ESTUDO CONCEITUAL DE UMA MINI FRESADORA...
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ESTUDO CONCEITUAL DE UMA MINI FRESADORA VERTICAL OPERADA POR COMANDO NUMÉRICO COMPUTADORIZADO (CNC) Gabriel Martins Franco Ramalho Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheiro Mecânico. Orientador: Flávio de Marco Filho Rio de Janeiro Dezembro de 2016
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ESTUDO CONCEITUAL DE UMA MINI FRESADORA VERTICAL OPERADA
POR COMANDO NUMÉRICO COMPUTADORIZADO (CNC)
Gabriel Martins Franco Ramalho
Projeto de Graduação apresentado ao Curso de
Engenharia Mecânica da Escola Politécnica da
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do
título de Engenheiro Mecânico.
Orientador: Flávio de Marco Filho
Rio de Janeiro
Dezembro de 2016
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO Departamento de Engenharia Mecânica
DEM/POLI/UFRJ
ESTUDO CONCEITUAL DE UMA MINI FRESADORA VERTICAL OPERADA
POR COMANDO NUMÉRICO COMPUTADORIZADO (CNC)
Gabriel Martins Franco Ramalho
PROJETO FINAL SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO CURSO DE
ENGENHARIA DE MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE
FEDERAL DO RIO DE JANEIRO, COMO PARTE DOS REQUISITOS
NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO MECÂNICO.
Examinada por:
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
DEZEMBRO DE 2016
i
Ramalho, Gabriel Martins Franco
Estudo Conceitual de uma Mini Fresadora Vertical
Operada por Comando Numérico Computadorizado (CNC)
/ Gabriel Martins Franco Ramalho – Rio de Janeiro: UFRJ /
Escola Politécnica, 2016.
XVI, 237 p.: il.; 29,7 cm
Orientador: Flávio de Marco Filho
Projeto de Graduação – UFRJ / Escola Politécnica /
Curso de Engenharia Mecânica, 2016.
Referências Bibliográficas: p. 107-109
1. Fresadora Vertical. 2. Projeto de Máquinas
3. Controle Numérico Computadorizado (CNC).
4. Prototipagem Rápida. 5. Impressora 3D. 6. Usinagem
3D. 7. Tecnologia de Fabricação. I. Marco Fo, Flávio.
II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola
Politécnica, Curso de Engenharia Mecânica. III. Estudo
Conceitual e Projeto de uma Mini Fresadora Vertical
Operada por Comando Numérico Computadorizado (CNC).
2
Agradecimentos
Foram muitos os que contribuíram, direta ou indiretamente, para a realização deste
trabalho de conclusão de graduação em Engenharia Mecânica. Sou imensamente grato a
todas as oportunidades, ensinamentos e aconselhamentos. Em especial, devo registrar os
meus agradecimentos aos seguintes que, convivendo com maior proximidade, me auxiliaram
de incontáveis maneiras.
Primeiramente, agradeço ao meu pai (in memoriam), cujas palavras e ensinamentos me
guiam até hoje e me incentivam a construir cada dia. À minha mãe, que me deu amor e
broncas - cada qual em seus devidos momentos. Ao meu tio Euthymios, que me ensinou a
admirar as peculiaridades da Engenharia Mecânica e vibrou comigo a cada passo deste
trabalho. À minha namorada Luísa, que dividiu comigo as incontáveis horas deste trabalho.
E, por último, agradeço aos meus professores, que me ensinaram a crescer e a batalhar pelo
conhecimento.
3
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte dos
requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
ESTUDO CONCEITUAL DE UMA MINI FRESADORA VERTICAL OPERADA POR
COMANDO NUMÉRICO COMPUTADORIZADO (CNC)
Gabriel Martins Franco Ramalho
Dezembro de 2016
Orientador: Flávio de Marco Filho
Curso: Engenharia Mecânica
Esse trabalho tem como objetivo projetar uma mini fresadora CNC. A máquina aqui
proposta foi desenvolvida respeitando parâmetros pré-definidos como uma área mínima de
trabalho de 420 mm x 290 mm e um tamanho total menor que 1000 mm x 1000 mm x 1000
mm. A mini fresadora CNC será capaz de usinar aços com baixo teor de carbono e apresentar
um custo total que, na cotação atual, corresponda a US$ 4.000,00 (quatro mil dólares
americanos) em peças. Embora os principais componentes e os sistemas mais importantes
tenham sido dimensionados, priorizou-se o uso de peças disponíveis comercialmente,
padronizadas, com o intuito de reduzir custos, facilitar a aquisição de material e a posterior
manutenção da máquina.
Palavras-chave: Fresadora vertical, Projeto de máquinas, Controle numérico
computadorizado (CNC), Prototipagem rápida, Tecnologia de fabricação, Usinagem 3D.
4
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Mechanical Engineer
THE CONCEPTUAL ESTUDY OF A MINI VERTICAL MILL OPERATED BY
COMPUTER NUMERICAL CONTROL (CNC)
Gabriel Martins Franco Ramalho
December / 2016
Advisor: Flavio de Marco Filho
Course: Mechanical Engineering
This project has the objective of designing small vertical CNC mill. The machine,
here proposed, was developed respecting predefined parameters as for example a minimum
bed dimension of 420mm x 290mm and a total dimension of under 1000mm x 1000mm x
1000mm. It should also have the capacity of milling low carbon steels and a construction
cost of under US$ 4,000.00 (four thousand American dollars) in parts. Although the main
components and major systems have been dimensioned and calculated, the use of
commercially available parts was prioritized with the intention of reducing costs, simplifying
the acquisition of materials and the maintenance of the machine.
Keywords: Vertical Mill, Mechanical Project, Computer numerical control (CNC),
Rapid Prototyping, Fabrication Technology, 3D Machining.
5
SUMÁRIO
Resumo ................................................................................................................................. iii
Abstract ................................................................................................................................. iv
Lista de Figuras .................................................................................................................. viii
Lista de Tabelas ..................................................................................................................... x
Lista de Abreviações e Siglas................................................................................................xi
1 Introdução ..................................................................................................................... 12
1.1 Apresentação do trabalho ....................................................................................... 12
1.2 Histórico e Contextualização ................................................................................. 13
1.3 Objetivo e Contribuições do Trabalho ................................................................... 14
1.3.1 Principais Contribuições .................................................................................. 15
2 Fresadoras e suas características ................................................................................... 16
2.1 Fresadoras Tradicionais no mercado ...................................................................... 16
2.1.1 Fresadora Vertical de Coluna .......................................................................... 16
2.1.2 Fresadora Vertical com Base Fixa ................................................................... 17
2.2 Fresadora com configurações não tradicionais ...................................................... 18
2.2.1 Sistema Robótico Antropomórfico .................................................................. 19
2.2.2 Sistema robótico com Cinemática Paralela ..................................................... 20
3 Minifresadora CNC ....................................................................................................... 22
3.1 Fresadoras Industriais ............................................................................................. 22
3.2 Características das Minifresadoras CNC no mercado ............................................ 23
3.3 Definições das Principais Características e Requisitos de Projeto ......................... 23
3.3.1 Custo ................................................................................................................ 23
3.3.2 Área de trabalho............................................................................................... 24
3.3.3 Dimensões da Máquina ................................................................................... 24
3.3.4 Capacidade de Usinagem................................................................................. 24
3.3.5 Manutenção pelo usuário ................................................................................. 24
3.3.6 Spindle versus Router ..................................................................................... 25
3.3.7 Precisão disponível para Usinagem ................................................................. 25
3.3.8 Outros Requisitos ............................................................................................ 26
3.3.8.1 Encapsulamento da Área de Trabalho .......................................................... 26
3.3.8.2 Ferramentas de Corte, Fluidos de Corte e Remoção de Cavaco .................. 27
3.3.8.3 Malha do Sistema de Controle ..................................................................... 27
3.3.8.4 Sistema de Segurança para Proteção de Sobrecarga em Usinagem ............. 27
6
4 Esforços em Ferramenta de Corte tipo Fresa ................................................................ 29
4.1 Forças de Usinagem ............................................................................................... 29
4.2 Potência Inicial do Spindle ..................................................................................... 29
4.3 Forças Verticais e Horizontais ............................................................................... 34
4.4 Força de Furação com Broca .................................................................................. 35
5 Definindo a Configuração da Minifresadora CNC ....................................................... 36
5.1 Análise Comparativa da Rigidez de cada Configuração ........................................ 37
5.1.1 Comparação das deflexões no barramento devido ao momento fletor ............ 38
5.1.2 Comparação das deflexões no barramento devido ao momento torsor ........... 40
5.1.3 Justificativa para a Seleção da Configuração do Projeto ................................. 43
5.2 Características da Configuração escolhida ............................................................. 43
6 Projeto da Fresadora ..................................................................................................... 45
6.1 Forças na viga de Movimento X ............................................................................ 45
6.2 Forças Verticais e Horizontais Laterais ................................................................. 54
6.3 Análise da Rigidez Dinâmica da Fresadora ........................................................... 55
7 Principais Componentes no Projeto da Mini Fresadora CNC ...................................... 63
7.1 Minifresadora CNC – Configuração Escolhida ..................................................... 63
7.2 Principais Componentes da Minifresadora CNC ................................................... 66
7.2.1 Mancais e rolamentos ...................................................................................... 66
7.2.2 Fusos ................................................................................................................ 68
7.2.2.1 Forças no Fuso ............................................................................................. 68
7.2.3 Guias Lineares ................................................................................................. 74
7.2.3.1 Alinhamento e Montagem das Guias na Estrutura ....................................... 77
7.2.4 Barramento superior ........................................................................................ 79
7.2.5 Chassis com Perfis Metálicos .......................................................................... 80
7.2.5.1 Alinhamento e Montagem dos Chassis ........................................................ 82
7.2.6 Motor do spindle .............................................................................................. 83
7.2.6.1 Esforços requeridos do Spindle .................................................................... 86
7.2.7 Motores de Movimentação nos eixos X, Y, Z ................................................. 92
7.2.7.1 Motores de Passo .......................................................................................... 94
7.2.7.2 Dimensionamento do Motor de Passo .......................................................... 94
7.2.8 Componentes mecânicos diversos ................................................................... 95
7.2.8.1 Acoplamentos ............................................................................................... 95
7.2.8.2 Parafusos ...................................................................................................... 97
7.2.8.3 Correia e Polias ............................................................................................ 97
7.2.9 Outros componentes Eletroeletrônicos (hardware) ......................................... 98
7
7.2.9.1 Drivers .......................................................................................................... 99
7.2.9.2 Sensores Fim de Curso ............................................................................... 100
7.2.9.3 Sistema de Controle ................................................................................... 101
7.3 Desenho de Conjunto e Lista dos Componentes (bill of materials – B.O.M.)..... 103
7.3.1 Lista de materiais ........................................................................................... 103
7.3.2 Desenho de conjunto reduzido ...................................................................... 105
8 Conclusão .................................................................................................................... 106
8.1 Conclusões ........................................................................................................... 106
8.1.1 Sobre o projeto mecânico .............................................................................. 106
9 Referências Bibliográficas .......................................................................................... 107
Anexo 1 – Desenhos Técnico ............................................................................................ 110
8
Lista de Figuras
Figura 1 – Fresadora vertical tradicional .......................................................................................... 17
Figura 2 – Fresadora Vertical com base fixa e seus eixos de movimentação. ................................. 18
Figura 3 – Operação de fresamento executada com braço robótico e mesa de coordenadas. .......... 19
Figura 4 – Sistemas robóticos configurados com cinemática paralela, tipo delta. ........................... 21
Figura 5 – Tabela adaptada da NBR-6158, com Graus IT de tolerância-padrão. ............................ 26
Figura 6 – Fresamento de topo – contato parcial (esq.) ou total (dir.) com o material. ................... 30
Figura 7 – Representação das forças nos dentes de uma fresa com contato total. ........................... 30
Figura 8 – Cfg-1: Apenas o Cabeçote se Move................................................................................ 36
Figura 9 – Cfg-2: Toda a Estrutura se Move. ................................................................................... 37
Figura 10 – Análise da variação do ângulo durante a flexão. .......................................................... 38
Figura 11 – Cfg-1: Apenas o Cabeçote se Move.............................................................................. 39
Figura 12 – Cfg-1: Apenas o Cabeçote se Move.............................................................................. 41
Figura 13 – Cfg-1: Viga deformando elasticamente após a aplicação de um momento torsional. .. 41
Figura 14 – Cfg-1: Ângulo defletido pela Viga e o cálculo do ângulo. ........................................... 42
Figura 15 – Minifresadora CNC na configuração escolhida. ........................................................... 43
Figura 16 – Diagrama dos esforços e momentos presentes durante o fresamento. .......................... 46
Figura 17 – Representação da viga selecionada para ser usada no barramento central da fresadora e
Tabela de dimensões de vigas em “U”-Vide anexo- ................................................................. 48
Figura 18 – Diagrama de forças e momentos no barramento principal. .......................................... 49
Figura 19 – Gráfico da força cortante e do momento fletor e representação do diagrama de corpo
livre. .......................................................................................................................................... 50
Figura 20 – Força Vertical presente no barramento central. ............................................................ 53
Figura 21 – Forças presentes nos barramentos laterais. ................................................................... 54
Figura 22 – Divisão da viga para análise de rigidez dinâmica e a sua representação por um sistema
de massa-mola ........................................................................................................................... 56
Figura 23 – Representação gráfica da deformação da viga .............................................................. 57
Figura 24 – Representação gráfica da deformação da viga. ............................................................. 59
Figura 25 –Representação da malha criada pelo programa Solidworks. .......................................... 60
Figura 26 –Representação da deformação para a frequência natural, a 331 hz de frequência natural
gerada pelo programa Solidworks. ............................................................................................ 62
Figura 27 – Fusos da Minifresadora CNC, com eixos apontados por setas na cor azul (fuso X),
vermelho (fusos Y) e verde (fuso Z) ......................................................................................... 64
Figura 28 - Guias Lineares da Minifresadora CNC, usadas em pares e apontadas por setas na cor
azul (guias em X), vermelho (guias em Y) e verde (guias em Z) ............................................. 65
Figura 29 — Variações de mancais fornecidos com fuso selecionado. ......................................... 66
Figura 30– Mancal desenvolvido para otimizar espaço na fresadora. ............................................. 67
Figura 31 – Esforços no cabeçote da fresadora e sua reação horizontal no fuso. ............................ 68
Figura 32 — Castanha a ser utilizada no fuso de esferas recirculantes. .......................................... 70
Figura 33 – Variação do comprimento efetivo de flambagem em relação a cada condição de contorno.
.................................................................................................................................................. 72
Figura 34 — Gráfico fornecido pelo fabricante de fuso para simplificar escolha do fuso para cada
aplicação. .................................................................................................................................. 73
9
Figura 35— Forças horizontais e momento criado pela força vertical atuando nas guias lineares. 74
Figura 36 — Tabela de dimensões de guias lineares fornecida pelo fabricante. ............................. 75
Figura 37 — Tabela de dimensões do carro para as guias lineares com abas. ................................. 76
Figura 38 — Tabela de dimensões do carro para as guias lineares sem abas. ................................. 77
Figura 39 — Método aconselhado pelo fabricante para deixar guias lineares paralelas. ................. 78
Figura 40 — Método para assegurar paralelismo entre duas guias lineares determinado pelo
fabricante. HIWIN. ................................................................................................................... 79
Figura 41 — Barramento superior da minifresadora. ...................................................................... 80
Figura 42 — tabela de tubos quadrados do fornecedor Tubos Ipiranga. ........................................ 81
Figura 43 — Posicionamento de barras no barramento lateral para posterior usinagem. ............... 82
Figura 44 — Posicionamento de barras no barramento superior para posterior usinagem. ............. 83
Figura 45 — Demonstração da distância entre o fuso e a ferramenta de corte. ............................... 83
Figura 46 — Motor brushless tradicional utilizado comumente em fresadoras. ............................. 84
Figura 47 - Motor brushless que será utilizado. .............................................................................. 86
Figura 48 – Dimensões do eixo do spindle. ..................................................................................... 87
Figura 49 — Diagrama de corpo livre do eixo do spindle .............................................................. 87
Figura 50 - Diagrama de corpo livre do eixo do spindle. ................................................................ 89
Figura 51 - Diagrama de corpo livre do eixo do spindle. ................................................................ 90
Figura 52 — Deflexão da ponta do eixo no caso 1. ......................................................................... 91
Figura 53 - Deflexão da ponta do eixo no caso 2 ............................................................................. 92
Figura 54 — Gráfico e dados do motor de passo escolhido. ............................................................ 94
Figura 55 — Esquerda, acoplamento flexível. Direita, acoplamento rígido. ................................... 96
Figura 56 — Alteração da velocidade e torque dependendo das dimensões de polias utilizadas. ... 97
Figura 57 — Tipos de configurações para motores de passo. .......................................................... 99
Figura 58 — Driver usado para controlar o motor de passo.......................................................... 100
Figura 59 : Sensores Fim de Curso da Esq, Mecânico,Magnético,Óptico. .................................... 101
Figura 60 : Sensores Fim de Curso da Esq, Mecânico,Magnético,Óptico. .................................... 103
Figura 61 : Render da minifresadora finalizada. ........................................................................... 105
10
Lista de Tabelas Tabela 1 – Principais características de algumas Fresadoras Verticais encontradas no mercado
nacional brasileiro ..................................................................................................................... 22
Tabela 2 - Valores das variáveis de corte para aços com baixo teor de carbono ............................. 32
Tabela 3 - Valores das variáveis de corte para aços com baixo teor de carbono. ............................ 47
Tabela 4 – Valores de frequência natural na estrutura simplificada. ............................................... 61
Tabela 5- tabela de sensores e peças que terão que ser ligadas ao microcontrolador .................... 102
11
Lista de Abreviações e Siglas
CAM Manufatura Assistida por Computador (Computer Aided Manufacturer – CAM)
CNC Controle Numérico Computadorizado (Computer Numerical Control – CNC)
VCM Centro de Usinagem ( Vertical Machining Center-VCM)
DIY Faça você mesmo (Do it Yourself -DIY)
EPI Equipamento de proteção individual
BOM Lista de materiais (Bill of Material-BOM)
PWM Modulação de largura de Pulso (Pulse width modulation )
12
1 Introdução
1.1 Apresentação do trabalho
No primeiro capítulo, será descrito o objetivo principal desse trabalho, suas
contribuições diante da mudança tecnológica e social, e uma introdução ao tema com breve
histórico da evolução do processo de fabricação - usinagem, começando pela manual até a
usinagem automatizada. A utilização de novas tecnologias alteram as relações de trabalho e
desta forma é necessária a contextualização destes novos paradigmas sociais dentro do
segmento.
