Competitividade de máquinas-ferramenta: Conceitos ... · 4.1 Modelo de comparação ... estrutura sem compensação de deformações para uma carga de 153,3t distribuída a todo

Competitividade de máquinas-ferramenta:

Conceitos inovadores aplicados a uma quinadora

Trabalho realizado na ADIRA S.A.

Pedro João Barbosa Ribeiro

Relatório do projecto final do MIEM

Orientador na Adira: Engenheiro Tiago Brito e Faro

Co-Orientadores na FEUP: Professor Paulo Tavares de Castro

Professor Abel Dias dos Santos

Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto

Mestrado Integrado em Engenharia Mecânica

Fevereiro 2010

i

Resumo

O presente relatório incide sobre um estudo de viabilidade técnica e económica de um nova

estrutura de quinadora que utiliza uma arquitectura com montantes fechados soldados aos

topos do avental fixo. Este, por sua vez, incorpora um novo sistema de compensação de

deformações que pretende ser uma alternativa simples, robusta e económica ao sistema

actualmente utilizado. Este novo sistema foi dimensionado de modo a compensar não só as

deformações naturais sofridas pela estrutura mas também conferir imunidade aos erros de

input que geralmente afectam a qualidade da quinagem ao ar.

O sistema idealizado baseia-se na introdução de rasgos no avental fixo criando duas secções

em balanço que se deformam quando carregadas copiando a deformação do avental móvel e

garantindo o paralelismo entre ferramentas, requisito essencial para a obtenção de peças

quinadas ao ar com boa precisão dimensional. Calços móveis no interior do rasgo permitem

optimizar a deformação das secções em balanço para diferentes comprimentos de quinagem.

Verificou-se que com este sistema obtêm-se níveis de paralelismo próximos, embora não tão

bons, dos conseguidos com o sistema actual. Porém, o facto de as secções em balanço se

deformarem proporcionalmente à carga representa uma vantagem pois isto assegura que o

paralelismo está sempre garantido, sendo independente dos parâmetros utilizados pelo

comando numérico para calcular o bombeado a introduzir para cada situação de carga no

sistema actual, parâmetros esses que estão relacionados com as características das chapas e

que sofrem de alguma variabilidade, sendo que isso se repercute por vezes em peças

defeituosas.

A optimização do desenho da máquina foi conseguida com recurso a uma ferramenta

informática que se baseia no método dos elementos finitos tendo sido efectuadas inúmeras

simulações a vários modelos da máquina com vista a encontrar a posição óptima para os

rasgos e para os calços no seu interior.

Finalmente fez-se um estudo comparativo entre uma estimativa dos custos de produção da

nova estrutura e os custos de produção de uma estrutura actual.

Concluiu-se que esta nova estrutura, com sistema de correcção de deformações incorporado,

proporciona algumas vantagens técnicas e económicas face à solução actual podendo ser

perfeitamente utilizada para uma quinadora de gama média oferecendo bons níveis de

precisão a um custo contido.

ii

Abstract

This report focuses on a study of technical and economic feasibility of a new frame body for

press brake that uses closed side frames welded to the tops of the lower table instead of the

typical “C” shape side frames. The lower table, in turn, incorporates a new deflection

compensation device which intends to be a simple, robust and economic alternative to the

system currently used. This new system has been designed to compensate not only the natural

deformations suffered by the frame body but also confer immunity to input errors that

generally affect the quality of air bending.

The idealized system consists in the introduction of slots on the lower table creating two

cantilever sections that deforming when loaded copying the deformation of the ram and

ensuring parallelism between tools, essential requirement to obtain bended parts with good

dimensional accuracy. Moveable supports inside each slot optimize the deformation of the

cantilever sections for different bending lengths. It was concluded that this new device allows

acceptable levels of parallelism between tools, although not as good as the achieved with the

current system. However, the fact that the cantilever sections deforms in proportion to the

load is advantageous because it ensures that the parallelism is always guaranteed and is

independent of the parameters used by the numerical control to calculate the crowning by the

current system for each load case. Those parameters are related with the characteristics of

sheet metal and not always are known with sufficient accuracy to allow a correct crowning

calculation.

The optimization of the machine design was achieved using a finite element method based

software with which several simulations to the frame body behavior was made in order to find

the optimal position for the slots and the supports inside.

Finally it was made a comparative study between the estimated costs of production of the new

frame body and production cost of an existing machine frame body.

It was concluded that this new frame body with incorporated deflection compensation device

bring some technical and economic advantages compared to the current solution and can be

used for a mid-range press brake offering good levels of accuracy at a contained cost.

iii

Agradecimentos

Agradeço a todo o pessoal da secção de engenharia da Adira S.A. pelo apoio prestado no

decurso do meu estágio e por todas as experiências partilhadas em especial aos mais directos

seguidores deste trabalho: o Engº Tiago Faro e o Sr. António Alves. Agradeço também ao

José Meneses pelo auxílio prestado na estimativa de custos de produção da estrutura em

estudo.

Agradeço aos meus orientadores na FEUP, o Prof. Paulo Tavares de Castro e o Prof. Abel

Santos pelo envolvimento demonstrado e pelas sugestões comigo partilhadas que conduziram

a importantes melhorias no trabalho.

