Eixo passa no critério de Von Mises? Sim

Percebe-se pelos cálculos que o maior valor de tensão ocorrerá no sulco do anel

retentor, onde tem-se um fator de segurança de 7,4. Entretanto, vale ressaltar que foram

utilizadas ranhuras de alívio ao redor do sulco do anel e por isso, na prática, a

concentração de tensão na região será menor.

54

Para a região do sulco do anel retentor foram utilizados valores de Kt e Kts

tabelados oferecidos por BUDYNAS, NISBETT [1]. Eles consistem numa boa primeira

estimativa para quando o raio do fundo dos sulcos ainda não é conhecido.

Tabela 4.21 – Estimativas para Kt e Kts. Fonte: [1]

Para o rasgo de chaveta, este trabalho considerou a razão entre o raio no fundo do

sulco do rasgo e o diâmetro da seção como sendo igual a 0,021. Segundo NORTON[5],

esse valor é a razão média aproximada para eixos de diâmetro menor que 6,5 polegadas

sugerido pela ANSI. Com isso, os fatores Kt e Kts para esta região são, respectivamente,

2,14 e 3.

Figura 4.20 – Valores de Kt e Kts para rasgos de chaveta. Fonte: [5]

Conclui-se por fim que o eixo suporta a carga de trabalho, apresentando um fator

de segurança mínimo de 7,4.

55

4.3.7 Cálculo da deflexão no eixo

A deflexão 𝑢 no eixo pode ser obtida por meio da equação da linha elástica:

𝑢′′ =𝑀

𝐸𝐼

No eixo em estudo neste trabalho, haverá presença de deflexão tanto no plano x-

y quanto no plano x-z. A deflexão nos mancais será igual a zero. Tem-se portanto que:

Em x-y

𝑀𝑦 = 𝐹𝑦𝑥 + 𝑅1𝑦 < 𝑥 − 𝐿1 > − 𝑊 < 𝑥 − 𝐿2 > + 𝑅2𝑦 < 𝑥 − 𝐿3 >

𝑢′𝑦 =𝐹𝑦𝑥2 + 𝑅1𝑦 < 𝑥 − 𝐿1 >2− 𝑊 < 𝑥 − 𝐿2 >2+ 𝑅2𝑦 < 𝑥 − 𝐿3 >2

2𝐸𝐼+ 𝑐1𝑦

𝑢𝑦 =𝐹𝑦𝑥3 + 𝑅1𝑦 < 𝑥 − 𝐿1 >3− 𝑊 < 𝑥 − 𝐿2 >3+ 𝑅2𝑦 < 𝑥 − 𝐿3 >3

6𝐸𝐼+ 𝑐1𝑦𝑥 + 𝑐2𝑦

Figura 4.21a – Gráfico da inclinação no plano x-y.


56

Figura 4.21b – Gráfico de deflexão no plano x-y.


Em x-z

𝑀𝑧 = 𝐹𝑧𝑥 − 𝑅1𝑧 < 𝑥 − 𝐿1 > + 𝑅2𝑧 < 𝑥 − 𝐿3 >

𝑢′𝑧 =𝐹𝑧𝑥2 − 𝑅1𝑧 < 𝑥 − 𝐿1 >2 + 𝑅2𝑧 < 𝑥 − 𝐿3 >2

2𝐸𝐼+ 𝑐1𝑧

𝑢𝑧 =𝐹𝑧𝑥3 − 𝑅1𝑧 < 𝑥 − 𝐿1 >3 + 𝑅2𝑧 < 𝑥 − 𝐿3 >3

6𝐸𝐼+ 𝑐1𝑧𝑥 + 𝑐2𝑧

Figura 4.22a – Gráfico da inclinação no plano x-z.


57

Figura 4.22b – Gráfico da deflexão no plano x-z.


A inclinação e deflexão resultantes serão, respectivamente:

𝑢′ = √𝑢′𝑦2

+ 𝑢′𝑧2

𝑢 = √𝑢𝑦2 + 𝑢𝑧

2

BUDYNAS, NISBETT [1] recomenda os seguintes valores máximos de deflexão

transversal para engrenagens de dentes retos:

Tabela 4.22 – Deflexões admissíveis para engrenagens em função de P.

Fonte: [1]

Para a roda dentada deste trabalho, tem-se que:

𝑃 =𝑁

𝑑𝑝=

27

13,674= 1,97 𝑑𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠/𝑐𝑚

58

A tabela abaixo apresenta a inclinação e a deflexão para as regiões da roda dentada

e dos dois mancais:

Tabela 4.23 – Valores de inclinação e deflexão

𝒖′ (rad) 𝒖 (mm)

Roda dentada 0,0008 0,07

Mancal esquerdo 0,0008 0

Mancal direito 0,0007 0

Pode-se perceber pela tabela que a deflexão da roda dentada está dentro da

deflexão máxima recomendada de 0,25 mm.

A região da roda dentada possuirá uma inclinação de 0,0008 rad, que em graus

corresponde a aproximadamente 2,5 minutos. Tendo em vista o fato de que correntes

possuem maior tolerância em relação ao desalinhamento de centros, este trabalho tomará

este valor como aceitável.

As inclinações nos mancais não passam de 0,0008 rad e também serão

consideradas aceitáveis.