No segundo capítulo, será feita uma revisão mostrando as fresadoras
tradicionalmente fabricadas, suas características bem como seus testes de desempenho, seus
momentos de inércia, e suas estruturas que tradicionalmente são fundidas. Também serão
analisadas outras fresadoras com projetos não ortodoxos e muitas vezes muito inovadores.
No terceiro capítulo, serão analisadas as fresadoras comercializadas com foco no
mercado “de bancada” ou “mini”. Serão analisados os principais requisitos para o escopo
deste trabalho como custo, tamanho da área de trabalho, capacidade de usinagem e
dimensões do produto final. Serão analisados os fluidos de corte, considerando-se o
ambiente onde se deseja que o produto seja operado pelo usuário.
No quarto capítulo, será analisada a fabricação da estrutura, suas forças presentes na
usinagem, materiais com maior dificuldade de corte de forma a garantir segurança estrutural.
No quinto capítulo, será escolhida a configuração definitiva da mini fresadora CNC
usando os critérios estabelecidos no capítulo 2.
No sexto capítulo, o projeto estrutural será desenvolvido utilizando-se uma análise
da rigidez estrutural dos componentes críticos e suas deformações. Além da análise estática,
a rigidez dinâmica será calculada para o componente crítico.
No sétimo capítulo, cada componente mecânico e eletroeletrônico será analisado e
escolhido com base em cálculos estruturais e recomendações dos fabricantes.
O oitavo capítulo apresentará as conclusões do projeto.
O nono capítulo apresentará as referências bibliográficas do presente documento.
13
Os anexos apresentam os desenhos técnicos do conjunto.
1.2 Histórico e Contextualização
O processo de fabricação usinagem como é conhecida atualmente começou com o
uso de máquinas-ferramenta, no século XIX , que possuíam sua precisão controlada pelo
operador, onde o seu nível de habilidade determinava a qualidade final da peça. As duas
máquinas-ferramenta mais utilizadas eram as fresadoras e os tornos universais.
Em busca de uma maior produtividade, a usinagem começa a ser mecanizada, com a
utilização de tornos-revólver. Neste processo várias ferramentas são montadas em seu porta-
ferramenta e podem ser sucessivamente utilizadas, em rápida sequência. Isso levou a um
aumento de produção e à capacidade de repetibilidade das peças e consequentemente à
melhoria de qualidade final do produto.
Com o rápido desenvolvimento do computador, os processos de usinagem
começaram a se beneficiar deste novo patamar tecnológico e a mecanização passou a ser
computadorizada com a introdução de tornos e fresadoras de Controle Numérico
Computadorizado (CNC). Essas máquinas-ferramentas se beneficiam do processamento
computacional para gerar formas complexas, utilizando técnicas de Manufatura Assistida
por Computador (CAM). Antes eram necessárias inúmeras operações de usinagem diferentes
para obter a peça acabada e nem sempre o resultado possuía a precisão requerida. A
tecnologia CNC trouxe a repetibilidade e a precisão necessária.
Com a demanda do mercado crescente de peças com maior complexidade, foram
desenvolvidos Centros de Usinagem (VCM - Vertical Machining Center). Esses centros são
de máquinas CNC com maior complexidade e flexibilidade, pois geralmente possuem mais
de 3 graus de liberdade, possuindo um sistema de troca de ferramenta automática, capaz de
aumentar produtividade com um tipo de ferramenta específica para cada operação realizada.
Em uma etapa de desenvolvimento paralelo, braços robóticos com vários graus de
liberdade têm sido utilizados para usinar formas de maiores dimensões em materiais que
exigem menores esforços de usinagem. A usinagem, através de braços robótico,s ainda não
é muito difundida, sendo utilizada apenas em algumas aplicações mais restritas.
14
No estágio atual, a usinagem utilizando máquinas CNC ainda está restrita a um
segmento de maior porte, o que não contribui para desmistificar e popularizar o
conhecimento desta área.
Existe espaço na sociedade tecnológica para a mudança de paradigmas – isso
aconteceu com as impressoras bancárias passando por impressoras matriciais e
posteriormente por impressoras tipo jato de tinta, de uso doméstico. O mesmo se espera que
ocorra com as operações de usinagem, que surgiram como máquinas industriais de operação
dependente de operadores tecnicamente capacitados e habilidosos, as quais passaram a ter
as operações de usinagem controladas por computador e sistemas de medição – porém, ainda
são de grande porte.
O cenário descrito é favorável ao surgimento de máquinas de usinagem utilizando
sistemas CNC mais acessíveis aos usuários sem treinamentos específicos. Esta classe de
operadores a cada dia cresce em virtude de um maior número de pessoas que quer ser
responsável pela sua própria produção de produtos personalizados, dentro da quarta
revolução industrial, que quer fazer parte de todo o processo produtivo, no estilo “Faça Você
Mesmo” (DIY – Do It Yourself).
1.3 Objetivo e Contribuições do Trabalho
O principal objetivo do trabalho é propor uma máquina ferramenta de pequeno porte,
tipo minifresadora CNC vertical (de topo), capaz de ser controlada por computador (CNC),
com volume e peso que permitam a sua utilização não restrita somente a áreas industriais –
como ambientes de ensino e até áreas residenciais – facilitando sua utilização com maior
flexibilidade de público e local.
O projeto de um equipamento como a minifresadora vertical CNC, passa por diversas
fases até obtenção de um protótipo funcional. Fases como: desenvolvimento do projeto,
desde sua concepção, passando pelos projetos básicos e detalhados; a construção de
protótipos de componentes e do sistema integrado/completo; técnicas de montagem com
seus ajustes e calibração. Estas são etapas necessárias para obter um projeto completamente
funcional para a minifresadora CNC. Contudo, este escopo seria muito grande e demandaria
recursos de tempo e financeiros que não foram previstos neste projeto de graduação.
15
1.3.1 Principais Contribuições
O mercado de máquinas-ferramenta é amplo e possui produtos com inúmeras
características e variações. Uma seleção de máquinas será feita e os dados principais como
custo, dimensões totais, área de trabalho e peso serão analisados e uma tabela será criada.
Para selecionar as capacidades e limitações da fresadora a ser projetada, é necessário
embasar as escolhas e definir limitações, utilizando parâmetros praticados pela indústria de
usinagem. Em seguida, as configurações de fresadora mais promissoras serão comparadas
entre si para definir qual a mais adequada para atender as premissas de projeto.
Com a determinação dos requisitos do projeto, os esforços presentes na situação mais
adversa serão calculados e os principais componentes estruturais serão dimensionados para
suportar essas cargas e se manterem dentro das tolerâncias desejadas (ex.: deformações
limites).
Como o escopo do projeto não pretende tratar de todos os requisitos para que o
projeto seja colocado em produção, serão introduzidos outros desdobramentos e melhorias
que poderiam ser adicionadas ao projeto.
Assim, as contribuições deste trabalho podem ser resumidas nos seguintes pontos:
1. Análise do mercado atual de máquinas-ferramenta similares;
2. Estudo conceitual para seleção da configuração mais adequada ao projeto;
3. Projeto de vários sistemas da minifresadora CNC, incluindo a seleção de
componentes comerciais mais importantes.
16
2 Fresadoras e suas características
Neste capítulo, serão analisadas algumas opções de projeto adotado em fresadoras
tradicionais. Uma destas configurações deverá ser escolhida e utilizada como referência e
base para o desenvolvimento dos cálculos e dimensionamentos a serem realizados nos
próximos capítulos.
2.1 Fresadoras Tradicionais no mercado
Dentre os tipos de fresadoras presentes no mercado, podem-se destacar algumas
opções já consolidadas, que serão chamadas de tradicionais. Deve-se complementar que o
plano composto pelos eixos X e Y será escolhido como o plano horizontal, e o eixo Z
representa a movimentação vertical da CNC. Nas fresadoras tradicionais, movimentação nos
eixos XYZ é realizada por fusos ortogonais entre si.
2.1.1 Fresadora Vertical de Coluna
A primeira configuração, considerada tradicional, possui uma configuração na qual
a base se move na direção X e Y e o cabeçote se movimenta apenas na direção Z.
Essa configuração possui a vantagem de ter uma base onde é possível colocar guias
lineares, e estas transmitem os esforços para a estrutura aumentando a rigidez. Como será
visto posteriormente, o uso de guias lineares se fará necessária para reduzir as folgas, porém
sem induzir aumento de atrito em cada eixo. Outro ponto importante será preservar a
precisão de posicionamento obtida pelos motores de passo e fusos helicoidais com esferas
recirculantes.
O espaço para trabalho é relativamente pequeno se comparado à estrutura inteira da
máquina, pois, com o cabeçote fixo no centro da estrutura, existe a necessidade do dobro de
área lateral para total movimentação da mesa, como podemos ver na figura [1] .
Além desse problema, a inércia da mesa é bastante elevada, o que aumenta
significativamente as forças requeridas para realizar rápidas mudanças de direção; como
normalmente é usado motor de passo para cada eixo, torques mais elevados podem não ser
viáveis num custo mais limitado, tornando esta configuração menos atraente para o projeto
proposto.
17
Figura 1 – Fresadora vertical tradicional
Fonte: http://www.jettools.com/eu/en/p/jtm-1055-mill-with-acu-rite-200s-dro-with-x-
and-y-axis-powerfeeds/690229
2.1.2 Fresadora Vertical com Base Fixa
Outra configuração, considerada tradicional, é o uso de uma base fixa, e um cabeçote
que realiza os movimentos nos três eixos – X, Y e Z.
Nessa configuração existe um barramento, com formato de “ponte”, que é acoplado
a dois motores, um em cada lado da área de trabalho; esses motores fazem o movimento no
eixo X do barramento, enquanto que um mecanismo, no próprio barramento, faz o
movimento do cabeçote no eixo Y; por fim, o próprio cabeçote realiza o movimento no eixo
Z, como demonstrado na figura [2] abaixo.
18
Figura 2 – Fresadora Vertical com base fixa e seus eixos de movimentação.
Fonte: http://www.craftsmancnc.co.nz/images/craftsman900st/CNC%20900ST%20-
%202.JPG
2.2 Fresadora com configurações não tradicionais
Além das fresadoras que estão no mercado tradicionalmente há muitos anos, existem
outras formas e configurações de se realizar operações de fresamento. Estas configurações
alternativas estão em processo de avaliação experimental e estão sendo combinadas e
adaptadas a outras tecnologias que envolvem CNCs, como braços robóticos entre outros. É
interessante observar que originalmente não demandavam a mesma magnitude de esforços
ou as maiores precisões que são requeridas pelas operações de fresamento atualmente.
19
Outra questão importante, é que vários destes sistemas não tradicionais operam
combinando sistemas articulados, misturando atuadores lineares e angulares. Por exemplo,
para a extremidade de um braço robótico antropomórfico conseguir traçar uma reta no
espaço, com velocidade constante (para uma usinagem adequada), é exigida a resolução de
problemas de cinemática inversa, requerendo maior complexidade computacional se
comparado a sistemas tradicionais. Para um operador sem treinamento, que é o público alvo,
a escolha que envolva conhecimentos de robótica poderá ser uma desvantagem.
2.2.1 Sistema Robótico Antropomórfico
O primeiro exemplo é o uso de um braço robótico antropomórfico com uma
ferramenta de fresamento na sua extremidade, combinado com uma mesa de coordenadas
(angulares) para rotação da peça, como visto na Figura 3.
Figura 3 – Operação de fresamento executada com braço robótico e mesa de
coordenadas.
Fonte: http://www.zachhines.com/personalfabricationdesigns/
Neste exemplo, tem-se um braço que possui geralmente seis graus de liberdade,
suficientes para fazer praticamente qualquer tipo de peça. Contudo, de forma a aumentar a
área de trabalho, o braço robótico antropomórfico é combinado com uma mesa de
20
coordenadas, facilitando a orientação da ferramenta de fresamento em relação à superfície a
ser usinada.
A configuração combinada de braço+mesa oferece grande flexibilidade, porém
apresenta menor rigidez mecânica, a qual é agravada por ser variável, pois a rigidez angular
do braço diminui à medida que o braço se afasta de sua base. Outra forma de perceber o
problema é observar que quanto mais afastada a extremidade do braço estiver em relação à
base, maiores serão os momentos fletores atuantes.
Também existe o problema de espaço ocupado pela estrutura e o espaço real de
trabalho, pois o braço tem que ter uma base fixa, suficientemente pesada, para suportar os
esforços aplicados ao braço sem que a base do braço vibre.
2.2.2 Sistema robótico com Cinemática Paralela
Na “Configuração Delta”, que tem cinemática paralela nos seus graus de liberdade,
e a ferramenta de corte está conectada numa plataforma, a qual é articulada a três braços que
sobem e descem, como se a plataforma fosse movimentada por três braços robóticos, cada
um com menos graus de liberdade e operando coordenadamente, em paralelo, confirme a
figura [4] abaixo.
21
Figura 4 – Sistemas robóticos configurados com cinemática paralela, tipo delta.
Fontes: Sup. Esq.: https://www.youtube.com/watch?v=sp2FmpGPNSo
Sup. Dir.: http://www.nt2004.net/eng/main/main.asp
Inf.: http://www.zenstarstudio.com/personalmill/
Através desse movimento coordenado, a plataforma consegue realizar os
movimentos necessários. Essa configuração possui a vantagem de ter uma pequena área do
plano XY ocupada pela estrutura. Isso permite que ela seja colocada sobre bancadas de
trabalho, porém ela requer uma maior dimensão no eixo Z, devido a suas características
construtivas.
Em um projeto onde a área no plano XY a ser trabalhada é maior, a altura total
requerida pelos braços também poderia aumentar muito a dimensão total da minifresadora
CNC, tornando-se uma alternativa menos atraente para um projeto mais portátil.
22
3 Minifresadora CNC
Antes de determinar as principais características da máquina fresadora para projetos
de pequeno porte, permitindo a manufatura assistida por computador (CAM), foi realizada
uma breve pesquisa do “estado da arte” de máquinas tipo “minifresadora”, operadas por
comando numérico computadorizado (CNC) já estabelecidas no mercado, visando conhecer
quais são as principais características e limitações de cada máquina, extraindo-se desses
dados uma base comparativa com a realidade industrial para aplicações de pequeno porte
como as citadas por Silva [1] a respeito de uma minifresadora CNC para CAM.
3.1 Fresadoras Industriais
As informações de algumas máquinas tipo fresadora CNC de fornecedores operando
no mercado brasileiro, como a Nova Didacta [7] e a PACOL [8], foram consolidadas na
Tabela 1. Os produtos verificados são todos de tamanhos considerados de “bancada” ou
“mini”, pois são produtos que mais se assemelham ao objetivo aqui proposto.
Tabela 1 – Principais características de algumas Fresadoras Verticais encontradas no
mercado nacional brasileiro
Característica
(Descrição)
Nova Didacta
[7]
Nova Didacta
[7]
PACOL
[8]
Modelo 190VMCxi MidiMill Mini Fresadora
Avanço Rápido nos Eixos
(mm/min) 2000 600 20.000
Curso dos Eixos X/Y/Z
(mm) 225/150/140 300/180/230 300/200/250
Mesa de Trabalho
(mm) 410 x 130 450 x 153 400 x 145
Velocidade do Spindle
(RPM) 350 a 3500 200 a 4000 7.000 a 24.000
Dimensões da Máquina
(X/Y/Z - mm) 890/610/680 840/630/710 817/817/1062
Peso da Máquina
(Kg) 150 90 200
Preço estimado 02/15
(R$) 120.000,00 85.000,00 75.000,00
23
3.2 Características das Minifresadoras CNC no mercado
O primeiro aspecto é o tamanho da fresadora. Os produtos analisados possuem
dimensões “X/Y/Z” em torno de 850/650/700 (mm), respectivamente. A mesa de trabalho,
por sua vez, possui uma área média de 420 x 140 (mm).
Este tipo de máquina tem peso em torno de 150 kg e o preço gira em torno de
R$ 100.000,00 (cem mil reais) ou ainda cerca de US$ 35.000,00 (trinta e cinco mil dólares
americanos), que restringe sua aquisição e portabilidade, fatores importantes se uma Mini
fresadora CNC fosse utilizada para ensino e treinamento.
3.3 Definições das Principais Características e Requisitos de Projeto
Analisando as características descritas nestas fresadoras, é possível identificar que
produtos similares não suprem o nicho de aplicação de pequenas usinagens, assistidas por
computador, realizadas com maquinário de custo mais baixo e acessível, contribuindo para
desmistificar conceitos como CNC e CAM.
Assim, dentre os direcionadores e diferenciais construtivos que este trabalho propõe,
bem como algumas de suas restrições ou limitações, tem-se:
3.3.1 Custo
O principal direcionador no presente estudo está associado a restrições de custo.
A minifresadora CNC, proposta neste trabalho, deve possuir um custo reduzido, para que a
mesma possa ser adquirida por uma gama mais ampliada de laboratórios, empresas e
instituições de ensino, principalmente de pequeno porte, ou mesmo por usuários finais.