Agradeço à Ema por todo o apoio e pela preciosa ajuda na redacção do trabalho.

iv

v

Índice

1 Introdução ................................................................................................................. 1

1.1 Apresentação da Empresa Adira S.A. ................................................................ 1

1.2 Âmbito do projecto realizado ............................................................................ 3

1.3 Desenvolvimento do trabalho na Adira S.A. ..................................................... 5

1.4 Temas Abordados no Presente Relatório ........................................................... 7

2 Fundamentos da tecnologia de quinagem de chapa.................................................. 9

2.1 A Quinadora ....................................................................................................... 9

2.2 Estruturas de quinadoras .................................................................................. 13

2.3 O processo ........................................................................................................ 19

2.4 Revisão de alguns métodos de compensação de deformações dos aventais em

quinadoras e suas limitações....................................................................................... 27

3 Novo sistema idealizado e simulação numérica dos modelos desenvolvidos ........ 37

3.1 Novo conceito de compensação de deformações estudado ............................. 37

3.2 Considerações relativas à simulação dos modelos........................................... 39

3.3 Simulações realizadas para definir a posição e dimensões dos rasgos ............ 43

3.4 Modelo intermédio ........................................................................................... 73

3.5 Modelo final ..................................................................................................... 77

3.6 Comportamento da máquina em carregamentos descentrados ...................... 101

4 Análise de custos .................................................................................................. 107

4.1 Modelo de comparação .................................................................................. 107

4.2 Análise da variação de custos operacionais e de materiais ............................ 109

4.2.1 Matérias-primas e Oxicorte .................................................................... 109

4.2.2 Soldadura e maquinagem........................................................................ 114

4.3 Estimativa da variação no custo final da máquina ......................................... 117

5 Conclusões e perspectivas de trabalho futuro....................................................... 119

vi

6 Referências e Bibliografia .................................................................................... 121

Anexos .......................................................................................................................... 123

Anexo A Tabela de quinagem ................................................................................... 125

Anexo B – Folha de catálogo onde consta o aço utilizado na construção dos

componentes da estrutura. ............................................................................................ 127

Anexo C – Parâmetros de oxicorte em função da espessura de chapa ......................... 129

vii

Índice de figuras

Figura 1.1 Quinadora do tipo ascendente QH-6025 de finais dos anos 60. ............................ 1

Figura 1.2 Produtos Adira recentes. (a) Corte de chapa por feixe laser. (b) Quinagem

robotizada. .................................................................................................................................. 2

Figura 1.3 Vista aérea das instalações da Adira. ..................................................................... 2

Figura 2.1 Célula robotizada de quinagem. ............................................................................ 10

Figura 2.2 Componentes de uma quinadora moderna (vista de frente)................................. 10

Figura 2.3 Componentes de uma quinadora moderna (vista de trás). ................................... 11

Figura 2.4 Estruturas de quinadoras. (a) Com montantes tipo “C”. (b) Com montantes

tipo ”O” .................................................................................................................................... 13

Figura 2.5 – Esquematização das cargas e restrições aplicadas nos dois tipos de

montante: a) Montante tipo “C”. b) Montante tipo “O” .......................................................... 14

Figura 2.6 Distribuição de tensões no montante actual para uma carga de 80 t. (Escala

de ampliação de deformações - 200x) ...................................................................................... 15

Figura 2.7 Distribuição de tensões num montante tipo “O” para uma carga de 80 t.

(Escala de ampliação de deformações - 400x) ......................................................................... 15

Figura 2.8 Distribuição da componente vertical (eixo dos zz) de deformação no novo

montante (escala de ampliação de deformações - 400x). ......................................................... 16

Figura 2.9 Distribuição da componente vertical (eixo dos zz) de deformação no

montante actual (escala de ampliação de deformações - 200x). ............................................... 16

Figura 2.10 – Distribuição da componente horizontal (eixo dos yy) de deformação no

novo montante (escala de ampliação de deformações - 400x). ................................................ 16

2.11 – Distribuição da componente horizontal (eixo dos yy) de deformação no montante

actual (escala de ampliação de deformações - 200x). .............................................................. 16

Figura 2.12 Cilindros usados actualmente e sua amarração à estrutura. (a) Vista

lateral. (b) Vista de trás............................................................................................................. 17

Figura 2.13 Possível apresentação final da máquina. ............................................................ 18

Figura 2.14 Exemplos de peças quinadas para diferentes aplicações. (a) Ligações de

perfis em construção metálica. (b) Componentes de chassis de veículos pesados. (c)

Componentes de aparelhos eléctricos. ...................................................................................... 19

Figura 2.15 Quinagem a fundo .............................................................................................. 20

Figura 2.16 Quinagem no ar .................................................................................................. 20

viii

Figura 2.17 Quinagem em 3 pontos ...................................................................................... 21

Figura 2.18 Parâmetros geométricos necessários para a determinação da profundidade

de quinagem e ângulo correspondente, Martins 2005. ............................................................. 22

Figura 2.19 Deformações características dos aventais de uma quinadora sem sistema

de compensação de deformações. ............................................................................................. 27

Figura 2.20 Peça em forma de canoa. ................................................................................... 27

Figura 2.21 Intermediários porta-punções. (a) Vista de frente com ferramenta

montada. (b) Vista de trás onde é possível visualizar a cunha ajustável. (c) Técnica de

afinação dos intermediários. ..................................................................................................... 28

Figura 2.22 – Princípio de funcionamento da mesa bombeada. (a) Vista do interior do

mecanismo mostrando o sistema de cunhas. (b) Esquema de funcionamento do

mecanismo. ............................................................................................................................... 29

Figura 2.23 – Possíveis formas de accionamento. (a) Por servomotor. (b) Manualmente

por manivela. ............................................................................................................................ 30

Figura 2.24 ” Press brake deflection compensating device”. Inventor: David L.

Houston, 1990. .......................................................................................................................... 30

Figura 2.25 ”Die crowning apparatus for press brake”. Inventor :Tsuneo Kogure,

1988. Proprietário: Amada Company , Limited. ..................................................................... 30

Figura 2.26 “Apparatus and method for overcoming angular deviations in a

workpiece” Inventores :Einar E. Hilton, John C. Tolkamp, 2003. Proprietário:

Shearpress Sales, Inc. ............................................................................................................... 30

Figura 2.27 Funcionamento da quinadora Hämmerle 3P. (a) Vista de frente mostrando

o comportamento da almofada hidráulica. (b) Vista lateral em corte. ..................................... 31

Figura 2.28 – Funcionamento do sistema de bombeado com cilindros hidráulicos em

avental tipo sandwich. (a) Cilindro hidráulico de pequeno curso. (b) Esquema de

funcionamento. (c) Vista lateral em corte mostrando o cilindro apoiado nas chapas

exteriores e forçando a subida da chapa interior. ..................................................................... 32

Figura 2.29 – “Press brake with active lower table”. Inventor: Claude Gascoin.