4.3.8 Dimensionamento da chaveta do eixo

A chaveta será feita de aço AISI 1020 laminado a quente, cujas propriedades

dadas por BUDYNAS, NISBETT [1] são:


Fonte: [1]

Resistência à tração

(MPa)

Resistência ao escoamento

(MPa) Dureza Brinel

AISI 1020 380 210 111

Para um eixo de diâmetro D2 = 70 mm, PROVENZA[6] fornece as seguintes

dimensões para uma chaveta quadrada ou retangular:

59

Figura 4.23 – Tipos de chaveta paralela. Fonte: [6]

Tabela 4.25 – Dimensões dos rasgos de chaveta no cubo e no eixo.

Fonte: [6]

A chaveta terá, portanto, dimensões b x h = 20 x 12 mm.

O torque no eixo já foi calculado anteriormente e é igual a:

𝑇 = 185919 𝑁𝑚𝑚 = 185,9 𝑁𝑚

60

A força na superfície do eixo será então:

𝐹𝑠𝑢𝑝 =2 ∗ 𝑇

𝐷2=

2 ∗ 185919

70= 5312 𝑁

Pela teoria de energia de distorção, a resistência ao cisalhamento é:

𝑆𝑠𝑦 = 0,577 ∗ 𝑆𝑦 = 121,2 𝑀𝑃𝑎

A tensão gerada pelo cisalhamento é igual a:

𝜏𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 =𝐹𝑠𝑢𝑝

𝑏 ∗ 𝑙=

5312

20 x 𝑙=

265,6

𝑙

A chaveta deve possuir um fator de segurança menor do que o eixo. Tendo em

vista que o fator de segurança mínimo no eixo é 7,14, este trabalho adotará um fator de

segurança de 6 para a chaveta. Sendo assim, o comprimento 𝑙 da chaveta deve ser tal que:

𝑆𝑠𝑦

6=

265,6

𝑙

𝑙𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 = 13,1 𝑚𝑚

Para a hipótese de falha por esmagamento, tem-se que:

𝑆𝑦

6=

𝐹𝑠𝑢𝑝

ℎ2

∗ 𝑙=

5312

122

∗ 𝑙=

885,3

𝑙

𝑙𝑒𝑠𝑚𝑎𝑔𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 = 25,3 𝑚𝑚

Tem-se, portanto, que o comprimento da chaveta do eixo deve ser de 26 mm. A

chaveta será do tipo A.

61

4.3.9 Dimensionamento da chaveta da saída do redutor

O eixo de saída do redutor sofrerá ação do mesmo torque que atua no eixo.

Entretanto, o eixo de saída do redutor possui diâmetro igual a 45 mm. A chaveta terá

dimensões b x h = 14 x 9 mm e será do mesmo material que a chaveta do eixo das

braçadeiras.

Tem-se então que:

𝐹𝑠𝑢𝑝 =2 ∗ 𝑇

𝐷=

2 ∗ 185919

45= 8263,1 𝑁

A tensão gerada pelo cisalhamento é igual a:

𝜏𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 =𝐹𝑠𝑢𝑝

𝑏 ∗ 𝑙=

8263,1

14 𝑥 𝑙=

590,2

𝑙

Este trabalho usará para a chaveta do eixo de saída do redutor um fator de

segurança igual a 3. Temos então:

𝑆𝑠𝑦

3=

590,2

𝑙

𝑙𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 = 14,6 𝑚𝑚

Para a hipótese de falha por esmagamento, tem-se que:

𝑆𝑦

3=

𝐹𝑠𝑢𝑝

ℎ2 ∗ 𝑙

=8263,1

92 ∗ 𝑙

=1836,2

𝑙

𝑙𝑒𝑠𝑚𝑎𝑔𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 = 26,2 𝑚𝑚

O comprimento da chaveta será 27 mm. A chaveta será do tipo A.

62

4.4 Dimensionamento das soldas

Dentre as soldas do projeto, três se sobressaem devido ao carregamento que

devem suportar. Nesta seção serão calculados os esforços que essas soldas devem suportar

e dimensionado o pé que cada solda de filete deve possuir para suportar esses esforços.

4.4.1 União do eixo à chapa lateral

As pontas de eixo deverão ser soldadas às laterais da braçadeira principal. A solda

será tipo filete ao redor de todo o eixo, conforme mostrado na figura abaixo.

Figura 4.24 – Solda da ponta de eixo na chapa lateral da braçadeira. Fonte: o autor

Observando o modelo físico adotado no dimensionamento do eixo, percebe-se

que, na região da solda, haverá cisalhamento devido ao esforço cortante V, cisalhamento

por flexão devido ao momento fletor M, que tracionará a parte de baixo da solda e

comprimirá a parte de cima, e torção devido ao torque T.

Tem-se que, para a região da solda:

𝑥 = 155

𝑉(𝑥) = √[𝑉𝑦(𝑥)]2 + [𝑉(𝑥)]2 = 3356,53 𝑁

𝑀(𝑥) = √[𝑀𝑦(𝑥)]2 + [𝑀𝑧(𝑥)]2 = 387969 𝑁𝑚𝑚 = 388 𝑁𝑚

𝑇(𝑥) = 185919 𝑁𝑚𝑚 = 185,9 𝑁𝑚

63

O eletrodo de solda a ser usado será o AWS E60xx, cujas propriedades mecânicas

são fornecidas por BUDYNAS, NISBETT [1]:

Tabela 4.26 – Propriedades mecânicas dos eletrodos de solda.