A estimativa de quanto um custo mais baixo ainda consegue viabilizar a construção
de uma minifresadora CNC é um aspecto difícil de ser quantificado a priori, sem saber todos
os requisitos envolvidos. Por este motivo, neste trabalho, será assumido como ponto de
partida um custo para construção restrito ao patamar de US$ 4.000,00 (quatro mil dólares
americanos), na cotação atual, o qual se enquadra numa redução de uma ordem de grandeza
dos preços atualmente praticados. Por outro lado, esta restrição de custo não implicará na
redução de desempenho de outras características de projeto, como será analisado nos itens
subsequentes.
24
3.3.2 Área de trabalho
A minifresadora CNC deve ter uma área de trabalho igual ou mesmo maior que a
área das demais fresadoras verticais CNC comercializadas. Uma característica desejável é
que a área de trabalho fosse igual ou maior que uma folha A3 (420 mm x 297 mm), pois
permitiria que uma peça maior fosse usinada numa única operação de posicionamento, sem
exigir que fosse usinada em partes ou reposicionada.
Pode-se notar que tal área de trabalho permitiria a usinagem de dimensões maiores
que o dobro do disponível no mercado, pois permitiria a usinagem contínua num círculo
inscrito de aproximadamente 300 mm. Também com essas dimensões seria possível
trabalhar objetos planos, como chapas de alumínio, plástico ou madeira.
3.3.3 Dimensões da Máquina
A minifresadora CNC deve ter dimensões de instalação limitadas ao máximo “X/Y”
1000/1000 (mm), sendo desejável que pelo menos uma das dimensões (X, Y ou Z) seja
menor que 650 mm, para viabilizar a passagem por portas de larguras convencionais sem
nenhuma desmontagem. Essas dimensões serão pequenas o suficiente para serem postas em
uma bancada robusta, como também permitem que haja espaço suficiente para a instalação
de todos os componentes internos da máquina.
3.3.4 Capacidade de Usinagem
A minifresadora CNC deve ser capaz de usinar materiais poliméricos como acrílico
e ABS, no mínimo. Contudo, é desejável que ela também possa usinar peças em alumínio
ou em aços mais dúcteis ou com menor teor de carbono, como o aço carbono AISI 1020.
3.3.5 Manutenção pelo usuário
Como o perfil assumido para o comprador desse tipo de máquina é de um indivíduo
não muito especializado, é recomendável minimizar a quantidade de peças móveis, com o
intuito de reduzir a necessidade de calibração, e reduzir o número de pontos onde poderia
haver a necessidade de manutenção periódica.
Outro direcionador neste trabalho é viabilizar a utilização de peças e componentes
padronizados, como eixos, fusos e rolamentos. Isso contribuirá para reduzir custos e facilitar
a manutenção, quando vier a ser necessária a reposição de componentes desgastados ou
danificados por outros novos e encontráveis no mercado com maior facilidade.
25
3.3.6 Spindle versus Router
Apesar de o público-alvo ser formado de indivíduos sem uma maior especialização
nas áreas de usinagem e prototipagem rápida, ainda existirão usuários que possuem maior
conhecimento de usinagem e desejam extrair da minifresadora CNC o seu máximo, fazendo
experiências próprias, usando bits e ferramentas de cortes personalizados.
Atendendo a esta potencial demanda de usuários, optou-se pelo uso de um spindle,
cujo sistema de corte possui controle de velocidade. Outra opção seria o uso de router,
porém o mesmo não possui controle de velocidade . Concluindo, o uso de spindle abre a
opção da seleção da velocidade mais eficiente para o corte do material sob usinagem.
3.3.7 Precisão disponível para Usinagem
A definição da precisão requerida,segundo o entendimento de John Saunders [9],
passa pela análise do que usualmente seria considerado como precisão satisfatória para
usinagens comuns. Em usinagens, consideradas comuns, a precisão indicada é de 0,05mm
ou 0,002”, segundo o mesmo autor. Adotando-se que usinagens de acabamento têm avanços
significativamente menores que 50% do desbaste, poder-se-ia considerar que a perda de
precisão estaria limitada pelas deformações a cerca de 20μm.
Como será visto posteriormente, se o projeto usar em cada eixo da minifresadora
CNC um motor de passo com resolução angular de 200 passos por volta (1,8°/passo)
acoplado a um fuso helicoidal de esferas recirculantes com passo de 5mm, a resolução
endereçável de posicionamento será de 25μm para passos plenos, durante usinagem de
desbaste. Já as operações de acabamento, exigindo menos esforços e menor torque,
permitiriam que os motores fossem energizados em meio passo, resultando numa resolução
de posicionamento de 12,5μm. Nesta primeira avaliação, observa-se que a resolução angular
do sistema mecânico pode ser até menor que as incertezas de usinagem associadas às
deformações da ferramenta de corte.
Assim, se forem consultadas as tabelas metrológicas para os ajustes de folga e
tolerância, como a “Tabela 1” da ABNT NBR 6158 [2], e considerando que a maior parte
das montagens mecânicas tem tolerância com graus IT na faixa IT6 a IT9, é possível
constatar que a minifresadora CNC poderá usinar em desbaste peças, maiores com
tolerâncias grau IT8 – Figura 5] (dentro da área tracejada em vermelho) – ou atender
tolerâncias mais restritivas como IT7, mesmo para dimensões menores, se a minifresadora
estivesse usinando com grau de acabamento (área com linha contínua na cor azul).
26
Figura 5 – Tabela adaptada da NBR-6158, com Graus IT de tolerância-padrão.
Destacam-se as prováveis tolerâncias da minifresadora CNC para o desbaste (área
vermelha tracejada) e para usinagem de acabamento (área com linha em azul).
3.3.8 Outros Requisitos
Há requisitos secundários que também são requisitos desejáveis, porém não são
essenciais no projeto da minifresadora CNC. Só devem ser considerados se não interferirem
nos requisitos primários, descritos anteriormente.
3.3.8.1 Encapsulamento da Área de Trabalho
Uma característica desejada é a possibilidade de encapsular a área de trabalho em um
ambiente fechado, podendo-se, assim, evitar que qualquer forma de cavaco possa contaminar
o ambiente externo, ou seja, criando-se uma estrutura nos dois eixos estudados que facilite
o seu fechamento. Essa característica é particularmente necessária se a mini fresadora CNC
for considerada para ser utilizada dentro de ambiente residencial ou de escritório, onde a
projeção de cavacos é potencialmente mais perigosa na proximidade de pessoas sem
27
equipamentos de proteção individual (EPI) adequados, ou mesmo onde minimizar fontes de
sujeira é um critério importante.
3.3.8.2 Ferramentas de Corte, Fluidos de Corte e Remoção de Cavaco
Não deverá ser necessário o uso de fluidos de corte, e as ferramentas de corte
utilizadas deverão ser escolhidas de modo a permitir tal requerimento, utilizando-se os
parâmetros de usinagem para reduzir a temperatura gerada pelo corte.
A minifresadora CNC poderá ser capaz de receber sistemas auxiliares de sopragem
de ar para remoção de cavaco – sopro e aspiração de ar – e refrigeração do spindle e
ferramenta de corte. Contudo, não faz parte deste trabalho a seleção ou especificação de tais
sistemas.
3.3.8.3 Malha do Sistema de Controle
Poderia ser necessário o uso de sensores e encoders para certificar o posicionamento
exato da fresa a todo o momento, de forma a eventualmente compensar alguma perda de
posicionamento em quaisquer dos eixos que viesse a ser identificada. Neste caso, o
posicionamento de cada eixo usaria um sistema de controle em malha fechada, o que
aumentaria a complexidade e os custos do projeto. Optou-se em operar o sistema em malha
aberta, contando-se com este modo de operação que os motores de passo permitem, desde
que não operem próximos do valor máximo do seu torque teórico. A operação de motores
de passo em malha aberta, sem o uso de encoders, tem sido o principal modo de controlar
os motores em impressoras matriciais e continua sendo largamente utilizado em diversas
aplicações industriais.
3.3.8.4 Sistema de Segurança para Proteção de Sobrecarga em Usinagem
Outra característica desejável seria monitorar a velocidade de rotação e consumo de
corrente do spindle, para certificar que os parâmetros de usinagem estejam adequados para
os trabalhos de fresamento. Por exemplo, se for percebido variação abrupta da rotação e/ou
da corrente no motor do spindle, um sistema de proteção protegeria a máquina fresadora, sua
ferramenta de corte e a peça trabalhada, pausando a operação e aguardando a intervenção do
operador. Assim, se tiver havido algum dano na fresa, problemas de fixação da peça ou
mesmo erros na programação CNC, o sistema estaria protegido.
É recomendável que o projeto dos sistemas de operação da minifresadora CNC seja
compatível com este sistema de segurança, o qual idealmente deveria ser independente da
28
programação usual do operador, de forma que monitore e projete todo o sistema, em tempo
real. Contudo, o melhor detalhamento deste sistema de segurança não faz parte do escopo
deste trabalho.
29
4 Esforços em Ferramenta de Corte tipo Fresa
O desenvolvimento do projeto assume algumas premissas e parâmetros iniciais,
baseados em equipamentos de características similares, para que seja possível o
dimensionamento da minifresadora CNC. À medida que o projeto prosseguir, será verificado
se as premissas iniciais são mantidas ou precisam ser alteradas, refinando-se ou ajustando-
se os parâmetros, quando necessário. Assim será possível estimar os esforços envolvidos na
usinagem e como a estrutura proposta se comportará.
4.1 Forças de Usinagem
A análise se inicia nas forças de usinagem, definindo o tipo de operação que mais
exige esforços do sistema e, a partir desse ponto, são encontradas as variáveis necessárias
para determinar a potência e forças de usinagem. Essas variáveis serão posteriormente
alteradas, de forma a encontrar um ponto ótimo onde os esforços criados pela usinagem não
excedam a capacidade do motor no cabeçote do spindle.
4.2 Potência Inicial do Spindle
Na figura [6], são apresentados os dois tipos de fresamento de topo que podem ser
considerados. No exemplo da esquerda, pode-se ver que apenas uma parte da ferramenta de
corte está em contato com o material a ser usinado. Isso quer dizer que uma menor
quantidade de faces de corte está de fato cortando em um dado momento, o que reduz os
esforços totais existentes. Portanto, a primeira imagem representa o caso onde a força de
corte é maior. Durante esse tipo de usinagem o ângulo de entrada a ser considerado será de
𝜑 = 0 Rad e o ângulo de saída será de 𝜑 = 𝜋 Rad. Ao analisar a rotação e retirada de cavaco
durante o fresamento, pode-se observar que os dois casos extremos de variação de força
serão quando 𝐹1 e 𝐹2 estiverem a 45 graus em relação à horizontal e quando a força 𝐹2 estiver
paralela com a horizontal como visto na figura [7].
30
Figura 6 – Fresamento de topo – contato parcial (esq.) ou total (dir.) com o material.
Fonte: http://mmborges.com/processos/usinagem/fresamento.htm
Ao analisar a rotação da fresa e a retirada de cavaco durante o fresamento em todo o
semicírculo fresado, pode-se observar que os dois casos extremos de variação de força serão
quando F1 e F2 estiverem a 45 graus em relação à horizontal e quando a força F2 estiver
paralela com a horizontal, como visto na Figura 7.
Figura 7 – Representação das forças nos dentes de uma fresa com contato total.
Durante o processo de fresamento, a espessura do cavaco varia, possuindo uma
espessura mínima na entrada e saída e uma espessura máxima, de valor igual ao avanço por
dente, no meio do trajeto. Portanto, pode-se concluir que no caso da esquerda na Figura 7,
as espessuras do cavaco são equivalentes em F1 e F2 e as forças de usinagem têm amplitudes
semelhantes nas duas direções, enquanto que no caso ilustrado à direita, existe uma força
máxima lateral, F2 em um valor mínimo para F1. Analisando apenas os ângulos envolvidos,
31
pode-se dizer que desses dois pontos o que possuirá maior força necessária será a primeira
situação. Isso se dá, pois, se o cavaco estiver a 45°, a espessura deve ser a projeção da
velocidade de avanço, que neste caso seria 𝐾𝑠𝑖𝑛(±45) = 0,7𝐾, mas como são dois cavacos:
2x0,7 = 1,4K por outro lado o cavaco na frente será 𝐾𝑠𝑖𝑛(90) = 𝐾
Caso sejam utilizadas fresas com apenas dois dentes, ocorre a necessidade de redução
de velocidade de avanço e o aumento da velocidade de rotação se comparado à fresa de
quatro dentes, pois as forças resultantes da aresta de corte são assimétricas, o que resulta em
um aumento da vibração e, consequentemente, a redução da qualidade superficial.
Para calcular a potência do spindle, inicialmente será necessário definir as variáveis.
Retirou-se o avanço por dente “𝑎𝑑” e a velocidade de corte “𝑉𝑐” da Tabela I.V.4 e I.V.5 [10],
respectivamente, enquanto que a pressão específica de corte, “𝑘𝑠” e uma constante
adimensional “𝑧” foram retiradas da Tabela 12.3, presentes em [10]. Essas variáveis são
tabeladas para cada material, e inúmeros estudos já foram feitos para garantir a máxima
eficiência.
Para retirar da tabela os valores de “𝑎𝑑” e “𝑉𝑐” será necessário determinar o tipo de
material da qual será feita a ferramenta de corte e o tipo de material a ser usinado. Para
escolher o tipo de ferramenta de corte, foram analisados o custo e a acessibilidade das
ferramentas. Consultando o material didático do curso de graduação [3], é possível ver que
os custos de ferramentas de aço rápido são menores que as ferramentas de metal duro. Para
confirmar a maior acessibilidade das ferramentas em aço rápido, foi realizada uma pesquisa
no site da internet de uma loja de venda de ferramentas de usinagem em geral [11], onde seu
catálogo online apresenta fresas de aço rápido numa variedade muito maior e a um custo
mais reduzido, quando comparadas com as ferramentas de metal duro. Portanto, serão
utilizadas ferramentas de aço rápido como parâmetro de usinagem para o desenvolvimento
da minifresadora CNC.
Para a escolha da pressão de corte, “𝑘𝑠”, e a constante “𝑧”, o material que será
usinado precisa ser definido. Para isso retomam-se os requisitos iniciais propostos no item
3.3.4, onde foi especificado que a minifresadora CNC teria capacidade para usinar aços
dúcteis como o aço AISI 1020. Portanto, serão utilizados valores tabelados para essas
variáveis que representem aços com as mesmas características físicas de aços AISI 1020,
conforme registrado na Tabela 2.
32
Tabela 2 - Valores das variáveis de corte para aços com baixo teor de carbono
Variável Unidade Valor
ad mm/dente 0,15 a 0,25
Vc m/min 21 a 30 ou 90 a 200 [MD]
ks N/m2 1500
z Adimensional 0,25
Fonte: http://www.mecanica.ufrj.br/util/b2evolution/media/blogs/joseluis/usinagem.pdf [10]
Dos valores apresentados na Tabela 2, para a usinagem de desbaste, serão utilizados
os valores de 0,25 mm/dente para o avanço por dente e de 21 m/min para a velocidade de
corte. Já para usinagem de acabamento os valores seriam de 0,15 mm e 30 m/min,
respectivamente.
Durante a usinagem de desbaste o acabamento superficial é secundário e o objetivo
principal é a retirada de material, enquanto que na usinagem com grau de acabamento o
avanço é reduzido e a velocidade de usinagem é aumentada, o que reduz a espessura média
do cavaco e a rugosidade superficial. Isso resulta numa usinagem de acabamento requerendo
menor potência e torque do spindle do que os requeridos pelo desbaste.
Já as variáveis de profundidade de corte ”𝑃”, diâmetro da ferramenta de corte ”𝐷” e
quantidade de dentes da ferramenta de corte ”𝑧𝐷𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠” são variáveis escolhidas pelo
operador, são dependentes do quanto material o usuário deseja retirar a cada passada da
ferramenta e, portanto, serão usados valores que representam as situações mais adversas as
quais se desejam submeter a fresadora. Dessas variáveis iniciais pode-se obter a velocidade
de rotação do spindle ”𝑛” em rotações/min , o avanço “𝑎” em mm e a velocidade de avanço
”𝑉𝑎” em mm/min. É importante notar que as equações a seguir foram preparadas para receber
os valores diretos das variáveis como descritos anteriormente sem a necessidade de
transformações para o SI.
n =Vc1000
πDmm (1)
a = adzdentesmm (2)
Va = a. nmm/min (3)
33
Para determinar os maiores valores desejados para "𝑃", "𝐷" e "𝑧𝐷𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠 foram
consultados técnicos da área de usinagem que determinaram uma faixa de valores
encontrados em seu dia a dia e, dessa faixa, os valores, que melhor permitiam a redução dos
esforços sem comprometer a eficiência da retirada de material, foram selecionados.
P = 1.2mm (4)
D = 1.2mm (5)
Zdentes = 4 (6)
Tendo em conhecimento os valores das variáveis descritas anteriormente e o tipo de
fresamento feito é possível determinar os valores para a espessura média do cavaco retirado
por cada dente da ferramenta de corte, ℎ𝑚, em mm, a pressão média de corte, 𝑘𝑠𝑚, e
finalmente a potência do spindle, Pc, em Kw. Como os motores possuem resistências internas
e sofrem de perdas, é necessário considerar uma máxima eficiência. Isso nos leva a um novo
valor para a potência que inclui a sua eficiência ”𝑃𝑚”. Deve-se notar que, para o cálculo da
espessura média do cavaco, os valores de 𝜑 devem ser considerados em radianos [12].
ℎ𝑚 =1
𝜑2−𝜑1𝑎𝑑𝑆𝑖𝑛(𝑥)(𝑐𝑜𝑠(𝜑1) − 𝑐𝑜𝑠(𝜑2)) (7)
𝑘𝑠𝑚 = 𝑘𝑠ℎ𝑚−𝑧 (8)
𝑃𝑐 =𝑘𝑠𝑚.𝐷.𝑃.𝑉𝑎
6∗107 (9)
𝑃𝑚 = 𝑃𝑐/
𝜂 (10
)
Resolvendo a equação [3] determinamos que a espessura média do cavaco possui
um valor de 0.15mm, e podemos finalmente determinar que a potência necessária do spindle
será de 317watts. Considerando uma eficiência de 0.6, teremos a potência média de
529watts.