Proprietário: Amada Europe. (a) Vista de frente. (b) Vista lateral em corte. (c) Sistema

de controlo aplicado ao avental fixo. ........................................................................................ 32

Figura 2.30 – “Press brake crowning method and device therefore”. Inventor: Koji

Shima. Proprietário: Amada Company, Ltd, 2000. ................................................................. 33

Figura 2.31 – Mesa bombeada em processo de afinação. ........................................................ 35

ix

Figura 2.32 Sistema laser Angle Wizard de avaliação do ângulo de quinagem

implementado numa quinadora Adira. ..................................................................................... 35

Figura 3.1 Sistema de compensação de deformações idealizado aplicado ao avental

fixo da nova estrutura. .............................................................................................................. 38

Figura 3.2 - Elemento sólido utilizado. .................................................................................... 39

Figura 3.3 – Sapatas de uma quinadora. (a) Sapata anterior. (b) Sapata posterior. (c)

Restrições aplicadas para simular a amarração da nova estrutura ao chão. ............................. 40

Figura 3.4 Condição de fronteira (a verde) aplicada ao avental móvel relativa ao

guiamento. ................................................................................................................................ 41

Figura 3.5 Secção da zona de amarração das ferramentas ao avental móvel. (a) Secção

utilizada nas simulações efectuadas. (b) Secção real. .............................................................. 41

Figura 3.6 – Condições de fronteira aplicadas aos calços. ....................................................... 42

Figura 3.7 Zonas de aplicação da condição de simetria. ....................................................... 42

Figura 3.8 Avental móvel. (a) Actual. (b) Novo. .................................................................. 43

Figura 3.9 – Modelo utilizado nas primeiras simulações ......................................................... 44

Figura 3.10 – Dimensões gerais do modelo utilizado nas primeiras simulações. .................... 45

Figura 3.11 – Dimensões a encontrar. ...................................................................................... 45

Figura 3.12 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo da

estrutura sem compensação de deformações para uma carga de 153,3t distribuída a todo

o comprimento (escala de ampliação de deformações: 50x). ................................................... 47

Figura 3.13 – Andamento das deformadas dos aventais para uma carga de 153,3 t

distribuída a todo o comprimento. ............................................................................................ 48


modelo para as condições da iteração 1. (a) P=600mm (escala de ampliação de

deformações: 25x). (b) P=700mm (escala de ampliação de deformações: 25x). ..................... 49

Figura 3.15 Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos

nodais situados na zona de aplicação das cargas para as condições da iteração 1. .................. 50

Figura 3.16 Distribuição de tensões na zona do rasgo para as condições da iteração 1

com P=600mm. ......................................................................................................................... 50


com P=700mm. ......................................................................................................................... 51

x

Figura 3.18 – Distribuição da componente vertical (eixo dos zz) de deformação no








Figura 3.21 – Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos



com P=675mm. ......................................................................................................................... 55







com P=750mm. ......................................................................................................................... 59


com P=800mm. ......................................................................................................................... 59




Figura 3.28 – Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos



com P=680mm. ......................................................................................................................... 61

Figura 3.30 – Diagrama mostrando o efeito da alteração das variáveis relacionadas com

o sistema rasgos com calços. .................................................................................................... 62

Figura 3.31 – Calço paralelepipédico ....................................................................................... 63

Figura 3.32 – Malha utilizada (599243 elementos) .................................................................. 63

xi

Figura 3.33 Regiões com tensão superior à tensão limite de elasticidade do aço

S235JR na zona do rasgo. ........................................................................................................ 64

Figura 3.34 Pressões de contacto entre a superfície do calço paralelepipédico e a

superfície do rasgo. ................................................................................................................... 64

Figura 3.35 Calço tipo H. ....................................................................................................... 65

Figura 3.36 Malha utilizada (599572 elementos). .................................................................. 65


S235JR utilizando calço do tipo H. .......................................................................................... 65

Figura 3.38 Pressões de contacto entre a superfície do calço tipo H e a superfície do

rasgo. ........................................................................................................................................ 66

Figura 3.39 – Calço tipo deslizante. ......................................................................................... 67

Figura 3.40 Malha utilizada (60107 elementos). ................................................................... 67


S235JR utilizando calço do tipo deslizante. ............................................................................. 68

Figura 3.42 Pressões de contacto entre a superfície do calço tipo deslizante e a

superfície do rasgo. ................................................................................................................... 68

Figura 3.43 – Tensões geradas na extremidade do rasgo com raio de concordância de

80mm. ....................................................................................................................................... 69

Figura 3.44 Tensões geradas na extremidade do rasgo com raio de concordância de

80mm e chapas de reforço com 25mm. .................................................................................... 70

Figura 3.45 Tensões geradas na extremidade do rasgo com raio de concordância de

80mm e chapas de reforço com 40mm. .................................................................................... 70

Figura 3.46 - Tensões geradas na extremidade do rasgo utilizando enxerto tubular com

raio exterior 120mm e raio interior 80mm. .............................................................................. 71

Figura 3.47 Solução final implementada para contornar as tensões elevadas na

extremidade dos rasgos. ............................................................................................................ 72

Figura 3.48 – Dimensões gerais do modelo intermédio. .......................................................... 73

Figura 3.49 – Vista em perspectiva do modelo intermédio. ..................................................... 74

Figura 3.50 – Ligação tipo pin entre a mesa e o avental fixo. Esta ligação pretende

simular a existência de uma cavilha. ........................................................................................ 77

Figura 3.51 Imagem e esquema da ligação utilizada entre o avental móvel e as hastes

dos cilindros. ............................................................................................................................. 77

xii

Figura 3.52 – Simulação em Cosmos da ligação entre o avental móvel e a haste do

cilindro. ..................................................................................................................................... 78