Fonte: [1]

BUDYNAS, NISBETT [1] também fornecem as seguintes fórmulas para a área

de garganta, e os momentos unitários de área:

𝐴 = 1,414𝜋ℎ𝑟

𝐽 = 0,707ℎ ∗ 2𝜋𝑟3

𝐼 = 0,707ℎ ∗ 𝜋𝑟3

As tensões atuantes são:

𝜏𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 =𝑉

𝐴=

𝑉

1,414𝜋ℎ𝑟

𝜏𝑡𝑜𝑟çã𝑜 =𝑇𝑟

𝐽=

𝑇𝑟

0,707ℎ ∗ 2𝜋𝑟3

𝜏𝑓𝑙𝑒𝑥ã𝑜 =𝑀𝑟

𝐼=

𝑀𝑟

0,707ℎ ∗ 𝜋𝑟3

O limite de escoamento para cisalhamento puro é:

𝑆𝑠𝑦 = 0,577 ∗ 𝑆𝑦 = 0,577 ∗ 345 = 199,1 𝑀𝑃𝑎

Tendo em vista o papel crítico desempenhado por essa solda, este trabalho adotará

um fator de segurança igual a 10. Tem-se então que:

64

𝑆𝑠𝑦

10= √(𝜏𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜)2 + (𝜏𝑡𝑜𝑟çã𝑜)

2+ (𝜏𝑓𝑙𝑒𝑥ã𝑜)

2

Essa expressão retorna um valor de h = 6,5 mm. Este projeto adotará então 6,5

mm de perna para a solda.

4.4.2 União da chapa lateral à braçadeira

A chapa à qual as pontas de eixo serão soldadas serão soldadas ao resto da

braçadeira por solda de filete.

Figura 4.25 – Solda da chapa lateral ao restante da braçadeira principal. Fonte: o autor

Uma vez que a solda ao redor do eixo resiste, os esforços passam para a solda da

chapa.

BUDYNAS, NISBETT [1] fornece a seguinte fórmula para a área de garganta da

solda:

Figura 4.26 – Valores da área de garganta e segundo momento polar unitário de inércia

Fonte: [1]

65

Tem-se que:

𝑑 = 138

𝑏 = 154

𝜏𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 =𝑉

𝐴=

𝑉

1,414ℎ𝑑

𝜏𝑡𝑜𝑟çã𝑜 =𝑇𝑟

𝐽=

𝑇 ∗ √(𝑏2)

2

+ (𝑑2)

2

0,707ℎ ∗𝑑(3𝑏2 + 𝑑2)

6

𝜏𝑓𝑙𝑒𝑥ã𝑜 =𝑀𝑟

𝐼=

𝑀 ∗ √(𝑏2)

2

+ (𝑑2)

2

0,707ℎ ∗𝑑3

6

Mais uma vez usa-se o eletrodo de solda AWS E60xx e, por segurança, um fator

de segurança de 10. Tem-se então que:

𝑆𝑠𝑦

10= √(𝜏𝑐𝑖𝑠𝑎𝑙ℎ𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜)2 + (𝜏𝑡𝑜𝑟çã𝑜)

2+ (𝜏𝑓𝑙𝑒𝑥ã𝑜)

2

ℎ = 6,6 𝑚𝑚

Este projeto adotará 7 mm de perna para a solda.

4.4.3 Solda da chapa de suporte dos mancais

Para a fixação dos mancais serão soldadas chapas grossas de aço AISI 1020 nas

hastes da empilhadeira. A solda será do tipo filete.

Considerando as forças de reação atuando no centro de cada mancal, percebe-se

que essa força gerará um esforço de flexão na solda.

66

Figura 4.27 – Força agindo sobre a chapa de suporte do mancal. Fonte: o autor

O momento que a reação no mancal realizará sobre a solda será então o valor da

força de reação multiplicado pelo braço de alavanca, que é igual a 7,95 mm, como mostra

a figura 4.27.

Este trabalho considerará a força como sendo a resultante das reações em y e em

z em cada um dos mancais. A maior reação resultante ocorrerá no mancal da esquerda, e

será igual a:

𝑅 = 3705,4 𝑁

A solda será feita ao redor da chapa soldada à haste da empilhadeira, como mostra

a figura abaixo:

Figura 4.28 – Solda da chapa vista lateral. Fonte: o autor

67

BUDYNAS, NISBETT [1] fornece as seguintes fórmulas para a área de garganta

e o momento de inércia da solda:

Figura 4.29 – Valores de área e momento de inércia da garganta de solda. Fonte: [1]

Tem-se que:

𝑏 = 213 𝑚𝑚

𝑑 = 40 𝑚𝑚

𝐴 = 0,707ℎ(𝑏 + 2𝑑)

𝐼 = 0,707ℎ [2𝑑3

3− 2𝑑2�̅� + (𝑏 + 2𝑑)�̅�2]

As tensões cisalhantes são:

𝜏′ =𝑅

𝐴

𝜏′′ =𝑀𝑟

𝐼=

𝑅 ∗ 7,95 ∗ (𝑑 − �̅�)

𝐼

A tensão cisalhante resultante será:

𝜏 = √𝜏′2 + 𝜏′′2

Usando o eletrodo de solda AWS E60xx e, por segurança, um fator de segurança

de 10, tem-se que:

𝑆𝑠𝑦

10= 𝜏

O valor da perna da solda, para um fator de segurança de 10, é de 2,31 mm. Este

trabalho usará um valor de 2,5 mm no projeto.

68

4.5 Dimensionamento dos parafusos

Nesta seção serão apresentados os cálculos de dimensionamento dos parafusos de

regulagem e dos parafusos que fixarão as duas braçadeiras.

Figura 4.30 – Parafusos de regulagem e parafusos de fixação das braçadeiras.

Fonte: o autor

4.5.1 Dimensionamento dos parafusos de regulagem

Os parafusos de regulagem são parte importante na eliminação de folgas axiais.

Serão 4 parafusos na parte de cima das braçadeiras. Ao tocarem na aba superior do vaso

serão travados por contraporca sextavada.