34
4.3 Forças Verticais e Horizontais
As forças horizontais e verticais serão, nesse instante, consideradas iguais, para todos
os efeitos. Isso é possível se for considerado o fato de que o tamanho do cavaco para qualquer
direção possui a mesma espessura e o material é homogêneo. Isso não ocorre na realidade,
porém a maior parte das forças presentes são horizontais no processo de fresamento de topo,
e, assim, podemos supor que as forças verticais serão iguais ou menores. Futuramente outros
casos serão analisados para validar essa proposta. Para calcular as forças presentes serão
utilizados os valores da pressão específica de corte, espessura média do cavaco e a
profundidade vista na seção 2.
Para calcular as forças presentes foi utilizado o conceito central da qual divergem as
diversas abordagens não numéricas para o cálculo da força de usinagem. Esse conceito diz
que a força de corte é igual a área do cavaco em contato com a ferramenta "𝐴" vezes a pressão
específica média de corte 𝐾𝑠𝑚 [12].
𝐹 = 𝐾𝑠𝑚. ℎ𝑚. 𝑃 (11)
Temos assim um valor de 453 N para as forças de usinagem verticais e horizontais.
A equação 4 possui uma constante empírica que não é bem definida "𝐾𝑠𝑚". Essa constante
é influenciada por uma série de fatores onde pequenas mudanças de caráter podem gerar
resultados completamente diferentes. Alguns desses fatores são:
a) Material da peça;
b) Material e geometria da ferramenta;
c) Condições de lubrificação e refrigeração ;
d) Estado de afiação da ferramenta ;
e) Velocidade de corte.
Além dessa série de influências, autores como Taylor, Hucks e Kronenberg e
instituições como: ASME e AWF já propuseram fórmulas para o cálculo de K [14], onde
seus valores para uma mesma situação podem variar significativamente. Devido a essa
incerteza e a variação instantânea entre o momento de entrada da aresta de corte e sua saída
da peça, a força de corte terá um fator de segurança de 2.0 para garantir que a estrutura
suporte os esforços sem deformar além do desejado. A força será então de 453 N e aplicando
esse fator de segurança, a força final será de 907 N.
35
A necessidade do coeficiente de segurança é reforçada se analisarmos a variação
instantânea da força de corte onde, em sua espessura máxima do cavaco de 0.25mm daria
uma força de 712N de pico, durante o processo de usinagem.
Para certificar do método usado, também foram analisados projetos que compararam
forças teóricas com forças experimentais de corte [13]. Nessa tese é analisado o processo de
furação onde ele utiliza a equação de Kienzle para determinar a força teórica. Após comparar
as forças teóricas com as forças experimentais foi possível observar uma diferença máxima
de 34% para mais nas forças experimentais, portanto utilizar um fator de segurança de dois
garantirá que qualquer variação extra possa ser facilmente compensada.
4.4 Força de Furação com Broca
Como a proposta da fresadora é servir em locais comuns e fazendo uma variedade de
operações, existe a chance da fresadora ter que fazer operações utilizando brocas comuns de
aço rápido para o processo de furação. Dada essa possibilidade ocorrer é necessário analisar
essa operação e verificar os esforços presentes para saber qual a potência necessária do
spindle e quais as forças exercidas sobre a estrutura da fresadora. Também é importante fazer
essa análise para validar a hipótese de que as forças horizontais são maiores ou iguais que as
verticais.
Para determinar essa força de avanço serão necessários três coeficientes intrínsecos
do material usinado que são 𝐶2, 𝑥2 e 𝑦2 [12]. A força de furação também é determinada pelo
diâmetro da broca e o avanço que a ferramenta tem. Como uma broca possui dois dentes ao
invés de 4, iremos utilizar o avanço da fresadora como se ela tivesse também com dois dentes
e calculando esse avanço usando as equações da seção 2.
𝐹𝑚𝑎𝑥 = 𝐶2𝐷𝑥2𝑎𝑦2 (12)
Utilizando a equação 5 tem-se que a força de furação é de 324 N. Esse valor, portanto
é menor que o valor obtido na seção 3 de 453 N. Isso implica que as forças verticais são
provavelmente menores que as horizontais, porém, para efeito de segurança, iremos
considerar que as forças horizontais e verticais possuem o mesmo valor.
36
5 Definindo a Configuração da Minifresadora CNC
A determinação da configuração que será adotada no projeto, será do tipo tradicional,
onde a movimentação nos eixos XYZ é realizada por fusos ortogonais entre si, que facilitará
o domínio tecnológico da minifresadora CNC.
As estruturas selecionadas operam basicamente numa das seguintes configurações
(Cfg):
a) Cfg-1: Apenas o cabeçote com o spindle se move - Figura 8].
b) Cfg-2: Toda a estrutura se movimenta - Figura 9].
.
Figura 8 – Cfg-1: Apenas o Cabeçote se Move.
37
Figura 9 – Cfg-2: Toda a Estrutura se Move.
Cfg-1 necessita apenas de um fuso no mecanismo vertical e duas guias lineares; já
Cfg-2 exige a mesma quantidade desses componentes em cada lado, duplicando a quantidade
no projeto.
Contudo, Cfg-1 possui um menor curso útil em relação à Cfg-2. Outro fator limitante
da primeira configuração é uma maior distância entre a superfície a ser usinada e o centro
da viga do barramento onde irá induzir maiores momentos fletores e torsores, durante a
operação de usinagem. Neste caso, é adequado determinar quão maior serão os esforços
(momentos) existentes em Cfg-1, quando comparados com Cfg-2.
5.1 Análise Comparativa da Rigidez de cada Configuração
Para essa determinação de esforços, será necessário termos uma estimativa de
algumas dimensões. Assumindo-se que o volume de trabalho seja próximo aos
comprimentos dos formatos de desenho A3, A4 e A5, teremos:
𝐿𝑋 = 400𝑚𝑚 ; 𝐿𝑌 = 300𝑚𝑚 ; 𝐿𝑍 = 200𝑚𝑚 (13)
Realizando-se um esboço preliminar de cada configuração, observou-se que a altura
até a superfície de corte em função da configuração, mas nos dois casos existe um
38
afastamento máximo, estimado como 100mmm com a distância para Cfg-1 sendo de
250mm. Para Cfg-1, o momento (𝜏) é ainda maior, pois é necessário acrescentar o curso
vertical, Lz. Para Cfg-2, assume-se que as torres laterais são suficientemente rígidas e suas
deflexões elásticas serão desprezadas, para efeitos desta comparação.
A força de usinagem (F) é calculada mais precisamente no item XYZ, à frente. Para
os cálculos desta seção, é possível assumir e antecipar, conservativamente, que a máxima
força de usinagem para desbaste é 900 N.
τ = F. d (14)
τ𝐶𝑓𝑔−1 = 900 (0,1 + 0,2) = 270𝑁𝑚 (15)
τ𝐶𝑓𝑔−2 = 900 (0,1) = 90𝑁𝑚 (16)
5.1.1 Comparação das deflexões no barramento devido ao momento fletor
Durante o processo de flexão de uma viga, o ponto de inversão das tensões não se
movimenta ortogonalmente, porém ocorre uma torção dessa posição onde a deflexão é
angular. Como a ponta da ferramenta está situada a uma distância Lz em relação ao ponto de
torção, existe uma distância linear que pode ser calculada. Essa deflexão linear causada pela
torção pode ser vista na figura a seguir:
Figura 10 – Análise da variação do ângulo durante a flexão.
39
Para calcular essa deflexão sofrida, deve-se iniciar calculando o ângulo máximo
sofrido pela estrutura. Sabe-se que o ponto de máxima deflexão da estrutura fica situada a
uma distância de 𝑌𝑚𝑎𝑥 =𝐿
2√3 e a flecha máxima é calculada por:
𝑓𝑚𝑎𝑥 =𝑚𝑙2
72𝐸𝐼√3 (17)
Usando essas duas equações como exposto na figura [11] é possível avaliar o valor do ângulo
β cujo valor será de:
Figura 11 – Cfg-1: Apenas o Cabeçote se Move.
40
𝑠𝑖𝑛(β) =𝑓𝑚𝑎𝑥
𝑥 (18)
Como as deformações desejadas da estrutura são mínimas, podemos concluir que os
ângulos sofridos deverão ser inferiores a essas, o que permite o uso do teorema dos
ângulos pequenos que torna:
𝑠𝑖𝑛(β) = β (19)
Como estamos avaliando um caso onde a maior parte das variáveis é igual, pode-se
agrupá-los em uma variável chamada Const . Isso faz com que as equações se reduzam a:
β = M𝐶𝑜𝑛𝑠𝑡 (20)
Observa-se na figura acima que a distância percorrida pela ponta da ferramenta será
de
𝑥 = 𝐿𝑠𝑖𝑛 (β) (21)
Portanto, temos que a diferença das distâncias percorridas pelas extremidades das
fresas em Cfg-1 será de 5 vezes a de Cfg-2.
5.1.2 Comparação das deflexões no barramento devido ao momento torsor
41
O outro movimento que a viga central pode sofrer será a de rotação causado pelo torque
de uma força frontal visto na figura a seguir como um X.
Figura 12 – Cfg-1: Apenas o Cabeçote se Move.
Isso fará com que a viga se torcione e novamente essa rotação causará a ponta da
ferramenta a se deslocar como visto a seguir:
Figura 13 – Cfg-1: Viga deformando elasticamente após a aplicação de um momento
torsional.
Para determinar esse ângulo utilizaremos a equação:
42
𝛼 =𝜏𝐿
𝐼𝐺 (22)
Onde temos 𝛼 como sendo o ângulo desejado, 𝜏 o momento causado pela força, L
como a distância do ponto de aplicação da força e a base da viga, I como o momento de
inércia da viga e G o modo de elasticidade da viga.
Sabemos que para a torção das duas configurações a única coisa que altera da
equação acima é o torque, portanto podemos dizer que para o Cfg-1 𝛼 = 225𝑐 e para Cfg-
2 𝛼 = 90𝑐.
Como se deseja uma deformação mínima da viga, utilizaremos novamente o teorema
que determina que o seno de um ângulo pequeno possa ser aproximado pelo próprio ângulo.
Também podemos determinar que a distância percorrida pela ponta da ferramenta durante a
deformação pode ser calculada como 𝑋 = 𝐿 sin 𝑎
Figura 14 – Cfg-1: Ângulo defletido pela Viga e o cálculo do ângulo.
http://www.karferro.com.br/produtos/viga_u_laminada_1_alma.jpg
Para fazer a avaliação teórica sabemos que, para pequenos ângulos, sin( 225𝑐) será
2,5 vezes maior que o valor de sin( 90𝑐), portanto temos que, unindo as duas equações, a
distância percorrida pela ponta da ferramenta será 6,5 vezes maior no Cfg-1 do que Cfg-2.
43
5.1.3 Justificativa para a Seleção da Configuração do Projeto
Considerando-se que o projeto Cfg-2 é até 6,5 vezes mais robusto que Cfg-1, seria
intuitivamente mais promissor utilizar essa configuração, porém o custo de engenharia para
enrijecer com seção transversal de aço, cerca de 10x as inércias, ainda muito menor que o
de usar fusos e guias duplicados necessários para o projeto de Cfg-2. Como o projeto é
interativo e como será visto, os perfis, mesmo sendo reforçados, ainda são tecnicamente
exequíveis, sem comprometer as premissas do projeto. O uso de barramento mais robusto
também contribui para aumentar a inércia próxima do spindle e reduzir a frequência natural
de vibração, sem se tornar tão pesado que os motores não consigam acionar o eixo “Z”, ou
comprometer a manobrabilidade no plano XY. Portanto, podemos determinar que a estrutura
a ser usada será a do MODO 1.
5.2 Características da Configuração escolhida
A configuração escolhida para a presente proposta é um pouco diferente das
apresentadas em outros projetos. Um dos motivos que esta configuração não ser
normalmente utilizada é por necessitar de uma estrutura fechada. Ela possui o cabeçote
realizando a movimentação em X, Y e Z como visto na Figura 2], porém com o movimento
do eixo Y não ocorre na base da máquina, mas em uma plataforma mais elevada que a mesa
de trabalho, como pode ser observado também na Figura [15].
Figura 15 – Minifresadora CNC na configuração escolhida.
44
Apesar de ter esforços variáveis de momento em relação barramento superior, esta
configuração requer uma menor quantidade de guias lineares e seus carros, reduzindo o custo
do projeto de uma forma geral e significativa. Além da redução de custo, esta configuração
também permite que uma estrutura em perfis tubulares, de seção retangular, possa ser usada
para melhor suportar os esforços de usinagem, minimizando as deflexões do sistema. As
guias sendo montadas numa posição elevada, também contribuem para reduzir os braços de
alavanca no eixo Y, que causariam um momento desnecessariamente maior.
Além das características estruturais e de menor custo, esta configuração também
possui a vantagem de oferecer uma maior área de trabalho em relação à estrutura total da
máquina, o que torna o volume da área de trabalho próxima do tamanho total da fresadora.
Vale lembrar que, por possuir uma movimentação linear em eixos ortogonais,
operando em coordenadas cartesianas, a programação e cálculo de movimentação serão
muito simplificados em relação a outros modelos, como os sistemas com braço robótico
antropomórfico.
Eixo x (mm) Eixo y(mm) Eixo z(mm)
Fuso 560 520 200
Eixo Guia 600 600 200
Estrutura 600 700 250
45
6 Projeto da Fresadora
Neste capítulo, os esforços de usinagem calculados no capítulo 4 serão aplicados na
estrutura da fresadora. Assim será possível determinar a deformação de cada componente
estrutural e os parâmetros necessários para que essas deformações se mantenham dentro de
um limite pré-estabelecido.
O cálculo da rigidez de uma estrutura será dividido em duas partes:
Cálculo da rigidez estrutural estática;
Cálculo da rigidez estrutural dinâmica.
O cálculo da rigidez estática depende apenas da distribuição das forças e
momentos máximos presentes no sistema e como a estrutura irá se deformar quando
submetido a estes. Já a rigidez dinâmica da estrutura depende de como ela comportará
perante a variação das forças e em que momento essas forças entrarão em ressonância,
causando assim, uma amplificação dos esforços e deformações.
6.1 Forças na viga de Movimento X
Para determinar as forças presentes no eixo x deve-se criar um diagrama de corpo
livre para determinar as forças e momentos presentes.
46
Figura 16 – Diagrama dos esforços e momentos presentes durante o fresamento.
Dos capítulos anteriores, podemos determinar que as forças e momentos para cada
uma das direções e os comprimentos até seus eixos serão de:
47
Tabela 3 - Valores das variáveis de corte para aços com baixo teor de
carbono.
z=270mm Fz=900N Mzy=243Nm
x=300mm Fx=900N Mzx=270Nm
y=160mm Fy=900N Myz=144Nm
O momento foi calculado utilizando a equação já apresentada 𝜏 = 𝐹𝑑, e está sendo
exposto como o Momento distancia pela força (Myz).
Temos então uma torção sendo causada pelo somatório de dois momentos, Mzy e
Myz. Também se tem uma flexão causada pelo momento em Z.
Para determinar as flechas e deformações causadas por essas forças iniciaremos
escolhendo uma viga para resistir a esses esforços cortantes e de momento (fletor e torsor).
A inspeção dos valores indica que as maiores deformações serão causadas pelos momentos
e a peça deverá resistir bem a eles. Isso levaria à escolha de perfis que possuam formatos
fechados, e um maior momento de inércia a torção. Porém, deve-se ter acesso ao interior
dessa viga para fixação dos componentes e, por isso, vigas fechadas não são usadas nesse
barramento. Notar que a fresadora deve ser compacta e a escolha de vigas I impede a fixação
de guias lineares e de suas estruturas para o eixo Z.
Devido a essas limitações foi escolhida uma viga U com dimensões nominais de
6”x2” onde a altura é igual a 152,4 mm e as abas possuem uma dimensão de 57,89mm. As
demais características e dimensões desse perfil podem ser encontradas na figura a seguir:
48
Figura 17 – Representação da viga selecionada para ser usada no barramento central da
fresadora e Tabela de dimensões de vigas em “U”-Vide anexo-
Fontes: Livro Projetista de Máquinas Protec [15]
Deve-se notar que com peso linear de 23kg/m [15] e 600mm, essa viga não possui
uma massa grande o suficiente para influenciar nos cálculos de deflexão, portanto ela será
desconsiderada.
Antes de determinar as flechas, será testado o fator de segurança que essa viga possui
em relação ao seu limite de escoamento. Inicia-se determinando o gráfico da força cortante
e momento fletor. Sabemos que o somatório das forças e dos momentos tem que ser
equivalente a zero.
∑𝐹 = 0 (23
)
49
∑𝑀 = 0 (24)
Figura 18 – Diagrama de forças e momentos no barramento principal.
Isso leva a ter uma força de reação igual a R1=45N e R2=945N. Essas reações são
utilizadas para criar funções de singularidade [16] que, por sua vez, são usados para calcular
os gráficos do esforço cortante e do momento fletor.
𝑞(𝑥) = −45 < 𝑥 >−1− 900 < 𝑥 −𝑙
2>−1+ 243 < 𝑥 −
𝑙
2>−2+ 945 < 𝑥 − l >−1 (25)
50
𝑉(𝑥) = +45 < 𝑥 >0+ 900 < 𝑥 −𝑙
2>0− 243 < 𝑥 −
𝑙
2>−1− 945 < 𝑥 − l >0 (26)
𝑀(𝑥) = −45 < 𝑥 >1− 900 < 𝑥 −𝑙
2>1+ 243 < 𝑥 −
𝑙
2>0+ 945 < 𝑥 − l >1 (27)
Figura 19 – Gráfico da força cortante e do momento fletor e representação do diagrama
de corpo livre.