Figura 3.53- Modelo final utilizado. (a) Vista em perspectiva pelo lado esquerda. (b)

Vista em perspectiva pelo lado direito. .................................................................................... 79

Figura 3.54 – Dimensões gerais do modelo final. .................................................................... 80

Figura 3.55 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo analisado

com uma carga de 71,06t distribuída em 3m (escala de ampliação de deformações: 75x). ..... 81

Figura 3.56 – Gráfico mostrando o andamento das deformadas dos aventais e a

evolução do desvio entre elas ao longo do comprimento para uma carga de 71,06t................ 82


evolução do desvio entre elas ao longo do comprimento para uma carga de 153,26t.............. 83


evolução do desvio entre elas ao longo do comprimento para uma carga de 45,7t.................. 83

Figura 3.59 - Gráfico mostrando o andamento das deformadas dos aventais e a evolução

do desvio entre elas ao longo do comprimento para uma carga de 130,20 t. ........................... 84

Figura 3.60 – Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma

carga de 153,26t distribuída em 3m.......................................................................................... 85

Figura 3.61 – Pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo para uma

carga de 153,26t distribuída em 3m.......................................................................................... 85

Figura 3.62 Distribuição da componente vertical de deformação no modelo analisado

com uma carga de 118,45t distribuída em 2,5m (escala de ampliação de deformações:

75x). .......................................................................................................................................... 86

Figura 3.63 Gráfico mostrando o andamento das deformadas dos aventais para uma

carga de 118,45t distribuída em 2,5m....................................................................................... 87

Figura 3.64 Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma


Figura 3.65 Pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo para uma



com uma carga de 135t distribuída em 2m (escala de ampliação de deformações: 75x). ........ 89

Figura 3.67 – Gráfico com o andamento das deformadas dos aventais para uma carga de

135t distribuída em 2m. ............................................................................................................ 90

xiii

Figura 3.68 – Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma

carga de 135t distribuída em 2m............................................................................................... 90


carga de 135t distribuída em 2m............................................................................................... 91


com uma carga de 154,64t distribuída em 1,6m (escala de ampliação de deformações:

75x). .......................................................................................................................................... 92


154,64t distribuída em 1,6m. .................................................................................................... 93


carga de 154,64 t distribuída em 1,6m...................................................................................... 93




sem calços inseridos nos rasgos com uma carga de 154,64t distribuída em 1,6m (escala

de ampliação de deformações: 75x). ........................................................................................ 94

Figura 3.75 - Gráfico com o andamento das deformadas dos aventais para uma carga de

154,64t distribuída em 1,6m sem calços inseridos nos rasgos. ................................................ 95

Figura 3.76 - Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma

carga de 154,64t distribuída em 1,6m sem o calço inserido no rasgo. ..................................... 95


com uma carga de 96,65t distribuída em 1m (escala de ampliação de deformações: 75x). ..... 97


96,65 t distribuída em 1m. ........................................................................................................ 98


carga de 96,65t distribuída em 1m............................................................................................ 98


carga de 96,65t distribuída em 1m............................................................................................ 99

Figura 3.81 Equilíbrio de força numa quinadora para uma carga descentrada. .................. 101

Figura 3.82- Malha utilizada no modelo da estrutura completa para análise do seu

comportamento em cargas descentradas................................................................................. 102

Figura 3.83 – Condições de fronteira aplicadas ao modelo da estrutura completa. ............... 103

xiv


estrutura completa para uma quinagem requerendo 96,65t localizada na extremidade da

mesa (escala de ampliação de deformações:100x). ................................................................ 104

Figura 3.85 – Andamento das deformadas dos aventais para uma quinagem requerendo

96,65t localizada na extremidade da mesa. ............................................................................ 104


estrutura completa para uma quinagem requerendo 96,65t localizada a 750mm da

extremidade da mesa (escala de ampliação de deformações:100x). ...................................... 105

Figura 3.87 – Andamento das deformadas dos aventais para uma quinagem requerendo

96,65t localizada a 750 mm da extremidade da mesa ............................................................ 106

Figura 4.1 – Guimadira PM16030. ......................................................................................... 107

Figura 4.2 – Identificação dos componentes estruturais de uma estrutura PM16030. ........... 109

Figura 4.3 – Identificação dos componentes estruturais da nova estrutura. ........................... 110

Figura 4.4 – Perfil do avental fixo obtido por oxicorte. ......................................................... 110

Figura 4.5 – Perfil do montante obtido por oxicorte. ............................................................. 111

Figura 4.6 – Visão geral das soldaduras e das superfícies maquinadas na nova estrutura. .... 115

Competitividade de máquinas-ferramenta – Conceitos inovadores aplicados a uma quinadora

1

1 Introdução

1.1 Apresentação da Empresa Adira S.A.

O trabalho apresentado neste relatório foi realizado na Adira S.A., uma empresa do grupo

com o mesmo nome que se dedica à concepção, produção e comercialização de máquinas-

ferramenta para trabalhar chapa, nomeadamente quinadoras, guilhotinas e centros de corte a

laser. Produz também sistemas automáticos de carga, descarga e armazenamento de chapa

associáveis a estas máquinas.

Fundada em 1956 por António Dias Ramos, esta empresa dedicou-se primeiramente ao

fabrico de máquinas-ferramenta tradicionais tendo-se especializado em máquinas para corte e

conformação de chapa a partir da década de

60. A primeira guilhotina, ainda mecânica,

foi construída em 1961. Em 1964, com a

primeira quinadora ascendente tipo QH, a

Adira foi a primeira empresa portuguesa a

fabricar máquinas-ferramenta com

accionamento hidráulico. Na figura 1.1

mostra-se um destes modelos.

Em 1968, deu-se início à fabricação das primeiras guilhotinas hidráulicas de ângulo variável,

as GHV e, em 1969, às quinadoras descendentes com sincronismo electro-hidráulico, as QIH.