O peso da autoclave e dos seus componentes internos deverá, portanto, ser

suportado por 4 parafusos. O peso a ser suportado pelos parafusos é dado na tabela a

seguir:

Tabela 4.27 – Peso total da autoclave mais componentes

Peso (N)

Autoclave 4012,2

Conjunto tampos superior 883,7

Conjunto tampos inferior 826,9

Garra inferior 36,3

Contra-garras 12,4

TOTAL 5771,5

69

O peso total a ser suportado pelos parafusos será de 5771,5 N, o equivalente a

577,2 kg. Os cálculos serão feitos portanto para um peso P = 600 kgf = 6000 N.

Os parafusos estarão distribuídos de forma simétrica em relação ao centro do vaso,

logo o peso será dividido igualmente entre eles.

𝑃𝑝𝑎𝑟𝑎𝑓𝑢𝑠𝑜 =𝑃

4=

6000

4= 1500 𝑁

Por fins de praticidade na montagem e desmontagem os parafusos serão barras

roscadas de aço AISI 1020 laminado a quente. As propriedades mecânicas desse aço se

encontram abaixo:


Fonte: [1]

Resistência à

tração (MPa)

Resistência ao

escoamento (MPa)

Módulo de

Elasticidade (MPa) Dureza Brinel

AISI 1020 380 210 210000 111

A barra roscada terá rosca M12 x 1,25 mm. Tendo em mente o pior caso, este

trabalho usará a área do diâmetro menor da rosca, fornecida por BUDYNAS, NISBETT

[1]:

𝐴𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟 = 86 𝑚𝑚²

A tensão de compressão será portanto:

𝜎𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 =𝑃𝑝𝑎𝑟𝑎𝑓𝑢𝑠𝑜

𝐴𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟= 17,4 𝑀𝑃𝑎

Isso fornece o seguinte fator de segurança:

𝐹𝑆 =𝑆𝑦

𝜎𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜=

210

17,4= 12,1

70

Nota-se que este trabalho foi bem conservador em seu fator de segurança, tendo

em vista as incertezas relacionadas com a concentração de tensões nos filetes da rosca.

O comprimento 𝑙 usual da parte da rosca sobre compressão será por volta de 8

mm. A hipótese de flambagem será avaliada, ainda que muito improvável por ser um

membro curto. A fórmula de Euler para uma coluna com carregamento central é dada

pela seguinte expressão:

𝑃𝑐𝑟 =𝐶𝜋2𝐸𝐼

𝑙2

A constante de condição de extremidade C será considerada igual a 4,

simbolizando o pior caso. Temos então:

𝑃𝑐𝑟 = 7,6 x 107𝑁

Como esperado, a barra roscada não sofrerá flambagem.

4.5.2 Dimensionamento dos parafusos de fixação das braçadeiras

Os quatro parafusos de fixação das braçadeiras são responsáveis por mantê-las

unidas e abraçando o vaso de pressão. Quando a autoclave tiver rodado 90º o peso total

do vaso será suportado por esses quatro parafusos, cabendo a eles resistir a esse esforço.

Figura 4.31a – Ilustração dos parafusos de fixação das braçadeiras. Fonte: o autor

71

Uma vez que o vaso estará com os tampos montados apenas em um dos lados, o

centro de massa do conjunto autoclave, tampos, parafusos dos tampos e braçadeira menor

não estará no eixo de simetria entre os parafusos. Como consequência, a carga não será

dividida igualmente entre os parafusos.

Figura 4.31b – Vista lateral dos parafusos de fixação das braçadeiras. Fonte: o autor

O valor das reações nos parafusos pode ser encontrado a partir do seguinte

modelo:

Figura 4.31c – Modelo para cálculo das reações nos parafusos. Fonte: o autor

72

A distância dcm é de 26,51 mm e o peso total da autoclave mais tampos e

parafusos superiores, somados ao peso da braçadeira secundária consiste em 5117 N. A

força P no modelo será o peso total dividido por dois, ou seja, 2558,5 N. Tem-se então

que as reações R1 e R2 são:

𝑅1 = 594,1 𝑁

𝑅2 = 1964,4 𝑁

O valor a ser usado para o dimensionamento dos parafusos será o maior valor, ou

seja, o valor de R2.

Para esta tarefa foram dimensionados parafusos sextavados M16 x 2 x 100 mm,

de grau 4,8. Sua resistência mínima de prova é dada pela tabela a seguir:

Tabela 4.29 – Propriedades mecânicas dos parafusos de acordo com seu grau.

Fonte: [1]

Sua resistência de prova é igual a 310 MPa e o carregamento em cada parafuso é

de 1964,4 N. Segundo BUDYNAS, NISBETT [1], a pré-carga para conexões

desmontáveis será:

𝐹𝑖 = 0,75 ∗ 𝐴𝑡 ∗ 𝑆𝑝 = 0,75 ∗ 157 ∗ 310 = 36502,5 𝑁

73

Este trabalho considerará o carregamento sendo integralmente absorvido pelo

parafuso, sendo assim, C = 1. Tem-se então que o fator de carga da junta aparafusada

será:

𝑛 =𝑆𝑝𝐴𝑡 − 𝐹𝑖

𝐶𝑃=

310 ∗ 157 − 36502,5

1 ∗ 1964,4= 6,19

O fator de carga é aproximadamente igual a 6 e, portanto, os parafusos suportam

a tarefa exigida.