51
Analisando os gráficos constata-se que o momento máximo, situado no centro da
viga, é de 𝑀 = 256 𝑁𝑚, a distância máxima da linha de simetria horizontal até a borda do
perfil em U é de 𝑦𝑚𝑎𝑥 = 76mm. O momento de inércia 𝐼𝑧𝑧 = 8121,6 × 106 𝑚𝑚4, o
momento de inércia 𝐼𝑦𝑦 e a área do perfil 𝐴 = 2900𝑚𝑚2 foram retirados da figura [17], o
torque máximo de força é 𝑇 = 243𝑁𝑚 e o somatório do momentos de inércia 𝐽 =
865,7 𝑥 106𝑚𝑚4 e força axial Máxima presente na viga 𝑉(𝑥) = 945𝑁 .
𝐽 = 𝐼𝑧𝑧 + 𝐼𝑦𝑦 = 865,7 × 106𝑚𝑚4 (a
𝜏2 =𝑉(𝑥)
𝐴=
0,3𝑀𝑝𝑎 (28
)
𝜎𝑦 =𝑁
𝐴=
0 (29
)
52
𝜏𝑥𝑦 = 𝜏1+𝜏2 (30)
Utilizando os critérios de Von Misses para determinar a força máxima temos
𝜎 = √𝜎𝑥2 − 𝜎𝑥𝜎𝑦 + 𝜎𝑦
2 + 3𝜏𝑥𝑦2 =
43𝑀𝑝𝑎 (31
)
O limite de escoamento de aço AISI C1045 laminado é de 402Mpa. Isso faz com que
a viga tenha um coeficiente de segurança de 9,3 em relação ao seu limite de escoamento.
Portanto, o perigo de falha na estrutura pode ser minimizado, pois o critério de
dimensionamento da estrutura foi a restrição de dimensão da flecha máxima ao invés da
resistência estrutural.
Com a escolha da viga e a confirmação de que a viga está superdimensionada para
resistir aos esforços, podemos dividir o problema em deformações em duas situações, a
torção e a flexão axial, cujas deflexões totais serão posteriormente somadas vetorialmente,
pois ocorrem em planos distintos.
Para a torção temos que o pior caso é quando a fresadora se movimenta para o lado
negativo de Y, o que faz com que seu momento some ao momento vertical, porém como o
movimento de desbaste nunca ocorreria enquanto a ferramenta fizesse o movimento de
descida e avanço ao mesmo tempo, usaremos o maior valor do momento Mzy = 243Nm.
53
Como apresentado anteriormente o ângulo de torção pode ser calculado como:
𝜃 =𝜏𝐿
𝐽𝐺 (32)
Onde teremos uma única variação de J sendo o somatório dos momentos de inércia
da barra
Τ = 243 𝑁𝑚 (33)
𝐺 = 75800𝑀𝑃𝑎 (34)
𝐽 = (811,6 + 54,1)𝑐𝑚4 = 865,7 106𝑚𝑚4 (35)
𝐿 = 300𝑚𝑚 (36)
Portanto temos que 𝜃 = 63 × 10−6 𝑟𝑎𝑑 ou 𝑥 = 0,02𝑚𝑚 o que resultaria em uma
deformação aceitável.
Para o cálculo da flexão, iremos considerar a deflexão vertical onde o diagrama de
corpo livre seria conforme a figura a seguir.
Figura 20 – Força Vertical presente no barramento central.
Temos que a flecha para uma viga apenas com uma força centralizada será
𝑓 =𝐹𝑙3
48𝐸𝐼 (37)
54
Onde temos Força F=900N, comprimento total da viga l=600 mm, o módulo de
elasticidade E=210 Gpa, o momento de inércia E=811.6 106𝑚𝑚4. Isso dará no ponto de
maior flecha um valor de 20 × 10−6 mm, no local de maior deflexão que fica a 𝑥 = 300 −
𝑙
2√3.
Utilizando novamente o conceito de que para ângulos pequenos o seno se aproxima
ao valor do ângulo, temos que a rotação é próxima de zero e poderá ser desconsiderada.
6.2 Forças Verticais e Horizontais Laterais
Para a análise das deflexões laterais temos que analisar as folgas das guias lineares,
pois se as folgas forem magnitudes maiores que as deflexões, somente algumas vigas serão
sujeitas às forças.
Figura 21 – Forças presentes nos barramentos laterais.
O fabricante informa que as folgas presentes nas guias lineares são no valor de
0.02mm, como isso está dentro e menor que a margem de deflexão desejada, podemos
concluir que as quatro vigas laterais serão acionadas reduzindo a força aplicada a cada uma
delas por quatro.
55
Para Fx, temos um caso simples de flexão em viga quadrada onde o momento de
inércia será determinado utilizando as equações:
𝐼𝑥 =𝐵𝐻3
12−
𝑏ℎ3
12 (38)
𝐼𝑦 =𝐻𝐵3
12−
ℎ𝑏3
12 (39)
Como a viga é quadrada os dois momentos de inércia serão iguais. As vigas
escolhidas são 60x60x3mm, o que resultará em um momento de inércia de 2,60 x 104𝑚𝑚4.
Utilizando novamente a equação 𝑓 =𝐹𝑙3
48𝐸𝐼 com uma força de 225N, podemos
determinar que a deformação total será de 0.02mm no eixo z, o que está dentro da margem
aceitável.
6.3 Análise da Rigidez Dinâmica da Fresadora
Foi analisada a rigidez estática do sistema, e agora será importante verificar a
influência do coeficiente de amplificação.
Em projetos multidimensionais e com pequenos coeficientes de segurança, o cálculo
da rigidez dinâmica também se comporta em cada uma das dimensões e requer programas
de elementos finitos para assegurar que a resposta seja coerente com a realidade.
Para simplificar esse processo e assegurar a integridade estrutural deve ser analisado
o conjunto de estruturas com menor momento de inércia e, com um coeficiente de segurança,
garantir que, para a frequência de forças desejadas, não haja uma amplificação das forças
causadas pela ressonância do sistema.
Consideraram-se então os barramentos laterais do sistema como dois sistemas
individuais com duas molas para cada tubo quadrado.
56
Figura 22 – Divisão da viga para análise de rigidez dinâmica e a sua representação por
um sistema de massa-mola
Essa estrutura, então, foi analisada para saber se o fator de amplificação dinâmica
poderia ser considerado desprezível ou se, na análise estática, o fator deveria ser considerado.
57
Sabe-se que a frequência depende diretamente das constantes de mola das vigas e da
massa da estrutura central.
𝜔 = √2𝐾
𝑀 (40)
O sistema possui uma massa total de m. Para determinar a constante elástica da viga
foi utilizada a equação de força elástica que para cada mola é a força dividida pela distância
percorrida. Quando se tem quatro molas em paralelo, soma-se o coeficiente de cada mola
obtendo assim:
𝐾 =𝐹
4𝑥 (41)
Figura 23 – Representação gráfica da deformação da viga
Esse sistema é de vigas, logo não pode ser considerado nem um sistema totalmente
biengastado, nem biapoiado, portanto devem-se analisar os dois extremos para saber se o
sistema, em algum desses casos, entra na faixa relevante de amplificação dinâmica.
Inicia-se a análise utilizando o caso com menor momento de inércia, o caso bi
apoiado.
𝑓 =𝐹𝐿3
48𝐸𝐼𝑦 (42)
58
Já para o momento de inércia de um tubo quadrado, será utilizada a equação vista
anteriormente:
𝐼𝑦 =𝐻𝐵3
12−
ℎ𝑏3
12 (43)
Somando as equações tem-se que:
𝐾 =48𝐸𝐼𝑦
4𝐿3 (44)
Aplicando os valores de cada variável temos um valor para K de 3,02 × 106 𝑁
𝑚.
Esse valor por sua vez fará com que a frequência seja de 3,89 × 102 ℎ𝑧 ou, para uma
fresadora de quatro arestas de corte, um total de 5,48 × 103 rpm.
Para uma viga biengastada, temos uma redução da flecha e, portanto, um aumento da
constante de elasticidade levando a um aumento da frequência em até 4 vezes. Portanto,
pode-se concluir que o caso crítico será se a viga for apenas biapoiada.
No material fornecido pela USP [25], tem-se uma análise do comportamento do
coeficiente de amplificação e a proximidade da frequência crítica. Como pode ser visto, na
figura a seguir, o valor limite para a frequência é de 0.5 do valor crítico. Como visto no
capítulo 4, o valor de usinagem de maior força ocorre a um limiar superior de 700 rpm,
aproximadamente 1/8 do valor crítico.
59
Isso permite concluir que o coeficiente de amplificação não precisa ser considerado
e apenas a análise estática é o suficiente para determinar se a estrutura suportará os esforços.
Para determinar a precisão dos cálculos efetuados para rigidez dinâmica do sistema,
foi utilizado o programa Solidworks para realizar uma análise simplificada. O conceito de
coeficiente de amplificação foi utilizado para determinar em que frequências os seus valores
ultrapassariam a faixa considerada aceitável.
Foi utilizada a malha padronizada do programa, o que resultou em 16 mil nódulos e
8.5 mil elementos, com cada elemento possuindo uma dimensão média de 38.5 mm. Para
simplificar a análise, foi determinado que todos os componentes seriam feitos em aço AISI
1045.
Figura 24 – Representação gráfica da deformação da viga.
Fonte- http://www2.eesc.usp.br/labdin/mucheroni/Vibr%20Mec%2003.pdf
60
Esse modelo simplificado representa a análise da estrutura com menor momento de
inércia e, portanto, com menor frequência natural. Realizando essa análise chegou-se à
conclusão de que as primeiras 10 frequências naturais são:
Figura 25 –Representação da malha criada pelo programa Solidworks.
61
Tabela 4 – Valores de frequência natural na estrutura simplificada.
Número da Frequência
Rad/sec Hertz RPM
1 1134.1 180.49
2707
2 1497.2 238.28 3574
3 1743.2 277.44
4161
4 2084.4 331.75
4976
5 2605.8 414.72
6220
6 3289.4 523.53
7852
7 3370.1 536.37
8045
8 3699 588.71
8830
9 3803.5 605.34
9080
10 3858.7 614.13
9211
62
Com a menor frequência natural atuando por volta de 2700 RPM para uma ferramenta
de corte com quatro arestas de corte, pode-se concluir que a minifresadora atuando a 700rpm
é quatro vezes menor que a frequência natural e, portanto está fora da faixa crítica do
coeficiente de amplificação.
As diferenças obtidas, entre o resultado analítico e o computacional, são devido à análise
tridimensional da estrutura comparada com a análise unidimensional realizada no cálculo
analítico.
Figura 26 –Representação da deformação para a frequência natural, a 331 hz de
frequência natural gerada pelo programa Solidworks.
63
7 Principais Componentes no Projeto da Mini
Fresadora CNC
Nesse capítulo a configuração escolhida será analisada e os elementos eletrônicos e
mecânicos serão expostos.
7.1 Minifresadora CNC – Configuração Escolhida
Antes de determinar os esforços criados pelo cabeçote no corpo da máquina, é
necessário ter uma visão básica de quais componentes estarão presentes e como será a
interação entre eles, pois não se sabe, a priori, quantas estruturas estão presentes para dividir
esses esforços, o que afeta diretamente o material a ser usado e suas dimensões. Estas
diretivas tornam o projeto um processo iterativo.
As premissas iniciais desta configuração são:
a) Quanto aos fusos, a minifresadora CNC usará:
i) um fuso para a direção ou eixo Z;
ii) dois para a direção ou eixo Y, e
iii) um para a direção ou eixo X.
b) Esses fusos não serão ligados diretamente aos motores, mas através do uso de
acoplamentos (couplings), que não permitirão transferência de qualquer esforço
presente no fuso (ex.: cargas axiais, momentos etc.) para o motor.
c) Caso haja a necessidade de poupar espaço no arranjo mecânico, o motor poderá
ser deslocado e então acoplado através de um sistema de polias e correias
dentadas.
64
Figura 27 – Fusos da Minifresadora CNC, com eixos apontados por setas na cor
azul (fuso X), vermelho (fusos Y) e verde (fuso Z)
O uso de dois fusos para o eixo Y, como destacado pelas setas em vermelho na Figura
27, se justifica para garantir uma movimentação coordenada e com maior rigidez mecânica.
Uma alternativa seria o uso de um sistema de correias dentadas unindo o conjunto e
controlando sua movimentação, tais correias apresentam uma maior elasticidade
longitudinal, fazendo com que posicionamento da ferramenta de corte seja mais afetado
pelos esforços de usinagem reinantes.
Outros projetos que operam com esforços menores às vezes utilizam apenas um fuso,
mas nesta minifresadora CNC, devido aos esforços gerados e às folgas que seriam inerentes
a movimentação por uma extremidade, poderia resultar numa movimentação desalinhada,
que acarretando em atritos maiores ou até num eventual travamento da movimentação. Isso
ocorreria porque, diferentemente dos outros eixos, a força gerada pelo fuso Y não está
centralizada em relação ao plano de movimento e sim nas extremidades.
Além do sistema de tração dos fusos e seus motores, é necessário um sistema de
guias para cada eixo, para permitir que o sistema se movimente apenas linearmente na
direção que se deseja, além de retirar os esforços nos fusos e transferi-los para a estrutura
principal da máquina, como maior resistência e rigidez.
65
Essas guias lineares ficarão sempre posicionadas nas laterais dos fusos e devem ser
usadas sempre em pares. Isso pode ser visto na figura a seguir.
Figura 28 - Guias Lineares da Minifresadora CNC, usadas em pares e apontadas por
setas
na cor azul (guias em X), vermelho (guias em Y) e verde (guias em Z)
A configuração, usando sempre um par de guias lineares, permite que haja uma
maior quantidade de pontos de contato entre cada eixo e seu suporte, o que gera menores
folgas. Também serve para transmitir os esforços verticais e horizontais para dois pontos
distintos das vigas e barramentos usados na estrutura principal da fresadora. Isso também
permite que cada guia linear sofra uma menor concentração de esforços. A literatura técnica
destes componentes (REF XYZ) também esclarece que os baixíssimos coeficientes de atrito
tornam irrelevantes considerar as forças de atrito em relação aos outros esforços presentes.
66
7.2 Principais Componentes da Minifresadora CNC
O desenvolvimento de um projeto como o de uma minifresadora CNC, requer que
cada estrutura seja analisada e projetada. Apesar dessa análise completa, projetar peças
exclusivas e individuais ao projeto como rolamentos, mancais e fusos, torna o projeto
inviável economicamente. Para evitar isso, selecionam-se peças de fabricantes que estejam
dentro dos parâmetros desejados, porém que possuam uma produção em escala possuindo
assim um preço reduzido.
7.2.1 Mancais e rolamentos
A seleção dos mancais é um fator diretamente ligado ao fuso selecionado ocorrendo
especialmente em fusos de esferas recirculantes, pois o elemento crítico entre o fuso e os
rolamentos de suporte dele, são os rolamentos.
No caso da fresadora a ser projetada, os mancais foram desenvolvidos, quando
necessários, para reduzir as dimensões da fresadora e permitir um projeto mais compacto.
Os demais mancais utilizados são os padronizados fornecidos pelo fabricante para cada guia
linear.
Figura 29 — Variações de mancais fornecidos com fuso selecionado.
Fonte: http://motioncontrolsystems.hiwin.com/Asset/Support-Units---BF-Series.jpg
http://motioncontrolsystems.hiwin.com/Asset/Support-Units---AF-Series.jpg
O cálculo dos rolamentos foi feito analisando o caso crítico entre os rolamentos e as
cargas máximas necessárias.
67
Tem-se que as forças ocorrem, em sua maioria, axialmente, portanto foi analisado o
uso de rolamentos cônicos, que suportam altas cargas axiais. No catálogo de um dos maiores
fornecedores de rolamentos, a SKF, o menor rolamento cônico possui um diâmetro interno
de 14.989mm e suporta uma carga de 13kN, portanto serão utilizados rolamentos de esferas
6001, com um diâmetro interno de 12 mm e externo de 28 mm que possui uma carga
dinâmica máxima de 5,4 kN [4]. Em sua documentação online, a SKF indica que seus
rolamentos tem capacidade de suportar axialmente 50% dos esforços radiais, o que permitiria
o esforço axial de 2.7kN. Essa opção de rolamento foi selecionada por satisfazer todas as
exigências e ainda permitir um fator de segurança.
Com a seleção do rolamento crítico, o mancal projetado foi feito para que houvesse
uma integração com o motor de passo escolhido. Isso reduz o espaço utilizado pelo conjunto
e integra um local para acoplar o motor de passo, criando, assim, um conjunto único de fácil
montagem.
Figura 30– Mancal desenvolvido para otimizar espaço na fresadora.
O mancal foi projetado para ser superdimensionado para que não houvesse
necessidade de análise de deformações. Cada mancal possui dois rolamentos, com uma
parede entre eles, para que o fuso linear pudesse utilizar uma porca para criar uma pré-carga
axial no sistema. Isso permite que as folgas axiais tendam a zero. Esse mecanismo também
faz com que o rolamento crítico sofra menores tensões axiais, pois a força é dividida entre
dois rolamentos.
68
7.2.2 Fusos
O dimensionamento e critérios de seleção dos fusos passam pelas seguintes etapas:
1- Análise das cargas suportadas pelo fuso;
2- Diâmetro e carga axial no fuso;
3- Flambagem do fuso.
Essas etapas permitem que um fuso seja selecionado não só analisando o esforço
máximo projetado, como também permite que componentes secundários como os
mancais interfiram na escolha do fuso. Serão analisadas as forças atuando no fuso,
porém a sua seleção contará também com a análise feita dos rolamentos e mancais.