No decorrer dos anos 70, foi lançada a primeira quinadora hidráulica com sincronismo

electrónico e comando numérico, o primeiro português, desenvolvido em conjunto

precisamente com a FEUP. Em 1994 a Adira foi o primeiro fabricante europeu a ser

certificado segundo a norma ISO 9000 e o primeiro em todo o mundo a ter a sua gama

completa de produtos com certificação CE.

Figura 1.1 Quinadora do tipo ascendente QH-6025 de

finais dos anos 60.

2

Já no novo milénio a Adira produziu o seu primeiro centro de corte laser (CCL) (figura 1.2 -

a) e os sistemas Lift-adiramatic de logística de chapa. Mais recentemente passou a oferecer a

possibilidade de associar robots às suas quinadoras criando células robotizadas de quinagem

sem necessidade de operadores (figura 1.2 - b).

Os seus mais de 50 anos de laboração foram pautados por “inovação permanente”, premissa

que constitui o actual lema da empresa. Durante este período, a Adira acumulou vasta

experiência na sua área de actividade, cultivando sempre uma imagem de prestígio a nível

mundial sendo que, actualmente, exporta cerca de 75% da sua produção estando presente em

mais de 50 países.

Na carteira de clientes do grupo constam instituições e empresas como: NASA, Boeing,

Lockheed, Bombardier, OGMA, Tap Portugal, Air France, Vulcano, Salvador Caetano,

Metalogalva, Galucho, Leci-Trailer, Zamarbu, Siemens, Motorola, Efacec, Alfa Laval,

Thyseen, Carrier, US Navy entre outras.

As instalações da Adira (figura 1.3)

ocupam uma área de cerca de 10000 m2

pelos quais se distribuem pavilhões de

fabrico e montagem, um edifício para os

serviços financeiros e outro para os

gabinetes técnico e comercial.

Actualmente esta empresa assegura cerca

de 200 postos de trabalho. Do grupo fazem ainda parte a Guifil, a Normáquina e a Oxisol que

se ocupa de toda a construção soldada.

(b) (a)

Figura 1.2 Produtos Adira recentes. (a) Corte de chapa por feixe laser. (b) Quinagem robotizada.

Figura 1.3 Vista aérea das instalações da Adira.


3

1.2 Âmbito do projecto realizado

O problema da precisão e da constância do ângulo de quinagem ao longo do comprimento das

peças quinadas há muito que mobiliza esforços por parte dos fabricantes de quinadoras tendo

sido necessários importantes avanços para se conseguir peças quinadas com tolerâncias

abaixo de 1º como sejam mecanismos de bombeado com o intuito de compensar as

deformações sofridas pelos aventais mantendo o paralelismo das ferramentas, sistema de

uniformização da força ao longo do avental através de almofadas hidráulicas, sistemas de

medição em tempo real do ângulo de quinagem, etc.

Independentemente da quantidade/qualidade da tecnologia empregue, os fabricantes deste tipo

de máquinas devem ter sempre em conta as exigências do mercado e as necessidades dos seus

clientes. Uma quinadora pode estar preparada para a execução de quinagens de grande

precisão, mas a que preço? Ser competitivo no mercado actual requer um bom equilíbrio entre

tecnologia e custo sendo que a fiabilidade e robustez das máquinas são também factores

importantes para a reputação de uma empresa. A este respeito refira-se que nas quinadoras

Adira a grande maioria das reclamações surgem em consequência de problemas de natureza

eléctrica/electrónica.

Actualmente, no mercado das quinadoras, a Adira luta para não perder terreno em termos de

qualidade de quinagem e fiabilidade dos seus produtos para os grandes fabricantes mundiais

como sejam a Trumpf, Bystronic, Amada, etc., porém tem que contar com a feroz

concorrência de empresas oriundas de países como a China ou a Turquia que vendem os seus

produtos a preços muito apelativos e com um nível de qualidade tendencialmente crescente.

Surgiu assim a ideia de projectar uma quinadora simples e robusta que contemplasse uma

alternativa ao sistema de compensação de deformações actual que oferecesse resultados

próximos dos actuais a um preço mais competitivo.

A solução pensada consiste na introdução de rasgos horizontais no avental fixo alterando

assim as suas características de rigidez e fazendo com que a deformação sofrida por este copie

a deformação do avental móvel. Calços móveis no interior dos rasgos optimizam a forma

deste “bombeado natural” para quinagens em diferentes posições ao longo do comprimento

útil da máquina. O facto de se utilizar a própria rigidez dos aventais para se obter o

paralelismo entre ferramentas garante que este seja sempre conseguido independentemente da

reacção que a chapa a quinar ofereça, uma vez que as deformações serão proporcionais à

carga. Isto torna o sistema imune a erros no input do comando numérico, nomeadamente os

valores da espessura da chapa e da resistência dos materiais utilizados, valores estes que nem

4

sempre são conhecidos com exactidão e deles depende em muito o cálculo do bombeado a

introduzir pelo sistema actual (sistema passivo).

Para além do novo sistema de compensação pensado, a própria estrutura apresenta uma nova

arquitectura com montantes fechados, soldados às extremidades do avental fixo. A opção por

esta nova configuração não está relacionada directamente com o sistema de compensação

idealizado mas antes com a poupança que trará pelo facto de exigir acessórios mais simples

(guardas de protecção, blindagens, etc.) bem como permitir a utilização de cilindros

hidráulicos tubulares sendo que a amarração destes à estrutura vem também mais

simplificada. Com esta nova estrutura espera-se ainda poder poupar algum peso de chapa e

também simplificar alguns dos processos durante a sua produção.

Apesar de o objectivo principal do trabalho ser o de dimensionar a estrutura da máquina,

procurando que o seu comportamento fosse de encontro aos objectivos já mencionados, não

esteve alheia deste trabalho uma preocupação com a parte da engenharia de produção tendo

em vista uma eventual industrialização deste novo produto. Assim foram tomadas algumas

considerações em termos de custos e tempos de fabrico dos novos componentes estruturais,

balanceamento de operações e capacidade do parque de máquinas da empresa em executá-las,

etc., tendo sido feito uma comparação com um modelo existente.