4.6 Dimensionamento do raio da manivela de acionamento

A força que o operador deve realizar na manivela de acionamento do redutor deve

satisfazer critérios de ergonomia. O torque a ser realizado na entrada do redutor é dado

pela seguinte fórmula:

𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 =𝑇𝑠𝑎í𝑑𝑎

𝑖 ∗ 𝜇

Onde:

𝑖 = redução efetiva do redutor

𝜇 = rendimento do redutor

Tem-se então que, para o redutor CESTALTO CR-800 N 04 40 : 1, o torque na

entrada será igual a:

𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 =185919

39 ∗ 0,64= 7448,7 𝑁𝑚𝑚 = 759,56 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚𝑚

PROVENZA[6] recomenda os seguintes valores de esforço para manivelas de

acionamento:

74

Tabela 4.30 – Esforços em manivelas. Fonte: [6]

Para uma manivela de raio 200 mm, o esforço recomendado é de 10 kgf. Este

trabalho usará este valor de 10 kgf como referência, mas para uma manivela de raio 130

mm. O esforço a ser realizado pelo operador na entrada do redutor será:

𝐹𝑜𝑝𝑒𝑟𝑎𝑑𝑜𝑟 =𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

𝑟𝑚𝑎𝑛𝑖𝑣𝑒𝑙𝑎=

7448,7 𝑁𝑚𝑚

130 𝑚𝑚= 57,3 𝑁 = 5,84 𝑘𝑔𝑓

Este valor de força é perfeitamente aceitável. A manivela será fabricada na oficina

mecânica do laboratório.

4.7 Análise estrutural das braçadeiras

As braçadeiras responsáveis por abraçar o vaso de pressão devem possuir

resistência e rigidez suficientes para suportar o peso da autoclave e de seus componentes.

Sendo assim, cabe ao projetista reforçar sua estrutura e verificar se elas aguentam os

esforços demandados pelo serviço.

O uso das barras roscadas como parafusos de regulagem demanda que haja espaço

para a entrada de uma chave de boca para apertar os parafusos. Serão usinadas aberturas

na traseira das braçadeiras para permitir a entrada da chave. No entanto, essa alteração

fragiliza a estrutura, tornando necessária a soldagem de elementos para enrijecê-la,

atuando como reforços estruturais.

75

Figura 4.32 – Aberturas para entrada de chave. Fonte: o autor

Neste trabalho serão soldados pedaços de chapa de 10 mm de espessura no interior

das cantoneiras. Além disso, serão soldados tubos de seção quadrada na região central

das braçadeiras, de maneira a minimizar a deflexão das cantoneiras quando submetidas

ao peso da autoclave.

Figura 4.33 – Reforços estruturais nas braçadeiras. Fonte: o autor

76

Uma vez definidos os reforços estruturais, o passo seguinte é verificar se a

estrutura atende aos requisitos de resistência e rigidez necessários. Para averiguar isto,

este trabalho se utilizará do módulo de simulação estática estrutural do software

Solidworks.

4.7.1 Simulação estática da braçadeira principal

Para a simulação da braçadeira principal engasta-se o sistema na região

correspondente ao centro dos mancais e designam-se as forças como atuando na região

correspondente à face das contraporcas.

O peso total da autoclave e componentes é distribuído nos 4 parafusos de

regulagem. Sendo assim, a força que cada parafuso passará para a porca e,

consequentemente, para a estrutura será igual a um quarto do peso total, ou seja, 1500 N.

Figura 4.34a – Modelo adotado para a simulação da braçadeira principal.

Fonte: o autor (usando software Solidworks)

77

Figura 4.34b – Distribuição de tensão na braçadeira principal.


Figura 4.34c – Deflexão na braçadeira principal. Fonte: o autor (usando software

Solidworks)

Figura 4.34d – Distribuição do fator de segurança para a braçadeira principal.


78

Tem-se, portanto, os seguintes valores máximos de tensão e deflexão, e mínimo

de fator de segurança:

Tabela 4.31 – Resultados da simulação da braçadeira principal

Tensão

Máxima (Mpa)

Deflexão Máxima

(mm)

Fator de segurança

Mínimo

Braçadeira Principal 30 0,05 7

Os valores são satisfatórios e, portanto, a braçadeira principal possui a resistência

e rigidez necessárias para o serviço.

4.7.2 Simulação estática da braçadeira secundária

A análise estrutural da braçadeira secundária envolverá dois casos: quando a

autoclave estiver na vertical e o peso total estiver dividido entre as duas braçadeiras e

quando a autoclave estiver na horizontal, com a braçadeira secundária suportando toda a

carga.

i) Autoclave na vertical

Neste modelo assume-se novamente a carga atuando numa área igual à da face da

contraporca, e cada parafuso transmitindo 1500 N de força.

A braçadeira secundária sofre compressão. Adotou-se o engastamento como

atuando na área referente ao contato da parte inferior da braçadeira com a aba inferior do

vaso de pressão.

Figura 4.35a – Modelo adotado para a simulação da braçadeira secundária com

autoclave na vertical. Fonte: o autor (usando software Solidworks)

79

Figura 4.35b – Distribuição de tensão na braçadeira secundária quando o vaso está

na vertical. Fonte: o autor (usando software Solidworks)

Figura 4.35c – Deflexão na braçadeira secundária quando o vaso está na vertical.