7.2.2.1 Forças no Fuso
Com a configuração inicial definida e todos os componentes básicos escolhidos, é
possível determinar como será a transmissão da força da fresa até a estrutura da fresadora.
Inicialmente pode-se fazer um diagrama de esforços, assumindo que a fresa encontra-
se com velocidade constante e, portanto as forças presentes estarão em equilíbrio. Essa
situação será usada inicialmente para determinar os esforços presentes nos dentes do fuso e
assim determinar o seu diâmetro.
Figura 31 – Esforços no cabeçote da fresadora e sua reação horizontal no fuso.
69
Essa análise, adicionada às informações do fabricante, permite verificar que o
componente mais frágil do conjunto de fuso e castanha é o segundo. Portanto, a castanha
tem que ser analisada para suportar as cargas impostas ao sistema.
Como visto anteriormente, a seleção do fuso não depende só das forças axiais na
castanha, portanto inicia-se a seleção baseando-se na dimensão mínima interna do
rolamento. Isso faz com que o diâmetro mínimo do fuso que possa ser utilizado seja de
16mm.
Como os esforços presentes na fresadora são pequenos se comparados as aplicações
tradicionalmente usadas para esses fusos, buscou-se utilizar apenas uma castanha com
diâmetro interno de 16mm.
Portanto, será a castanha da série FSC/FSI, modelo 16-5T3-FSI-R Essa castanha foi
escolhida pelo seu formato e facilidade de posicionar-se sem aumentar a distância entre a
ponta da fresa e a viga em U, além de se adequar aos requerimentos necessários.
70
Figura 32 — Castanha a ser utilizada no fuso de esferas recirculantes.
Fonte: http://motioncontrolsystems.hiwin.com/item/rolled-ballscrews/fsi-type-nuts-din-
69501-part-5-from-b/16-5t3-fsi-r
http://www.hiwin.com/pdf/ballscrews.pdf
71
Após a seleção da castanha e do diâmetro do fuso, pode-se analisar a carga crítica de
flambagem.
As forças horizontais, na seção central da fresadora, atuam comprimindo o fuso.
Nessa situação, caso os esforços horizontais fossem grandes o suficiente, o fuso poderia
flambar. Para analisar essa situação, devemos simplificar a estrutura e, portanto,
consideraremos o fuso como sendo uma estrutura com ambas as suas extremidades fixas.
Em casos de análise de flambagem, as condições de contorno alteram a força
necessária para que a flambagem ocorra como visto no artigo de flambagem [21]. A força
de flambagem 𝑃𝑐 varia de acordo com um coeficiente que representa o "modo de flambagem"
𝑘, que é o modo na qual a coluna se deforma. O modo de flambagem crítico será o menor
valor de k, ou seja, 1, pois ele representa a situação inicial onde a viga irá flambar e, portanto,
a menor força necessária para fazer isso.
𝑃𝑐 =𝑛2.Π2.𝐸𝐼
𝐿𝑒 (45
)
O comprimento efetivo, Le, é um método de simplificar o cálculo da força de
flambagem, pois ele já leva em consideração as condições de contorno e, assim, não se faz
necessário encontrar a equação diferencial para a situação e impor suas condições de
contorno. Os valores que o comprimento efetivo leva podem ser vistos na figura 31 onde,
no caso apresentado utilizaremos um valor de 0,5𝐿, para o comprimento efetivo.
72
Figura 33 – Variação do comprimento efetivo de flambagem em relação a cada condição
de contorno.
Fonte: http://www.ebah.com.br/content/ABAAABsZYAC/flambagem?part=2
Utilizaremos o caso onde haverá uma maior facilidade de ocorrer a flambagem, ou
seja, no fuso maior que possui 600mm com um diâmetro de 16mm externos. Nessa situação,
e aplicando os valores encontrados anteriormente para as outras variáveis, temos que a força
de flambagem será de 12𝑘𝑁 o que é mais de 10 vezes maior que a força que existirá nessa
fresadora. Podemos, assim, concluir que a possibilidade de flambagem é extremamente
pequena e, portanto, ela pode ser descartada.
O Fuso a ser utilizado serão os fusos esféricos com pré-carga ao invés dos
trapezoidais, pois possuem uma eficiência próxima de 85% comparados com 20 a 30% de
eficiência vindos de fusos trapezoidais. Também possuem a vantagem de terem pequenas
folgas axiais, se comparados a outros fusos o que irá reduzir o backlash.
Isso permitirá que o sistema possa alterar a direção e o sentido, sem ter que considerar
folgas mecânicas como um fator relevante.
Para uma análise mais detalhada dos fusos esféricos, foi utilizada inicialmente a
tabela do fabricante HIWIN para selecionar o nível de precisão, para o equipamento a ser
fabricado.
73
Figura 34 — Gráfico fornecido pelo fabricante de fuso para simplificar escolha do fuso para cada
aplicação.
Como o objetivo é uma fresadora CNC utilizou-se a mesma qualidade da fresadora
(Milling Machines), porém, pelo alto custo de um fuso de esfera recirculante de maior
precisão, será usado a de precisão “5” para os três eixos.
Como em qualquer construção mecânica, por mais precisa que seja, possui folga. Em
sistemas de alta precisão são necessárias folgas menores, e isso é obtido adicionando uma
pré-carga ao sistema que força os componentes, reduzindo as mesmas produzidas pela
fabricação. Além das folgas criadas pela deformação do material, quando submetido a
esforços.
O fabricante HIWIN indica que as pré-cargas são de maior eficiência quando
menores que 5% da carga dinâmica do sistema. Como o fuso escolhido está
superdimensionado, não existe necessidade de considerar as deformações do material,
apenas as folgas resultantes da fabricação. Para retirar essa folga, é usado o método indicado
pelo fabricante de utilizar algumas esferas de rolamento maiores que as outras presentes e
74
maiores que os canais [18]. Com um valor pequeno de pré-carga não há alterações
significativas no cálculo de torque do motor que, por sua vez, também terá um fator de
segurança elevado.
7.2.3 Guias Lineares
Para selecionar a guia linear, utilizou-se o catálogo de um fabricante conhecido e de
produtos de qualidade HIWIN.
No catálogo, foram selecionados guias que tivessem capacidade de suportar os
esforços e possuíssem perfis baixos para economizar espaço. Os esforços, presentes nas
guias lineares, são forças e momentos como vistos na figura a seguir:
Figura 35— Forças horizontais e momento criado pela força vertical atuando nas guias lineares.
Essas forças possuem um valor de 900N dividido em quatro guias lineares, dando
um total de 225N por guia linear e um momento de 270Nm divididos novamente entre quatro
guias lineares, o que resulta em aproximadamente 70Nm para cada guia.
75
Dentre as opções existentes foram selecionadas a série EG, de esforço médio. Essa
seleção levou em consideração o torque e forças máximas submetidas ao carro linear, as
dimensões dos componentes e da facilidade de montagem. O modelo de guia selecionado
foi o EGR15R, como visto no catálogo da HIWIN a seguir:
Figura 36 — Tabela de dimensões de guias lineares fornecida pelo fabricante.
Para os carros lineares, foram utilizados os modelos com e sem flanges laterais
modelos EGH15CA e o modelo EGW15CB.
O modelo EGH15CA foi selecionado para ser posto embaixo da viga U e possui a
menor largura o que aumenta a área de trabalho da fresadora. Já o modelo EGW15CB foi
selecionado pela sua facilidade de montagem com parafusos fáceis de se colocarem. Os dois
modelos de carros lineares possuem um limite máximo de força e torque superior aos limites
demandados pelo sistema.
Para evitar as folgas, utiliza-se a pré-carga, como visto nas esferas recirculantes; essa
pré-carga já é determinada pelo fabricante e, para funções em geral, recomenda-se Z1, que
76
é uma leve pré-carga já adicionada diretamente pelo fabricante. Como no caso do fuso
esférico, a pré-carga pode ser adicionada alterando as dimensões das esferas recirculantes
para retirada da folga.
Figura 37 — Tabela de dimensões do carro para as guias lineares com abas.
77
Figura 38 — Tabela de dimensões do carro para as guias lineares sem abas.
7.2.3.1 Alinhamento e Montagem das Guias na Estrutura
Para manter as guias lineares perpendiculares entre si e paralelas, o fabricante
recomenda criar ressaltos para que as guias sejam apoiadas, como visto na figura a seguir:
78
Figura 39 — Método aconselhado pelo fabricante para deixar guias lineares paralelas.
Esses ressaltos podem ser barras chatas soldadas ao perfil de aço, e depois usinadas
para estarem dentro das tolerâncias e posicionamentos necessários. Esse método é usado
para criar uma superfície referência e uma guia, que se pode garantir a perpendicularidade a
essa superfície.
Para poder alinhar a segunda guia linear, são utilizados os mesmos métodos da
primeira guia linear. Para confirmar alinhamento, pode-se utilizar relógios apalpadores
posicionados em um carro linear, em cima da primeira guia, e usados para referenciar as
superfícies da outra guia. Na figura a seguir essa mesma ideia foi utilizada, porém criando-
se um ponto de referência centralizado entre as duas guias.
Para garantir alinhamento dos carros lineares, apenas um deles deve possuir batente,
pois permite que o último se mova e corrija qualquer falha na montagem.
79
Figura 40 — Método para assegurar paralelismo entre duas guias lineares determinado pelo fabricante.
HIWIN.
7.2.4 Barramento superior
O barramento superior é composto de uma viga em U, de dimensão nominal 6” x 2”,
duas guias lineares e carros lineares para o eixo X e para o eixo Z. Além desses componentes,
os quatro carros do eixo Y estão posicionados nas extremidades da viga em U.
Posicionado à frente da estrutura está o mecanismo de correias dentadas e polias
utilizado para fazer o spindle, além do motor brushless, que será selecionado posteriormente
para o spindel.
No total acomodam-se dois motores de passo, um para o eixo X, e outro para o Z,
utilizando correias dentadas e polias para aumentar o espaço útil e reduzir o envelope final
da minifresadora.
80
Figura 41 — Barramento superior da minifresadora.
7.2.5 Chassis com Perfis Metálicos
O chassi da fresadora será feito com tubos quadrados, com dimensões de 60mm x
60mm, uma espessura de parede de 3mm, e feitos de aço carbono SAE 1045.
Esses tubos foram selecionados por terem um baixo custo de aquisição, ser de fácil
acesso, possuir um momento de inércia compatível com o projeto, além de ser de fácil
usinagem e soldagem.
81
Figura 42 — tabela de tubos quadrados do fornecedor Tubos Ipiranga.
Fonte: http://www.tubosipiranga.com.br/downloads/tubos_quadrados.pdf
A sequência de fabricação do chassi inicia-se com o corte de cada tubo retangular
para as dimensões iniciais aproximadas. Esses tubos, então, soldados em um gabarito
fabricado para aproximar as dimensões dos tubos, para as dimensões finais. Após as laterais
do chassi serem soldadas, elas passam por um processo de usinagem, que será
posteriormente analisado para garantir a precisão necessária.
82
7.2.5.1 Alinhamento e Montagem dos Chassis
Figura 43 — Posicionamento de barras no barramento lateral para posterior usinagem.
Como mencionado anteriormente, o processo de fabricação do chassi envolve o corte
e soldagem dos tubos quadrados. Para esse processo de soldagem, é obrigatório o seu
posicionamento em gabaritos para reduzir as deformações impostas pela aplicação de calor
da solda. Apesar desses cuidados, as peças sofrerão deformações inevitavelmente, o que
resulta na impossibilidade de posicionar peças de alta precisão como as guias lineares.
Para contornar esse problema de deformação, em cada lateral soldada serão
posteriormente soldadas barras retas, nos locais em que as guias lineares serão posicionadas.
Essas barras, por sua vez, serão usinadas para garantir perpendicularidade entre si e criar os
rebaixos recomendados pelo fabricante das guias lineares, como visto anteriormente. Esse
método será usado não somente para o chassi, como também se aplicará no barramento
central como visto a seguir:
83
Figura 44 — Posicionamento de barras no barramento superior para posterior usinagem.
7.2.6 Motor do spindle
Iniciaremos a seleção dos motores pelo motor do spindle e seus requerimentos
principais. Os dois maiores requerimentos do motor são ter uma potência maior que 530w e
possuir um torque mínimo. Dentre os requerimentos, outro que restringe a escolha do motor
é a busca por mínima manutenção, o que permite o descarte de qualquer opção de motor
brushed, pois uma fresadora pode trabalhar por várias horas sem parar e com esse uso
contínuo, logo seria necessária a troca dos componentes internos que se desgastariam com o
contato constante.
Figura 45 — Demonstração da distância entre o fuso e a ferramenta de corte.
84
As fresadoras tradicionais utilizam motores brushless que possuem grande
comprimento, o que impossibilita o seu uso para a fresadora proposta, pois aumentaria a área
“inutilizada” e criaria uma fresadora com maiores dimensões, sem contribuir para sua
eficiência. Para contornar esse problema, buscaram-se os motores utilizados no
aeromodelismo que possuem altas potências e dimensões reduzidas. Descobriu-se que os
motores, em sua maioria, possuem dimensões adequadas, porém potências menores que as
desejadas.
Figura 46 — Motor brushless tradicional utilizado comumente em fresadoras.
Determinando que o motor será brushless e será um motor previamente utilizado em
aeromodelismo, deve-se escolher o motor desejado. Para isso buscou-se fornecedores que
tivessem motores de qualidade, porém baratos, e o fornecedor escolhido foi o do fabricante
Hobbyking por ter produtos respeitados no mercado como de boa qualidade e baratos. Dentre
a seleção de motores, buscou-se motores de quadricópteros com diâmetros grandes, porém
espessuras pequenas onde se determinou que o motor fosse o motor brushless Turnigy G110
brushless 295Kv, pois ele se encaixa em todas as especificações de potência, altura,
diâmetro. Esse motor conta com uma amperagem máxima de 55 A, um Kv de 295, uma
85
resistência interna próxima de zero, o que teoricamente reduz o valor de 𝐼0 para próximo de
zero, porém utilizaremos um valor de 2 como um pequeno coeficiente de segurança extra.
Apesar dos cálculos de potência de motor no capítulo 4, os motores que serão usados
não são motores destinados à aplicação desejada, e a sua curva de torque em relação à
potência é diferente. Portanto, deve-se utilizar as equações:
𝐾𝑞 =30
(𝜋 𝐾𝑣) (46)
𝑄 = 𝐾𝑞(𝐼 − 𝐼0) (47)
Onde temos que 𝐾𝑞 é um coeficiente de torque, Q, o torque necessário, I, a corrente
final usada, 𝐾𝑣, a constante que indica rpm por volt.
Utilizando as equações expostas, podemos determinar que o torque gerado por esse
motor seja de aproximadamente 1.7Nm. Esse valor é menor que os 4.5Nm necessários para
realizar a usinagem desejada, porém irá se utilizar uma relação de correias dentadas para
aumentar o torque de saída, o que permite o uso desse motor.
Deve-se notar que para selecionar um motor com mais torque que esse, seria
necessário escolher um motor com dimensões drasticamente maiores, o que não condiz com
a proposta de motor compacto.
O motor brushless opera, normalmente, com três fases que se alteram entre si para
criar a rotação. Em um motor DC brushed, o movimento do eixo, em contato com cerdas de
cobre, faz o trabalho de alternar entre as fases, porém como o motor brushless não possui
esse contato, essa alteração de fases precisa ser feita eletronicamente. Para fazer isso, utiliza-
se um ESC ou (Electronic Speed Control). Esse ESC pode ser comprado ou desenvolvido,
porém desenvolver foge do escopo desse trabalho, portanto será utilizada uma solução
comercial. Do ESC saem normalmente 6 fios, 1 para cada uma das três fases do motor, duas
86
para a bateria ou fonte DC de tensão e um fio onde se liga um microcontrolador para gerar
os pulsos de modulação de comprimento PWM. O ESC normalmente é selecionado através
da corrente máxima que pode passar por ele, onde no caso do motor selecionado e, em caso
de pico, a amperagem pode chegar a 30A. Por isso irá se escolher um ESC que suporte esse
tipo de amperagem.
O ESC escolhido foi o “Aerostar 70A Electronic Speed Controller with 5A BEC” ,
pois ele suporta a corrente máxima mesmo que ocorra picos maiores que 55A , mantém um
custo relativamente baixo de US$ 29 dólares e ainda possui um BEC ou battery eliminator
circuit. O BEC facilitará em fases de teste, pois permite que o sistema de controle seja
alimentado diretamente pelo ESC, contanto que sua corrente não exceda 5A. Esse ESC será
posto em um circuito integrado com o restante da eletrônica em um produto final, porém,
para um protótipo inicial, ele será fundamental.
Figura 47 - Motor brushless que será utilizado.
7.2.6.1 Esforços requeridos do Spindle
Inicia-se a análise dos esforços selecionando o material utilizado no eixo principal do
spindle. No livro Protec [15], indica-se um tipo de material para cada aplicação, onde o aço
87
4130 T&R é o mais indicado para aplicações de eixos e árvores. Esse material conta com
um limite de escoamento de 80𝑘𝑔/𝑚𝑚2.
Figura 48 – Dimensões do eixo do spindle.
Após a seleção do material para o eixo, devem-se calcular os esforços presentes no eixo
para determinar se ele está dentro dos requisitos desejados. Para isso o diagrama de esforços
no eixo deve ser analisado.
Figura 49 — Diagrama de corpo livre do eixo do spindle
88
A primeira incógnita que aparece é F1, que representa a força causada para tensionar a
correia dentada. O fabricante de correias Powergrip indica que, para uma correia de 15mm
como será usada e comentada posteriormente, tem-se um valor médio de força de 50 lbs ou
22kg de tensão, ou seja, 220N. Como essa força está sendo aplicada ao local com maior
diâmetro e está entre dois rolamentos próximos, essa força não deverá ser de grande
relevância para as deformações.
Como feito anteriormente com a viga, calculam-se as reações dos apoios utilizando o
somatório das forças e dos momentos iguais a zero para o caso estático.