5

1.3 Desenvolvimento do trabalho na Adira S.A.

O trabalho realizado não teria sido possível sem uma primeira fase de ambientação às

metodologias de trabalho da empresa e às ferramentas informáticas disponíveis.

Paralelamente foi efectuado um levantamento de soluções implementadas e patenteadas para

o problema da qualidade de quinagem de chapas metálicas. Independentemente de serem ou

não utilizadas actualmente na prática por qualquer fabricante este procedimento é essencial

para se evitar problemas futuros na homologação da máquina.

Foi feito um estudo detalhado sobre o processo de quinagem no sentido de se conhecerem

melhor as variáveis envolvidas e de que formas estas afectam a qualidade de quinagem

consultando para tal alguma literatura, páginas da internet bem como alguns artigos de

revistas. Porém tal conhecimento não teria a mesma solidez sem a partilha de experiências por

parte dos técnicos da empresa.

A modelação da estrutura, da qual é alvo este trabalho, foi feita no software de CAD Solid

Edge V20 e a optimização do seu desenho só foi possível graças à realização de um extenso

número de análises ao seu comportamento com recurso à ferramenta informática COSMOS

DesignSTAR 2007 que tem como base de funcionamento o método dos elementos finitos

(MEF). Assim, foi necessário dedicar algum tempo à aprendizagem destas ferramentas.

Grande parte do tempo dispendido foi dedicado à simulação numérica do modelo da máquina

tentando perceber a influência das variáveis em jogo e procurando-se atingir os objectivos

propostos.

No final foi feita uma reunião com um responsável da Oxisol, empresa encarregue da

construção das estruturas das quinadoras Adira a fim de se discutir alguns aspectos

relacionados com a execução da nova estrutura e tentar fazer uma estimativa dos custos de

produção da mesma.

6


7

1.4 Temas Abordados no Presente Relatório

O presente relatório está dividido em 5 capítulos. No primeiro é efectuada uma apresentação

da empresa onde decorreu o trabalho, do novo conceito de estrutura em estudo e do âmbito

em que este se realiza.

No segundo capítulo são apresentados os fundamentos de tecnologia de quinagem cujo

conhecimento é essencial para a compreensão do trabalho realizado. Neste capítulo são

também apresentadas a constituição das quinadoras modernas, em particular dos órgãos

estruturais, e a revisão feita sobre os sistemas de correcção de deformações em quinadoras

existentes.

No terceiro capítulo é apresentado o sistema de compensação de deformações idealizado, são

feitas algumas considerações sobre a simulação numérica dos modelos da nova estrutura

desenvolvidos e apresentados os resultados obtidos.

No quarto capítulo é feito um estudo comparativo entre os custos de produção estimados para

a nova estrutura com o sistema de compensações incorporado e os custos de produção da

estrutura de um modelo actual.

No quinto capítulo são expostas as conclusões retiradas do trabalho efectuado bem como

perspectivas de trabalho futuro.

8


9

2 Fundamentos da tecnologia de quinagem de chapa

2.1 A Quinadora

A máquina utilizada na quinagem de chapa designa-se por quinadora; é um tipo especial de

prensa de accionamento tipicamente hidráulico, desenhada e munida de ferramentas próprias

para a execução deste processo.

As quinadoras, tal como a generalidade das máquinas-ferramenta, beneficiaram grandemente

da introdução dos comandos numéricos computorizados e da evolução dos sistemas

hidráulicos que levaram a uma simplificação da máquina em comparação com as primordiais

quinadoras de accionamento mecânico. Hoje em dia a utilização de encoders lineares

conjugados com válvulas hidráulicas proporcionais sob o controlo de evoluídos comandos

numéricos garantem bons níveis de sincronismo e repetibilidade de paragem do avental

móvel, algo que antigamente necessitaria de grandes veios de torção ou sistemas electro-

hidraúlicos extremamente complexos. Para além de controlar o avental móvel e os esbarros

(quando motorizados) com precisão, o comando numérico calcula também diversas variáveis

relacionadas com a quinagem, nomeadamente a profundidade de quinagem para obtenção do

ângulo desejado tendo em consideração as características das ferramentas, cálculo da

sequência de quinagem e comprimento da chapa a cortar para a execução de determinada

peça, velocidades a imprimir ao avental ao longo do processo, etc.

Tudo isto fez com que as quinadoras se tornassem máquinas extremamente precisas e

flexíveis exigindo menos intervenção por parte do operador.

Com a introdução das normativas europeias relativas à segurança em máquinas industriais,

para além dos essenciais conjuntos estruturais, de potência e de comando, as quinadoras

passaram também a contar com inúmeros equipamentos de segurança. Para além das

tradicionais guardas de protecção existem agora também barreiras utilizando tecnologia laser

para detectar a presença de indivíduos nas zonas de perigo aquando do funcionamento da

máquina.

10

Mais recentemente têm sido desenvolvidos inúmeros acessórios auxiliares que têm como

objectivo o aumento da produtividade destas máquinas. Entre os mais populares estão os

esbarros motorizados com movimento em diversos eixos, acompanhadores de quinagem e as

células robotizadas de quinagem. Um exemplo desta última é mostrado na figura 2.1.

Nas figuras 2.2 e 2.3 indicam-se os principais constituintes de uma quinadora moderna.

Comando

numérico

Cilindros

hidráulicos

Avental fixo

Avental móvel

Guardas de

protecção

Intermediários

porta-punções

Punção

Matriz

Figura 2.1 Célula robotizada de quinagem.

Figura 2.2 Componentes de uma quinadora moderna (vista de frente).

Pedestal de

accionamento

Mesa

(bombeada)


11

Grupo hidráulico

Montante Vigas de

travamento

Guiamento

Quadro

eléctrico

Figura 2.3 Componentes de uma quinadora moderna (vista de trás).