Figura 4.35d – Fator de segurança. Fonte: o autor (usando software Solidworks)

80

Tabela 4.32 – Resultados da simulação da braçadeira secundária com vaso na vertical

Tensão

Máxima (Mpa)

Deflexão Máxima

(mm)

Fator de segurança

Mínimo

Braçadeira

secundária – vaso na

vertical

27,9 0,006 7,5

Os valores são satisfatórios e, portanto, a braçadeira secundária possui a

resistência e rigidez necessárias para o serviço quando a autoclave está na vertical.

ii) Autoclave na horizontal

Quando a autoclave está na horizontal o peso total do vaso e componentes é

aplicado na braçadeira secundária, que é mantida fixa por quatro parafusos M16. Em

seções anteriores, foi comprovado que os parafusos suportam o serviço.

Neste modelo o esforço é aplicado na região curva da braçadeira, que efetivamente

abraça o vaso. A região da cabeça dos parafusos será considerada como um apoio. O

modelo será portanto:

Figura 4.36a – Modelo adotado para a simulação da braçadeira secundária com o vaso

na horizontal. Fonte: o autor (usando software Solidworks)

81

Figura 4.36b – Distribuição de tensões na braçadeira secundária com o vaso na

horizontal. Fonte: o autor (usando software Solidworks)

Figura 4.36c – Deflexão na braçadeira secundária com o vaso na horizontal. Fonte: o

autor (usando software Solidworks)

Figura 4.36d – Fator de segurança. Fonte: o autor (usando software Solidworks)

82

Tabela 4.33 – Resultados da simulação da braçadeira secundária com vaso na horizontal

Tensão

Máxima (Mpa)

Deflexão Máxima

(mm)

Fator de segurança

Mínimo

Braçadeira

secundária – vaso na

horizontal

16,9 0,007 12,4

Percebe-se pelos resultados que o aumento do carregamento foi compensado pelo

aumento do número de parafusos e da área de contato da força.

Os valores são satisfatórios e, portanto, a braçadeira secundária possui a

resistência e rigidez necessárias para o serviço quando a autoclave está na horizontal.

4.8 Seleção do retentor

O retentor escolhido neste trabalho é o SKF 70 x 85 x 8 HMSA10 V.

Figura 4.37 – Dimensões do retentor. Fonte: Catálogo da SKF

Tabela 4.34 – Dados do retentor. Fonte: Catálogo da SKF

83

5 CONSIDERAÇÕES FINAIS

O presente trabalho teve como objetivo o desenvolvimento de uma máquina ou

dispositivo que permitisse a rotação da autoclave da máquina de fadiga, de maneira a se

obter a correta montagem do vaso com eficiência e segurança.

O maior desafio durante a realização deste trabalho foi a concepção de um sistema

de braçadeiras que permitisse a correta fixação do vaso, bem como de um sistema de

regulagem para evitar folgas durante o movimento da autoclave.

Para se chegar ao resultado final foram utilizados diversos conhecimentos

adquiridos ao longo do curso, como mecânica dos sólidos, processos de fabricação

mecânica, desenho técnico e projeto de máquinas.

Ao final foi elaborada uma solução simples, prática e eficiente para o problema.

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] BUDYNAS, R.G., NISBETT, J. K., Elementos de Máquinas de Shigley: Projeto

de Engenharia Mecânica. 8 ed. Porto Alegre, AMGH, 2011.

[2] NORTON, R. L., Cinemática e Dinâmica dos Mecanismos. 1 ed. Porto Alegre,

AMGH, 2010.

[3] DE MARCO, F., Apostila Elementos de Transmissão Flexíveis.

[4] OBERG, E., JONES, F. D., HORTON, H. L., RYFFEL, H. H., Machinery’s

Handbook. 26 ed. New York, Industrial Press Inc., 2000.

[5] NORTON, R. L., Projeto de Máquinas: uma Abordagem Integrada. 4 ed. Porto

Alegre, Bookman, 2013.

[6] PROVENZA, F., Projetista de Máquinas. 71 ed. São Paulo, Editora F. Provenza,

1996.

84

7 OUTRAS REFERÊNCIAS NÃO CITADAS

[7] PROVENZA, F., Desenhista de Máquinas. 46 ed. São Paulo, Editora F. Provenza,

1991.

[8] JUVINALL, R. C., MARSHEK, K. M., Fundamentos do Projeto de Componentes

de Máquinas. 4 ed. Rio de Janeiro, LTC, 2013.

[9] RESHETOV, D. N., Atlas de Construção de Máquinas. 1 ed. São Paulo, Hemus,

2005.

[10] PINA FILHO, A. C., Apostila Desenho Técnico para Engenharia Mecânica.

85

APÊNDICE A - CATÁLOGOS

A.1 - REDUTORES CESTALTO

86

87

A.2 - RODA DENTADA MINASTEK

88

89

A.3 - RETENTOR SKF

APÊNDICE B – DESENHOS MECÂNICOS

POS. QTD. DENOMINAÇÃO ESPECIFICAÇÃO (Dimensões - Material)

PROJ.

DES.

SUP.

ESC.:1 : 2

PROJETO : Mecanismo rotativo para autoclave

NOME VISTODATA

LNDCCOPPE/UFRJ

TOLERÂNCIAS NÃO INDICADAS: Dimensionais:

0 ± 0.100.0 ± 0.050.00 ± 0.02

0° ± 1°

Geométricas:

0.1

0.1

0.05Unidade: mm

OS:

Rev.:0

Data:xx/xx/20xx

Por:Nome do Revisor

Rev. Modelo: 1

A' CORTE A-A'ESCALA 1 : 2

1

3

2

2,5

2,5

41 01 MANIVELA DE ACIONAMENTO CONFORME DESENHO

01 01 CUBO Ø2 12" x 55 mm AISI 1020

02 01 MANÍPULO Ø1" x 105 mm AISI 1020

12/03/2018 Victor Diz

Victor Diz

Luiz Vidal

12/03/2018

12/03/2018

03 01 CHAPA #10 x 70 x 100 mm AISI 1020

185

65

A'

118

PRODUCED BY AN AUTODESK STUDENT VERSIONP

RO

DU

CE

D B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO

NPRODUCED BY AN AUTODESK STUDENT VERSION

PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO

N


PROJ.