∑𝐹 = 0 (48
)
∑𝑀 =
0 (49
)
Isso resultará em reações de 1240N e 560N, como demonstrado na figura a seguir:
89
Figura 50 - Diagrama de corpo livre do eixo do spindle.
Através dessas forças, faz-se a análise de cada região e posteriormente o gráfico da força
cortante para determinar qual será a maior força presente no sistema, para posterior
utilização. Novamente foi utilizada a técnica de funções de singularidade para descrever o
esforço cortante e seu gráfico [16].
𝑞(𝑥) = 900 < 𝑥 >−1− 1240 < 𝑥 −𝑙
3>−1− 220 < 𝑥 −
2
3𝑙 >−1+ 560 < 𝑥 − l >−1 (50)
𝑉(𝑥) = −900 < 𝑥 >0+ 1240 < 𝑥 −𝑙
3>0+ 220 < 𝑥 −
2
3𝑙 >0− 560 < 𝑥 − l >0 (51)
90
Figura 51 - Diagrama de corpo livre do eixo do spindle.
Através do gráfico é possível determinar que o local de maior esforço será na ponta
submetida a 900N de força. A seguir é necessário criar um momento de inércia equivalente
para todo o eixo.
𝐼𝑒𝑞 =𝜋 𝑑𝑒𝑞
4
64 (52)
Sendo que 𝑑𝑒𝑞4 é calculado como a média ponderada dos diâmetros em função de seus
comprimentos individuais:
𝑑𝑒𝑞 =𝛴𝑑𝑙𝑙𝑖
𝛴𝑙𝑖 (53)
Com essas equações, calcula-se que o momento de inércia equivalente é de 792mm4.
Como feito nos capítulos anteriores, utiliza-se as equações de flechas para determinar a
flecha máxima na ponta do eixo.
91
No caso do eixo, a deflexão é dividida em duas partes, a primeira causada pela força de
220N, e a segunda causada pela força de 900N.
No caso 1, temos:
Figura 52 — Deflexão da ponta do eixo no caso 1.
Onde a flecha 𝑓1 é a multiplicação do comprimento 𝐿1 pelo ângulo gerado da deflexão. Por
sua vez, o ângulo é calculado pela equação:
𝛼𝑎 =𝐹𝑎𝑏(𝐿+𝑎)
3𝐸𝐼𝐿 (54)
Temos, então, que o comprimento da flecha será de 1 𝑥 10−2𝑚𝑚. Essa flecha é pequena
se comparada às outras deflexões presentes no sistema e pode ser desconsiderada.
Para o segundo caso, temos a seguinte representação do eixo com apenas a força de 900N
(F2) presente, gerando a deflexão.
92
Figura 53 - Deflexão da ponta do eixo no caso 2
Essa deflexão é, então, calculada utilizando a equação
𝑓1 =𝐹 𝑐(𝐿+𝑐)
3𝐸𝐼 (55)
Que nos dá um valor de deflexão de 0.01mm. Esse valor é significativo, porém dentro dos
requerimentos definidos. Isso indica que o eixo está dimensionado corretamente e pode ser
utilizado.
7.2.7 Motores de Movimentação nos eixos X, Y, Z
Existem dois tipos de motores principais que são comumente utilizados para esse tipo
de movimentação que são o motor de passo e o servomotor. A maior diferença entre eles é
que o motor de passo possui uma repetibilidade alta sem a necessidade do uso de encoders,
enquanto o servomotor necessita de encoders para determinar seu posicionamento. A seguir
uma comparação é feita entre cada motor para determinar o mais apropriado.
Tabela 1: Tabela comparativa entre servomotores e motores de passo onde + representa um motor melhor
nesse aspecto e − um motor pior.
93
Servomotor Motor de Passo
Custo − +
Repetibilidade − +
Tamanho − +
Complexidade do controle − +
Vida Útil − +
Alta velocidade e alto torque + −
Baixa velocidade e alto torque − +
Eficiência − +
Taxa de Falha − +
Primeiramente, podemos observar um custo menor do motor de passo em relação ao
servomotor. Isso é devido ao servomotor necessitar de um encoder, que é uma tecnologia
cara, para obter um grande número de passos por revolução como, por exemplo, nos motores
de passo que possuem 200 a 400 passos por revolução. Temos também uma complexidade
no controle menor no motor de passo. Isso é devido à necessidade de calibração dos
encoders, o que requer uma programação própria para controlar esse movimento, enquanto
que no motor de passo pode-se utilizar simplesmente um PWM (Pulse Width Modulation)
para determinar o movimento do motor.
Além desses fatores, temos também uma característica do motor de passo, que é de
extrema importância no movimento de usinagem. Isso é o fato do motor de passo possuir
um alto torque a baixa velocidade de rotação, pois o processo de usinagem normalmente não
se utiliza grandes velocidades de avanço, muito pelo contrário onde, no acabamento, quanto
mais lento for o avanço melhor será a qualidade da superfície. Assim, sabe-se que o torque
máximo estará sempre sendo utilizado no momento necessário, enquanto que em
movimentos de grande velocidade, pouco torque será necessário, pois será apenas para
movimentar o cabeçote de um ponto ao outro sem usinagem.
O motor de passo possui dois modos principais de acionar seus polos magnéticos
induzidos: O bipolar e o unipolar. O método bipolar aciona simultaneamente dois polos do
94
motor, o que permite um torque maior em comparação ao unipolar que aciona apenas um
polo de cada vez. Por outro lado, o sistema de controle do motor bipolar é mais complexo,
pois envolve controlar dois polos de cada vez. Apesar dessa diferença de acionamento dos
polos magnéticos do motor de passo, as duas configurações possuem a capacidade de
micropassos, um processo de controle eletrônico que aciona os polos do motor, mais
comumente, em uma onda senoidal que permite que ele realize uma fração de passo. Isso
permitiria que o motor fizesse 3200 passos ou mais a cada volta do que os 200 passos
normais.
7.2.7.1 Motores de Passo
Figura 54 — Gráfico e dados do motor de passo escolhido.
7.2.7.2 Dimensionamento do Motor de Passo
Após determinar que o motor de passo será utilizado, é necessário determinar o
torque que o motor precisa gerar para realizar a usinagem. Isso será feito analisando os
esforços de usinagem juntamente com o fuso selecionado.
Sabe-se que o fuso possui um diâmetro de 16mm e um passo de 5mm. Também já
foi determinado, no capítulo 4, que a força necessária para usinagem será de 900 N. Com
95
esses dados utilizaremos o livro Elemento Orgânico de Máquina [22], que demonstra que o
torque necessário para contrapor a força de até 900 N é uma relação da força aplicada, o
diâmetro do fuso e a geometria dos dentes do fuso.
𝜏 =𝐹×𝐷×(𝑡𝑎𝑛+𝜇)
2(1−(𝜇×𝑡𝑎𝑛) (56)
Assim, podemos concluir que o torque necessário para realizar esse movimento seria
de 1.6 Nm. Porém essa solução foi feita utilizando como base fusos trapezoidais onde o atrito
presente é grande demais para ser desprezado. Como serão utilizados fusos de esferas
recirculantes, o atrito presente no sistema não é significativo, e o fabricante de esferas
recirculantes SKF indica que deve-se considerar 7.5% de pré-esforços, portanto serão
considerados o avanço do fuso e o torque somado a 7.5%, dando um total de 0.78 Nm.
Utilizando o site de compras da empresa Tekkno [20], buscou-se o menor motor que tivesse
um torque acima de 0.78Nm e o escolhido foi o motor NEMA 23 com 1.2Nm de torque, na
configuração bipolar. Esse motor apresenta uma curva de rpm por torque onde na faixa
central de movimentação ele teria um torque máximo próximo aos 11 Nm e decresce até
atingir valores próximos a 0.7 Nm . Isso já está dentro da faixa aceitável, pois nessa
velocidade nenhum corte está sendo realizado. Apenas a movimentação do cabeçote para o
próximo local de corte, enquanto que na rotação de corte de 500 passos por segundo o motor
está com seu torque máximo de 11 Nm.
7.2.8 Componentes mecânicos diversos
Além dos componentes mencionados anteriormente, existem componentes cuja
seleção pode ser simplificada. Esses componentes são determinados muitas vezes pelos
outros componentes e pelos próprios fabricantes. Dentre esses componentes, destacam-se
para esse projeto: acoplamentos, parafusos, correias e polias.
7.2.8.1 Acoplamentos
Os acoplamentos são peças mecânicas que ficam entre o motor e o eixo de um fuso.
Eles servem para transmitir a potência de um para outro. Dentre os tipos de acoplamento
destacam-se dois tipos; os rígidos e os flexíveis.
96
Figura 55 — Esquerda, acoplamento flexível. Direita, acoplamento rígido.
Fontes: http://www.ruland.com/images/Rigid-Coupling-MSCC-F.jpg
http://www.fullmelon.net/english/images/pic_show03.jpg
Para fabricações, onde podem existir discrepâncias entre o posicionamento do eixo
do motor e do fuso, é recomendado utilizar os acoplamentos do tipo flexível, pois eles
corrigem tolerâncias e erros maiores entre o alinhamento de eixos. A desvantagem desse tipo
de acoplamento é o possível aparecimento de folgas que criam diferenças entre a
movimentação do eixo do fuso e do motor.
O outro tipo de acoplamento, o rígido, possui um corpo rígido sem elementos de
separação. Isso gera uma movimentação instantânea do motor para o eixo. A desvantagem é
a necessidade de manter os dois eixos unidos extremamente concêntricos.
Para a seleção dos acoplamentos, utilizaram-se as dimensões do eixo do motor e do
fuso como base. Dentre as opções possíveis, selecionou-se o de menor comprimento e que
possuísse uma estrutura mais rígida, para reduzir as folgas e erros entre o fuso e o motor.
O acoplamento selecionado foi o flexível, pois permitirá melhorar o alinhamento do
fuso com o motor de passo, no caso de haver pequenas discrepâncias de posicionamento.
Essa tolerância reduz os esforços axiais indesejados no eixo do motor, o que lhe dará uma
vida útil maior. O tipo de acoplamento flexível escolhido também não possui folgas no
movimento radial, apenas acrescentando flexibilidade ao sistema, sem a inclusão de
histerese.
97
7.2.8.2 Parafusos
Os parafusos possuem a função de unir objetos de maneira não permanente, eles
possuem a vantagem a estruturas soldadas, pois permitem ajustes finos para calibração de
componentes de elevada precisão. Cada componente normalmente possui folgas e
recomendações próprias das dimensões dos parafusos para os esforços os quais foram
projetados para resistir. Um exemplo disso são as guias lineares que já vêm furadas para
usarem parafusos M4. Para análise de resistência do parafuso foi utilizada a tabela de dados
do fabricante Ciser [23] .
Em todos os momentos foi utilizado o mínimo de três fios de rosca, que é o limiar
inferior para transferência total dos esforços entre os corpos aparafusados.
7.2.8.3 Correia e Polias
As correias e polias, juntamente com engrenagens, são componentes utilizados para
transmitir a potência de um local a outro, muitas vezes com o objetivo de alterar o torque ou
velocidades transmitidas. Para fazer isso alteram-se as relações das dimensões do diâmetro
entre um eixo e outro onde se a polia de potência for menor que a outra, o torque aumentará,
porém a velocidade será menor. Já se a polia de potência for maior, haverá uma redução do
torque transmitido, porém a velocidade aumentará. Essa alteração pode ser vista na figura a
seguir.
Figura 56 — Alteração da velocidade e torque dependendo das dimensões de polias utilizadas.
Dentre os componentes de transmissão de torque, a correia e a polia foram
selecionadas pela sua flexibilidade, na construção, onde a precisão pode ser menor que em
98
engrenagens, pelo seu baixo ruído se comparado com engrenagens e seu baixo preço de
aquisição.
Como é necessário que haja o tensionamento entre as correias das polias, optou-se
por criar furos ovalados na estrutura da fresadora para, após seu posicionamento, cada
componente pudesse ser esticado e fixado. Essa flexibilidade reduz o nível de precisão
necessário no sistema e facilita a montagem.
7.2.9 Outros componentes Eletroeletrônicos (hardware)
Nessa seção será feita uma análise dos restantes dos componentes eletroeletrônicos
presentes e necessários para o funcionamento da fresadora. A partir dessa análise cada
componente será selecionado para melhor atender os requisitos mencionados no capítulo 2.
99
7.2.9.1 Drivers
Movimentar um motor de passo é mais complicado que fazer o mesmo com um motor
DC comum com escovas. Ele necessita que haja um controlador que energize as fases do
motor em uma sequência e em uma velocidade determinada para mexer o motor da forma
desejada.
O jeito mais simples de fazer isso é utilizando uma série de transistores que ligariam
e desligariam, em uma sequência, as fases do motor e são chamados de drivers unipolares.
Esse driver é simples de fazer e implementar, porém, como visto anteriormente na figura 15,
não são capazes de utilizar o potencial completo do motor em termos de torque. Por isso se
faz necessário o uso de drivers bipolares que são compostos por duas pontes-H que
alimentam as bobinas do motor, de modo a ter o campo de uma bobina por fase e dois
alternadores.
Figura 57 — Tipos de configurações para motores de passo.
Fonte: http://www.globalspec.com/ImageRepository/LearnMore/20129/uniPolar-vs-
bipolar2c2c0c005aee64716b7bbd84e5eef1d1c.png
Para determinar que driver utilizar, deve-se primeiro ver a tensão que será utilizado
o motor, lembrando que quanto maior a voltagem maior será o torque a maiores velocidades.
No caso apresentado, a voltagem que será utilizada não depende dos motores e sim do
100
sistema elétrico em geral, que será considerado como utilizando 24v. Em seguida a
amperagem é analisada e, pela figura 15, determinamos que a amperagem no caso do motor
bipolar paralelo é de 2.8A.
Assim, o driver escolhido foi um da empresa Trinamic TMC249/A. Ele é um driver
que suporta até 34v, trabalha com uma voltagem lógica de 3.3V e 5V, o que são valores
usados por microcontroladores, como os processadores ARM e principalmente os Arduinos,
suporta corrente de ate 6A, além de trabalhar com micropassos.
Figura 58 — Driver usado para controlar o motor de passo.
Fonte: http://www.trinamic.com/_articles/products/integrated-
circuits/tmc239/_images/tmc239a-sa.png
7.2.9.2 Sensores Fim de Curso
Sensores fim de curso têm por finalidade indicar os extremos dos eixos de
movimentação. Os três sensores mais comuns são o óptico, mecânicos e magnéticos, como
visto na figura 14. Como a fresadora trabalhará cortando metais, não é aconselhável utilizar
sensores magnéticos, pois o cavaco cortado pode acionar o sensor acidentalmente.
101
Para selecionar o sensor entre os restantes, deve-se analisar o uso deles e a dificuldade
de implementação do sensor. A função dele será de apenas limitar o fim do curso de cada
eixo para o caso do motor pular passos e tentar ir além do limite do envelope de trabalho.
O sensor mecânico é apenas um botão mecânico, quando encostado fecha o circuito
e muda o valor do pino digital do microcontrolador de baixo(0v) para alto (5V). Já o sensor
óptico trabalha com um feixe de luz entre um diodo e um sensor que, ao ter o feixe cortado,
troca o valor do pino digital. Por ter dois componentes, ele requer que haja um circuito
separado para poder funcionar corretamente. Como a diferença de precisão não é
significativa entre os sensores ópticos e mecânicos, optar-se-á pelo de maior simplicidade e,
portanto, o mecânico.
Figura 59 : Sensores Fim de Curso da Esq, Mecânico,Magnético,Óptico.
Fontes:
http://reprap.org/mediawiki/images/d/d3/Endstop600.jpg
http://reprap.org/mediawiki/images/6/67/Gen7_Endstop_1.2_Assembled.jpeg
http://reprap.org/mediawiki/images/7/79/RRPTriColourYendstopfitted.JPG
7.2.9.3 Sistema de Controle
O sistema de controle é subdivido entre o hardware e o software. O software não
entrará no escopo deste trabalho, pois já existem programas como o cura e o repetirhost,
inclusive gratuitos, muito usados pela indústria, que satisfazem todos os requisitos
necessários.
A parte de hardware é um microcontrolador que recebe um arquivo G-code,
linguagem de programação usada por fresadoras e máquinas CNC em geral, e converte em
código binário para ser executado pelos motores. O microcontrolador também é responsável
102
por receber os dados dos sensores e atuar de acordo com cada situação como, por exemplo,
acelerar ou reduzir o avanço dependendo da quantidade de material a ser removido.
Para realizar suas funções, ele precisa controlar os itens vistos na tabela 1.
Tabela 5- tabela de sensores e peças que
terão que ser ligadas ao microcontrolador
Itens Quant. Inputs por Item
Motor de Passo 3 1
Sensor Fim de Curso 6 1
Spindle 1 1
Assim, pode-se observar que o microcontrolador terá que possuir ao menos 10 O/I
digitais para poder controlar todos os itens periféricos utilizados. Além dessa especificação,
é necessário que ele possa se comunicar diretamente ao computador para receber os dados
do G-code em tempo real. Dentre as opções possíveis, a que possui maior quantidade de
referências e cujo os firmware e compiladores de g-code são formulados para é o atmega
2560.
103
Figura 60 : Sensores Fim de Curso da Esq, Mecânico,Magnético,Óptico.
Fonte: http://boutique.semageek.com/43-108/arduino-mega-adk-r3-compatible-android-
.jpg
O Atmega 2460 é a base do arduino Mega e possui mais de 50 pinos O/I digitais e
15 entradas analógicas, além de possuir uma grande comunidade dedicada a desenvolver e
ajudar no uso desse microcontrolador. Uma outra vantagem de utilizar um arduino, como
microcontrolador, é que ele utiliza uma linguagem de programação própria, baseada em C ,
que foi feita com a simplicidade em mente, além de uma grande quantidade de bibliotecas
próprias feitas por membros da comunidade.