Esbarros

(motorizados)

12


13

2.2 Estruturas de quinadoras

A estrutura utilizada quase exclusivamente por todos os fabricantes é constituída por dois

montantes tipo “C” aos quais se ligam os cilindros hidráulicos e o avental fixo (figura 2.4 - a).

O avental móvel fica ligado às hastes dos cilindros que lhe imprimem o movimento vertical,

sendo guiado por sistemas simples de guiamento de baixo atrito e sincronizado electrónica ou

mecanicamente.

Para a situação mais comum em máquinas de baixo e médio porte, em que é soldado aos

montantes, o avental fixo de uma quinadora comporta-se como uma viga bi-apoiada cujas

condições de fronteira são “algo” entre apoio simples/apoio duplo e encastramento (ligação

elástica aos montantes da estrutura). A distância entre apoios para o avental fixo será então a

distância entre os montantes da estrutura. O avental móvel comporta-se de forma idêntica

porém a ligação deste é muito menos rígida uma vez que é efectuada nas hastes dos cilindros

hidráulicos, aos quais não podem ser transmitidos esforços no sentido radial.

A estrutura que será analisada ao longo deste trabalho utiliza montantes fechados tipo “O”

soldados às extremidades do avental fixo. Na figura 2.4 - b) é possível visualizar a estrutura

de partida para todo o trabalho de dimensionamento desenvolvido.

Estruturalmente, a utilização de um montante fechado em “O” face à estrutura convencional

em “C” oferece vantagens e desvantagens. Em primeiro lugar, por ser fechado, permite uma

Figura 2.4 Estruturas de quinadoras. (a) Com montantes tipo “C”. (b) Com montantes tipo ”O”

(b) (a)

14

melhor transmissão dos esforços para o material originando tensões mais uniformemente

distribuídas por todo o montante e eliminando a tradicional concentração de tensões no “colo”

da cava dos montantes tradicionais. Isto tem uma consequência imediata: permite a utilização

de chapas mais finas e mais estreitas para garantir o mesmo nível de deformação. Por outro

lado, pelo facto de as cargas actuantes no montante serem centradas deixa de existir uma

componente de deslocamento do punção no sentido perpendicular ao da força de quinagem.

Os esforços que tendem a torcer a estrutura, particularmente importantes em situações de

quinagem descentrada, são também muito mais reduzidos.

Para comprovar a superior rigidez do montante tipo “O” realizaram-se duas simulações

simples, carregando cada um dos montantes com uma carga de 80 t e restringindo-os nos

locais de ligação ao avental fixo. Foi considerada nos dois tipos de montante chapa de

espessura igual a 40mm. Uma ilustração de como foram carregados e restringidos os

montantes nestas simulações encontra-se na figura 2.5 (no Cap.3 serão apresentados mais

detalhes relativos às simulações numéricas efectuadas).

Figura 2.5 – Esquematização das cargas e restrições aplicadas nos dois tipos de montante: a) Montante tipo “C”.

b) Montante tipo “O”

(a) (b)


15

Nas figuras seguintes são apresentadas as distribuições de tensões (figuras 2.6 e 2.7) e

deformações (figuras 2.8, 2.9, 2.10, e 2.11) nos dois tipos de montante, considerando ambos

construídos com chapa de 40mm e sujeitos a uma carga de 80 t.

Pontos de concentração

de tensões

Figura 2.6 Distribuição de tensões no montante actual para uma carga de 80 t. (Escala de ampliação de

deformações - 200x)

Figura 2.7 Distribuição de tensões num montante tipo “O” para uma carga de 80 t. (Escala de ampliação

de deformações - 400x)

Pontos de concentração

de tensões

16

≈1mm

Figura 2.8 Distribuição da componente vertical

(eixo dos zz) de deformação no novo montante

(escala de ampliação de deformações - 400x).

Figura 2.9 Distribuição da componente vertical

(eixo dos zz) de deformação no montante actual


Figura 2.10 – Distribuição da componente horizontal

(eixo dos yy) de deformação no novo montante (escala

de ampliação de deformações - 400x).

2.11 – Distribuição da componente horizontal

(eixo dos yy) de deformação no montante actual



17

A contrapartida da utilização de montantes tipo ”O” é a de que, para se manter o comprimento

útil de trabalho da máquina, a distância entre montantes virá aumentada em cerca de 600mm

uma vez que estes terão que ser soldados nas extremidades do avental fixo o que constitui um

agravamento para as deformações de ambos os aventais pois os seus apoios ficam mais

afastados do que nas quinadoras tradicionais. Embora conduza a maiores deformações dos

aventais, este maior afastamento entre os montantes representa uma vantagem em termos

funcionais por libertar todo o comprimento útil de qualquer obstáculo permitindo a execução

de peças com grandes abas. Numa quinadora com montantes tipo “C” o comprimento máximo

das abas de peças cujo comprimento exceda a distância entre montantes fica limitado pela

profundidade da cava. Em contrapartida utilizando montantes de tipo “O” a extracção de

peças pode vir dificultada pois deixa de ser possível retirá-las lateralmente.

Outras vantagens que a estrutura com montantes em “O” oferece são a simplificação da

amarração dos cilindros e a possibilidade destes poderem ser de secção tubular algo que não

acontece actualmente.

Os cilindros actuais são de secção quadrada (figura 2.12) para permitir uma ligação robusta à

estrutura porém a sua fabricação é pouco económica e a preparação da zona onde estes são

amarrados à estrutura acrescenta também algum trabalho à construção da estrutura.

O avental móvel fica mais “escondido” na estrutura em “O” o que a torna também mais

segura. Assim deixam de ser necessárias as habituais guardas laterais de protecção, podendo

ser substituídas por uma simples blindagem lateral dando também um aspecto mais

Figura 2.12 Cilindros usados actualmente e sua amarração à estrutura. (a) Vista lateral. (b) Vista de trás.