DES.

SUP.

ESC.:1 : 10

NOME VISTODATA

LNDCCOPPE/UFRJ


0 ± 0.100.0 ± 0.050.00 ± 0.02

0° ± 1°

Geométricas:

0.1

0.1

0.05Unidade: mm

OS:

Rev.:0

Data:xx/xx/20xx

Por:Nome do Revisor

Rev. Modelo: 1

2,5

2,5

2,5

1

2

3

4

34 01 HASTE DIREITA DA EMPILHADEIRA CONFORME DESENHO

01 01 HASTE ORIGINAL DA EMPILHADEIRA CONFORME FORNECIDO

02 06 MÃO FRANCESA #10 x 25 x 75 mm AISI 1020

03 02 CHAPA DE SUPORTE DO REDUTOR #10 x 55 x 225 mm AISI 1020

04 01 BLOCO SUPORTE DO MANCAL #40 x 60 x 220 mm AISI 1020



Victor Diz

Luiz Vidal

12/03/2018

12/03/2018

2,51038

125

490


RO

DU

CE

D B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO


PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO

N


PROJ.

DES.

SUP.

ESC.:1 : 10

NOME VISTODATA

LNDCCOPPE/UFRJ


0 ± 0.100.0 ± 0.050.00 ± 0.02

0° ± 1°

Geométricas:

0.1

0.1

0.05Unidade: mm

OS:

Rev.:0

Data:xx/xx/20xx

Por:Nome do Revisor

Rev. Modelo: 1

2,5

2,5

1

3

33 01 HASTE ESQUERDA DA EMPILHADEIRA CONFORME DESENHO

01 01 HASTE ORIGINAL DA EMPILHADEIRA CONFORME FORNECIDO

02 04 MÃO FRANCESA #10 x 25 x 75 mm AISI 1020



Victor Diz

Luiz Vidal

12/03/2018

12/03/2018

2

03 01 BLOCO SUPORTE DO MANCAL #40 x 60 x 220 mm AISI 1020

1038

125

490


RO

DU

CE

D B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO


PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO

N


PROJ.

DES.

SUP.

ESC.:1 : 5

NOME OS: VISTODATA

LNDCCOPPE/UFRJ


0 ± 0.100.0 ± 0.050.00 ± 0.02

0° ± 1°

Geométricas:

0.1

0.1

0.05

Rev.:0

Data:xx/xx/20xx

Por:Nome do Revisor

Unidade: mmRev. Modelo: 1

A

1

23

456

7

8

9

10 11

DETALHE AESCALA 1 : 1

32 01 BRAÇADEIRA PRINCIPAL CONFORME DESENHO

01 06 TUBOS SEÇÃO QUAD. SUPORTE #8 x 70 x 70 mm - comp. 24 mm AISI 1020

02 02 CHAPAS LATERAIS #20 x 160 x 160 mm AISI 1020

03 06 CHAPA SUPORTE LATERAL DO VASO Ø6" x 60 mm AISI 1020

04 02 CHAPA DO PARAF. FIXAÇÃO #10 x 160 x 60 mm AISI 1020

A A'

05 02 CHAPA #8 x 430 x 510 mm AISI 1020

06 01 PONTA DE EIXO MAIOR Ø3" x 250 mm AISI 1040

07 08 CANTONEIRA LATERAL L 55 x 55 x 8 mm - comp. 422,1 mm AISI 1020

08 02 BLOCO PARA ENROSCAR OLHAL #30 x 55 x 55 mm AISI 1020

09 04 CANTONEIRA TRASEIRA L 55 x 55 x 8 mm - comp. 510 mm AISI 1020

10 01 PONTA DE EIXO MENOR Ø3" x 180 mm AISI 1040

11 08 CHAPAS REFORÇO ESTRUTURAL #10 x 45 x 45 mm AISI 1020



Victor Diz

Luiz Vidal

12/03/2018

12/03/2018

CORTE A - A'ESCALA 1 : 5

807,9

500

154

R135

PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO


PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO



PROJ.

DES.

SUP.

ESC.:1 : 4

NOME OS: VISTODATA

LNDCCOPPE/UFRJ


0 ± 0.100.0 ± 0.050.00 ± 0.02

0° ± 1°

Geométricas:

0.1

0.1

0.05

Rev.:0

Data:xx/xx/20xx

Por:Nome do Revisor


1 2

3

45

6

7

30 01 BRAÇADEIRA SECUNDÁRIA CONFORME DESENHO

01 02 CANTONEIRA SUPORTE LATERAL L 55 x 55 x 8 mm - comp. 30 mm AISI 1020

02 02 CHAPA SUPORTE FRONTAL #8 x 30 x 75 mm AISI 1020

03 02 TUBO SEÇÃO QUAD. SUPORTE TRASEIRO #8 x 70 x 70 mm - comp. 30 mm AISI 1020

04 02 CHAPA #8 x 220 x 510 mm AISI 1020

CHAPA SUPORTE LATERAL DO VASO Ø6" x 60 mm AISI 102005 01

CANTONEIRA TRASEIRA06 04 L 55 x 55 x 8 mm - comp. 510 mm AISI 1020

08 CHAPAS REFORÇO ESTRUTURAL #10 x 45 x 45 mm AISI 102007

VISTA LATERAL DIREITAESCALA 1 : 2



Victor Diz

Luiz Vidal

12/03/2018

12/03/2018

500

154

210

06 CHAPAS REF. ESTRUT. EXTERNAS #10 x 35 x 35 mm AISI 102008

8

R135

PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO


PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

K S

TU

DE

NT

V

ER

SIO



PROJ.