7.3 Desenho de Conjunto e Lista dos Componentes (bill of materials –
B.O.M.)
Nessa seção, será concluída a minifresadora e os desenhos técnicos representantes
expostos.
7.3.1 Lista de materiais
A seguir a lista dos componentes necessários para a realização da minifresadora. Em
cada desenho subsequente haverá a lista de matérias por parte.
Item Parte Descrição Quat.
1 Eixo_Y_Superior Tubo Quadrado Aço 1045 1
2 Eixo_Z Tubo Quadrado Aço 1045 4
3 Eixo_X_Inferior Tubo Quadrado Aço 1045 2
4 Eixo_Y_Inferior Tubo Quadrado Aço 1045 1
5 Eixo_X_Superior Tubo Quadrado Aço 1045 2
6 Eixo_Y_Inferior_2 Tubo Quadrado Aço 1045 4
7 Eixo_Y_Inferior
_Esquerdo Tubo Quadrado Aço 1045 1
8 Eixo_Y_Superior_Direito Tubo Quadrado Aço 1045 1
9 Viga_U Viga U 6 x 2" Aço AISI 1045 1
10 Guia_Linear_Y Guia Linear Hiwin Serie EG 4
11 Guia_Linear_EG Guia Linear Hiwin Serie EG 6
12 Encaixe_Carro_Linear_
X Encaixe Aço AISI 1045 2
104
13 Motor de Passo NEMA
23 1.2N-m Motor de Passo Nema 23 4
14 Guia_Linear_X Guia Linear Hiwin Serie EG 2
15 Fuso_X Fuso Esferico Eixo X 16mm 1
16 Guia_Linear_SFlange Guia Linear Hiwin s/Flange Serie
EG 2
17 Encaixe_Carro_Linear_
X _Inf Encaixe Aço AISI 1045 2
18 Fuso_Y Fuso Esférico 16mm 2
19 Floated Side Fuso
Esferico Mancal Fuso Esférico 2
20 Floated Side Fuso
Esférico_Y Mancal Fuso Esférico 2
21 Chapa_Eixo_Z Chapa Aço AISI 1045 1
22 Coupling Acoplamento Flexível 2
23 Conversor Furos Fuso
para motor Conversor Aço AISI 1045 2
24 MB_Turnigy_G110 Motor Brushless 295 kv 1
25 a_6a55m012df1506 Polia 18mm 1
26 a_6a55m034df1512 Polia 53mm Pitch 1
27 a_7y_5mpss1608 Rolamento 1
28 a_7c55mpss3212 Rolamento 1
29 Eixo Spindle Aço AISI 4130 T&R 1
30 Chuck_Teste Aço AISI 1045 1
31 Acoplamento_Z Aço AISI 1045 1
32 Fuso_Z Fuso Esférico 16mm Hiwin 1
33 Guia_Linear_Z Guia Linear Hiwin Serie EG 2
35 a_6a55-022df1508 Polia 33mm Pitch 2
36 Eixo_Z_Carro Carro Linear Hiwin Serie EG 1
37 Barra_3-4_Z Barra 3/4" Aço AISI 1045 2
38 Adaptador_Eixo_Y Adaptador Aço AISI 1045 2
39 Barra_3-4_X Barra 3/4" Aço AISI 1045 2
40 Adaptador_Z Adaptador Aço AISI 1045 1
41 Adaptador_Eixo_X Adaptador Aço AISI 1045 1
42 Adaptador_Eixo_Z Adaptador Aço AISI 1045 1
43 Adaptador_motor_x Adaptador Aço AISI 1045 1
44 Encaixe_Fuso_Correia
_X Encaixe Fuso Aço AISI 1045 1
45 Encaixe_Fuso_Correia
_Z Mancal Fuso Esferico 1
46 a_6a55m026df1510 Polia 40mm Pitch 2
47 Barra_3-4_Y Barra Aço AISI 1045 4
48 Castanha_Fuso Castanha Hiwin FSC 4
49 6001 Rolamento SKF 6001 12
105
50 90128A228 Parafuso Aço c/ capa oxido 3
51 91290A138 Parafuso Aço c/ capa oxido 62
52 91290A138 Parafuso Aço c/ capa oxido 4
53 90128A187 Parafuso Aço c/ capa oxido 4
7.3.2 Desenho de conjunto reduzido
O desenho técnico foi dividido em 5 partes, com uma representação generalizada da
minifresadora e posteriormente 4 subdivisões para melhor compreensão de cada parte.
Esse material pode ser encontrado no anexo 1.
Figura 61 : Render da minifresadora finalizada.
106
8 Conclusão
8.1 Conclusões
A minifresadora projetada atenderá os requerimentos impostos a ela no capítulo 3.
Dentre esses requerimentos, pode-se destacar o preço de componentes, sem a inclusão de
usinagem, abaixo de US $4.000,00 através da utilização de peças pré-fabricadas e
comercializadas. A fresadora possuirá uma área de trabalho de 420x400, superior a
420x297mm desejada. A sua capacidade de usinagem será de realizar desbastes condizentes
com máquinas presentes no mercado atual, incluindo o desbaste de aços de baixo teor de
carbono. As peças que sofrerão o maior desgaste são padronizadas e de fácil aquisição.
Para os requisitos secundários, pode-se destacar um formato de minifresadora que
pode ser facilmente encapsulado para evitar contaminação do ambiente externo.
8.1.1 Sobre o projeto mecânico
O projeto mecânico iniciou-se analisando projetos já consagrados e utilizados pela
indústria. Através desses projetos, uma lista de requerimentos foi desenvolvida com o intuito
de criar o escopo do projeto e suas limitações. Também foram analisadas configurações
possíveis e, a que teve a maior quantidade de parâmetros dentro do escopo do projeto, foi
utilizada.
Com o projeto idealizado foi feita uma análise das forças presentes e sua atuação,
tanto estática quanto dinâmica, no sistema. Essa análise permitiu examinar cada componente
separadamente e escolher o que melhor se encaixava nas necessidades. Esses componentes
selecionados foram tanto as peças mecânicas presentes no projeto como os componentes
eletrônicos.
107
9 Referências Bibliográficas
[1] Silva, Mariana C., Conversão de uma furadeira fresadora manual em uma
fresadora CNC para viabilizar fabricação em série de microtrocadores de
calor, Trabalho de Conclusão de Curso de Graduação em Engenharia
Mecânica – Universidade Federal do Rio de Janeiro, 2014
[2] ANÔNIMO, “NBR-6158: Sistema de Tolerância e Ajustes”, ABNT, Brasil, 1995
[3] REXROTH BOSCH GROUP, Linear Bushings and Shafts (Metric Catalogue).
Disponível em:
<www.boschrexrothus.com/country_units/america/united_states/sub_websites
/brus_dcl/Products/Linear_Bushings_and_Shafts/index.jsp>. Acesso em:
Novembro de 2016.
[4] SKF Single row deep groove ball bearings Disponível em :
<http://www.skf.com/br/products/bearings-units-housings/ball-bearings/deep-
groove-ball-bearings/single-row-deep-groove-ball-bearings/single-
row/index.html?designation=6001#> Acesso em: Novembro de 2016.
[5] HIWIN linear cars and rails. Disponível em:
<http://www.hiwin.com/pdf/linear_guideways.pdf >Acesso em: Novembro de
2016.
[6] HIWIN fusos esféricos Disponível em: <http://www.hiwin.com/pdf/ballscrews.pdf
>Acesso em: Novembro de 2016.
[7] NovaDidacta; fornecedora minifresadora. Disponível em:
<http://www.novadidacta.com.br> Acesso em: Novembro de 2016.
[8] PACOL; fornecedora minifresadoras. Disponível em:< http://www.pacol.com.br
>Acesso em: Novembro de 2016.
[9] NYCCNC; especialista em usinagem usando fresadoras CNC. Disponível em:
<http://www.nyccnc.com >Acesso em: Novembro de 2016.
108
[10] Apostila de Usinagem Disponível em:
<http://www.mecanica.ufrj.br/util/b2evolution/media/blogs/joseluis/usinagem.
pdf> Acesso em: Novembro de 2016.
[11] Ferramentas Kennedy; distribuidor de bits e fresas Disponível em:
<http://busca.ferramentaskennedy.com.br/?busca=fresa> Acesso em:
Novembro de 2016.
[12] Anselmo Eduardo Diniz, Fransisco Carlos Marcondes, Nivaldo Lemos Coppini
“Tecnologia Da Usinagem Dos Materiais “,8ª edição, 2013
[13]”APLICAÇÃO DA EQUAÇÃO DE KIENZLE NA DETERMINAÇÃO DA
FORÇA E POTÊNCIA DE CORTE NA USINAGEM EM TORNO
CONVENCIONAL”
João Batista RODRIGUES FILHO (1); Luis Paulo Nepomuceno de SOUSA (2); Marília
Feliciano ALVES (3);
André Pimentel MOREIRA (4); Clayton Ricarte da SILVA (5); Evaldo Correia MOTA
(6)
[14]Araujo, Anna Carla Monteiro Estudo das foras de usinagem no fresamento de topo
rio de janeiro 1999 M.Sc. Engenharia Mecânica - UFRJ
[15]Fransisco Provenza, “Projetista de maquinas; Pro-tec” 2ª edição 1990
[16] Stephen H.Crandell, Norman C. Dahl , Thomas J. Lardner “An introduction to the
mechanics of solids”, 2ª edição ,
[17] HIWIN fusos esféricos data sheet. Disponível em:
<http://www.hiwin.com/pdf/ballscrews.pdf >Acesso em: Novembro de 2016.
[18] HIWIN fusos esféricos data sheet. Disponível em:
<http://www.hiwin.com/pdf/ballscrew_installation.pdf> Acesso em:
Novembro de 2016.
109
[19] TUBOSIPIRANGA; vendedor de tubos Disponível em:
<http://www.tubosipiranga.com.br/downloads/tubos_quadrados.pdf >Acesso
em: Novembro de 2016.
[20] TEKKNO MECATRONICA; fornecedor de motores de passo. Disponível em:
<https://www.tekkno.com.br/categoria/267/Motores-de-Passo/Motores>
Acesso em: Novembro de 2016.
[21] UNISANTA ,Apostila de flambagem, Disponível em:
<http://cursos.unisanta.br/mecanica/ciclo6/flambagem-compressao.pdf>
Acesso em: Novembro de 2016.
[22] Virgil M. Faires , “Elementos Orgânicos de Máquinas “ 1980
[23] CISER PARAFUSOS; fornecedor de parafusos, Disponível em:
<http://www.ciser.com.br/htcms/media/pdf/tabela-de-
precos/br/informacoes_tecnicas.pdf> Acesso em: Novembro de 2016.
[24] Curso de Vibrações Universidade de São Paulo; USP, Disponível em: <
http://www2.eesc.usp.br/labdin/mucheroni/Vibr%20Mec%2003.pdf> .Acesso
em: Novembro de 2016.
110
Anexo 1 – Desenhos Técnico
111
460
556.76
2
760
760
1
512.40
43
Unidade: mmEscala 1:2Folha n° 1
Data: 29/10/16
Desenho de Conjunto
Prof: Flavio De Marco
Nome: Gabriel RamalhoDepartamento de Engenharia Mecânica UFRJ
Item Parte Descrição Quant
1
1
1
1
1
2
3
4
Chassi + Barramento_Z
Barramento_X
Barramento_Z
Spindel
Chassi Tubo quadrado/Barramento Y
Barramento Eixo X
Barramento Eixo Z
Spindel
841
1189
760
457
B
B
16
9
15
8
760
550
6 5
5
SEÇÃO B-B
Escala 1 : 2
2
4
6
11
14
1
10
12
18
17
13
1920
21
Item Parte Descrição Quant.
1 Eixo_Y_Superior Tubo Quadrado Aço 1045 60x60x3mm 1
2 Eixo_Z Tubo Quadrado Aço 1045 4
3 Eixo_X_Inferior Tubo Quadrado Aço 1045 2
4 Eixo_Y_Inferior Tubo Quadrado Aço 1045 15 Eixo_X_Superior Tubo Quadrado Aço 1045 2
6 Eixo_Y_Inferior_2 Tubo Quadrado Aço 1045 47 Eixo_Y_Inferior _Esquerdo Tubo Quadrado Aço 1045 1
8 Eixo_Y_Superior_Direito Tubo Quadrado Aço 1045 1
9 Guia_Linear_Y Guia Linear Hiwin Serie EG 4
10 Fuso_Y Fuso Esferico 16mm, Passo 5mm 2
11 Motor de Passo NEMA 23 Motor de Passo Nema 23 1.2N-m 2
12 Floated Side Fuso Esferico_Y Mancal Fuso Esferico 2
13 Coupling Acoplamento Flexivel 2
14 Conversor Furos Fuso para motor Conversor Aço AISI 1045 2
15 Adaptador_Eixo_Y Adaptador Aço AISI 1045 2
16 Barra_3-4_Y Barra Aço AISI 1045 4
17 Castanha_Fuso Castanha Hiwin FSC 2
18 6001 Rolamento SKF 6001-OD 28 ; OI 12 6
19 91290A138Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M4 x
20mm36
20 90128A228 Parafuso Aço c/ capa oxido 8
21 90128A228Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M5 x
20mm12
Departamento de Engenharia Mecânica UFRJNome: Gabriel Ramalho
Prof: Flavio De Marco
Chassi + Barramento Y
Data: 29/10/16
Folha n° 2 Escala 1:2Unidade: mm
600
152
.40
32
9
51216
678
1
15
19
11
14
17
100
.94
10 13
18
106
.33
4
Item Parte Descrição Quant.1 Viga_U Viga U 6 x 2" Aço AISI 1045 1
2 Guia_Linear_EG Guia Linear Hiwin Serie EG 2
3 Encaixe_Carro_Linear_X Encaixe Aço AISI 1045 2
4 Motor de Passo NEMA 23 Motor de Passo Nema 23 1.2N-m 1
5 Guia_Linear_X Guia Linear Hiwin Serie EG 2
6 Fuso_X Fuso Esferico Eixo X -16mm, 5mm de Passo 1
7 Guia_Linear_SFlange Guia Linear Hiwin s/Flange Serie EG 2
8 Encaixe_Carro_Linear_X _Inf Encaixe Aço AISI 1045 2
9 Floated Side Fuso Esferico Mancal Fuso Esferico 1
10 a_6a55-022df1508 Polia 33mm Pitch 1
11 Barra_3-4_X Barra Aço AISI 1045 2
12 Adaptador_Eixo_X Adaptador Aço AISI 1045 1
13 Adaptador_motor_x Adaptador Aço AISI 1045 1
14 Encaixe_Fuso_Correia_X Encaixe Fuso Aço AISI 1045 1
15 a_6a55m026df1510 Polia 40mm Pitch 1
16 Castanha_Fuso Castanha Hiwin FSC 1
17 6001 Rolamento SKF 6001-OD 28 ; OI 12 3
18 90128A228 Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M5 16mm 3
19 91290A138 Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M4 x 20mm 18
Unidade: mmEscala 1:1Folha n° 3
Departamento de Engenharia Mecânica UFRJNome: Gabriel Ramalho
Prof: Flavio De Marco
Barramento Eixo X
Data: 29/10/16
260
A
A
1012
13
5
3
2
8
16
7
19
150
151
.05
115
6
1
4
61.05
SEÇÃO A-A
ESCALA 1 : 1
9
18
15
11
14
1
20
17
Item Parte Descrição Quant.1 Guia_Linear_EG Guia Linear Hiwin Serie EG 42 Chapa_Eixo_Z Chapa Aço AISI 1045 1
3 Fuso_Z Fuso Esferico 16mm Hiwin 1
4 Floated Side Fuso Esferico Mancal Fuso Esferico 1
5 Guia_Linear_Z Guia Linear Hiwin Serie EG 2
6 Motor de Passo NEMA 23
Motor de Passo Nema 23 1.2N-m 1
7 Eixo_Z_Carro Carro Linear Hiwin Serie EG 1
8 Barra_3-4_Z Barra 3/4" Aço AISI 1045 2
9 a_6a55-022df1508 Polia 33mm Pitch 110 Adaptador_Z Adaptador Aço AISI 1045 1
11 Adaptador_Eixo_Z Adaptador Aço AISI 1045 1
12 Encaixe_Fuso_Correia_Z Mancal Fuso Esferico 1
13 a_6a55m026df1510 Polia 40mm Pitch 1
14 Castanha_Fuso Castanha Hiwin FSC 1
15 6001 Rolamento SKF 6001-OD 28 ; OI 12 3
16 91290A138 Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M4 x 20mm 8
17 90128A187 Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M3 x 16mm 8
18 90128A228 Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M5 x 20mm 4
19 91290A310 Parafuso Cabeca Cilindrica c/ sextavado interno M6 x 35mm 4
20 Pino Parafuso s/Cabeça c/ sextavado interno M4 x 8mm 2
Unidade: mmEscala 1:1Folha n° 4
Departamento de Engenharia Mecânica UFRJNome: Gabriel Ramalho
Prof: Flavio De Marco
Barramento Eixo Z
Data: 29/10/16
17.88
112
B
B
2
1
3
110 7
5
8
59
53 75
SEÇÃO B-B
Escala 1 : 1
6
74
Item Parte Descrição QTY.1 MB_Turnigy_G110 Motor Brushless 295 kv 1
2 a_6a55m012df1506 Polia 18mm 1
3 a_6a55m034df1512 Polia 53mm Pitch 14 a_7y_5mpss1608 Rolamento 1
5 a_7c55mpss3212 Rolamento 1
6 Eixo Spindle Aço AISI 4130 T&R 1
7 Mandril Mandril Jacobson 13mm 18 Acoplamento_Z Aço AISI 1045 1
Unidade: mmDepartamento de Engenharia Mecânica UFRJ Data: 29/10/16
Nome: Gabriel RamalhoProf: Flavio De Marco Folha n° 5 Escala 1:1
Spindel