DES.

SUP.

ESC.:1 : 5 TÍTULO : Mecanismo rotativo para autoclave

NOME OS: VISTODATA


Victor Diz

Luiz VidalLNDC

COPPE/UFRJ


0 ± 0.100.0 ± 0.050.00 ± 0.02

0° ± 1°

Geométricas:

0.1

0.1

0.05

01 01 REDUTOR CESTALTO CR-800 N04 40 : 1 COMERCIAL

Rev.:0

Data:xx/xx/20xx

Por:Nome do Revisor


02 01 CORRENTE DE ROLOS 5/8" x 3/8" - ANSI 50/1 COMERCIAL

03 02 ANEL ELÁSTICO 70 x 2,5 mm - DIN 471 COMERCIAL

04 02 TAMPO MAIOR DA BUCHA Ø4" x 30 mm AISI 1020

05 02 GRAXEIRA 1/4" x 28 - UNF COMERCIAL

06 02 BUCHA Ø4 12" x 105 mm LATÃO

07 02 TAMPO MENOR DA BUCHA

08 16 PARAFUSO SEXTAVADO INTERNO M3 x 0,5 - comp. 8 mm COMERCIAL

09 04 RETENTOR 70 x 85 x 8 HMSA10 V SKF COMERCIAL


11 08 ARRUELA DE PRESSÃO M8 COMERCIAL

12 08 ARRUELA LISA M8 COMERCIAL

13 02 MANCAL BIPARTIDO PARTE SUPERIOR #120 x 150 x 200 mm AISI 1020

14 02 MANCAL BIPARTIDO PARTE INFERIOR


16 08 ARRUELA DE PRESSÃO M8 COMERCIAL

17 08 ARRUELA LISA M8 COMERCIAL

18 01 RODA DENTADA DA BRAÇADEIRA 1 - 50 - 27 - Tipo 2 MINASTEK COMERCIAL

19 01 CHAVETA DO EIXO DA BRAÇADEIRA #15 x 25 x 30 mm AISI 1020

20 01 PARAFUSO S/ CABEÇA SEXT. INTERNO M8 x 1,25 - comp. 16 mm COMERCIAL

21

04 ARRUELA LISA M16 COMERCIAL22

04 ARRUELA DE PRESSÃO M16 COMERCIAL23

04 PARAFUSO SEXTAVADO INTERNO M16 x 2 - comp. 30 mm COMERCIAL24

04 PARAFUSO SEXTAVADO M16 x 2 - comp. 100 mm GRAU 4.8 COMERCIAL25

04 ARRUELA DE PRESSÃO M16 COMERCIAL26

04 ARRUELA LISA M16 COMERCIAL27

08 PORCA SEXTAVADA CHATA M12 x 1,25 mm COMERCIAL28

04 BARRA ROSCADA M12 x 1,25 - comp. 45 mm AISI 102029

04 PORCA SEXTAVADA CHATA M12 x 1,25 mm COMERCIAL30

01 BRAÇADEIRA SECUNDÁRIA CONFORME DESENHO31

01 EMPILHADEIRA HIDRÁULICA MANUAL32

01 BRAÇADEIRA PRINCIPAL CONFORME DESENHO33

01 HASTE ESQUERDA DA EMPILHADEIRA CONFORME DESENHO34

01 HASTE DIREITA DA EMPILHADEIRA CONFORME DESENHO35

01 RODA DENTADA EIXO DO REDUTOR36

01 CHAVETA EIXO SAÍDA DO REDUTOR #15 x 20 x 35 mm AISI 201037

01 PARAFUSO S/ CABEÇA SEXT. INTERNO M8 x 1,25 - comp. 16 mm COMERCIAL38

01 AUTOCLAVE Ø500 x 508 mm AISI 4130 T&R39

01 PARAFUSO S/ CABEÇA SECT. INTERNO M8 x 1,25 - comp. 12 mm COMERCIAL40

01 CHAVETA EIXO ENTRADA REDUTOR #15 x 20 x 30 mm AISI 102041

01 MANIVELA DE ACIONAMENTO CONFORME DESENHO

12/03/2018

12/03/2018

Ø4" x 30 mm AISI 1020

#120 x 150 x 200 mm AISI 1020

1 - 50 - 27 - Tipo 2 MINASTEK COMERCIAL

42

01 ESTRUTURA DE SUPORTE CONFORME FORNECIDO

CONFORME FORNECIDO

34

35

CORTE A - A'ESCALA 1 : 5

39

A'

A

C

E

31

32

33

DETALHE EESCALA 1 : 2

36

37

38

DETALHE CESCALA 1 : 2

252627

G

F

DETALHE FESCALA 1 : 1

40 41

DETALHE GESCALA 1 : 2

2223

24

21

1 242 3 4 5 6 7

8

9

DETALHE AESCALA 1 : 1

A

B

B

DETALHE BESCALA 1 : 2

1920

10

11

12

13

14

15

16

1718

D

DETALHE DESCALA 1 : 1

28293050

8

Ø500

PR

OD

UC

ED

B

Y A

N A

UT

OD

ES

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TU

DE

NT

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PR

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UC

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SIO


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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIROmonografias.poli.ufrj.br/monografias/monopoli10026422.pdf · precision is very common. The objective of this project is to develop a mechanism