(a) (b)

18

“arrumado” à máquina. Na figura 2.13 mostra-se um esboço do aspecto final que a nova

máquina poderá apresentar.

Figura 2.13 Possível apresentação final da máquina.


19

2.3 O processo

Quinagem é um processo de conformação plástica aplicado a chapas planas mediante o qual

se obtêm dobras lineares de raios interiores e comprimentos muito variados.

Este processo tem inúmeros campos de aplicação como sejam a construção metálica e

metalomecânica em geral, construção naval, indústria automóvel, indústria aeronáutica,

aeroespacial e militar, mobiliário metálico e artigos de design, consumíveis electrónicos,

energia, telecomunicações, equipamentos eléctricos, equipamentos de frio e AVAC entre

muitos outros. Na figura 2.14 podem visualizar-se peças quinadas destinadas a diferentes

aplicações.

A quinagem não é mais que um processo de flexão elasto-plástica aplicada a uma viga

rectilínea [Bessa Pacheco 1992]. É conseguida por penetração de uma ferramenta de forma

apropriada, o punção, numa matriz aberta, geralmente em forma de “vê” (V).

Existem diferentes modos de efectuar uma quinagem, caracterizando-se a operação, no

essencial, pela geometria das ferramentas e também pelo modo como a chapa é solicitada

entre o punção e a matriz [Martins 2005]. Porém, dentro do processo tradicional existem dois

Figura 2.14 Exemplos de peças quinadas para diferentes

aplicações. (a) Ligações de perfis em construção metálica. (b)

Componentes de chassis de veículos pesados. (c) Componentes de

aparelhos eléctricos.

(b)

(a)

(c)

20

tipos de quinagem: quinagem forçada ou “a fundo” (figura 2.15) e quinagem livre ou “no ar”

(figura 2.16).

Na quinagem no ar só se utiliza o efeito da flexão plástica simples [Bessa Pacheco 1992]

dando-se o contacto entre a chapa e as ferramentas em 3 pontos. O ângulo que se obtém é

apenas função do grau de penetração do punção na matriz e da abertura do “vê” da mesma. A

explicação desta importante relação será feita adiante.

Este tipo de quinagem oferece algumas vantagens importantes sobre a quinagem a fundo de

entre as quais se destacam:

Maior flexibilidade na medida em que, com o mesmo par de ferramentas, é possível obter

peças com diferentes ângulos de quinagem por mera alteração dos parâmetros de

comando (de modo a alterar a profundidade atingida pelo punção).

Exigência de menor força na obtenção das peças, o que por conseguinte reduz as pressões

de contacto prolongando a vida das ferramentas.

Tais vantagens resultam numa grande redução de custos, não só na aquisição e durabilidade

de ferramentas mas também pelos tempos de preparação e montagem das mesmas.

O principal handicap da quinagem no ar é no entanto a precisão do ângulo obtido e a sua

constância ao longo da peça. Neste campo a quinagem a fundo é superior uma vez que neste

processo a chapa é “obrigada” a adquirir a forma das ferramentas devido às enormes forças de

esmagamento envolvidas. As vantagens da quinagem a fundo face à quinagem no ar são as

seguintes:

Figura 2.16 Quinagem no ar Figura 2.15 Quinagem a fundo


21

A repetibilidade do ângulo de quinagem, isto é, a obtenção do mesmo ângulo em

quinagens sucessivas, é superior.

A execução de dobras muito vincadas geralmente só é possível mediante esta técnica.

Utilizando um acréscimo de força é possível fazer o punção penetrar ligeiramente no

material obrigando o material a fluir plasticamente na zona da dobra “congelando” a

forma da peça, minimizando assim o efeito do retorno elástico.

Contrapondo-se a estas vantagens em termos de precisão e estabilidade dimensional das peças

conformadas estão os inconvenientes inerentes a este processo que são:

A necessidade de um par de ferramentas para cada ângulo de quinagem.

O grande desgaste a que estão sujeitas as ferramentas.

As enormes forças requeridas (3 a 5 vezes superiores, conforme a agudez das arestas)

em comparação com a quinagem no ar.

Existe ainda um outro tipo de quinagem que concilia o melhor das duas técnicas apresentadas

anteriormente. Trata-se da quinagem em três pontos (figura 2.17), uma técnica patenteada

pela empresa suíça Hämmerle Zofingen.

Embora se trate de uma quinagem no ar, um conjunto de batentes

ajustáveis no interior da matriz encosta inferiormente na zona da

dobra permitindo assim que o punção penetre ligeiramente na

chapa e congele a sua forma, um pouco como acontece na

quinagem a fundo com a vantagem de que as forças aqui

envolvidas são muito inferiores. Este método minimiza os efeitos

do retorno elástico pelo que permite a obtenção de peças de

muito boa qualidade.

Embora com um mesmo par de ferramentas se consiga efectuar diversas quinagens com

diferentes parâmetros, quando se pretende quinar chapas de espessura muito diversa torna-se

necessário adquirir ferramentas (matrizes) com diferentes aberturas. As matrizes aqui

utilizadas possuem características especiais o que as tornam muito dispendiosas. Este factor

faz com que este método não seja muito utilizado.

De entre as técnicas apresentadas a mais utilizada é a quinagem ao ar essencialmente devido

às vantagens económicas a ela associadas. Isto fez com que os fabricantes de quinadoras, bem

como os fabricantes que se especializaram unicamente no fabrico de ferramentas, fizessem

Figura 2.17 Quinagem em 3 pontos

22

um esforço no sentido de melhorar as parcas características de precisão e estabilidade

dimensional das peças obtidas por esta técnica. Surgiram assim sofisticados mecanismos de

compensação do ângulo de quinagem cuja explicação não faz sentido sem antes se explorar

mais detalhadamente o processo de quinagem no ar.

Se deixarmos de parte o efeito de “retorno” ou “recuperação elástica” que os materiais que

obedecem à lei de Hooke geralmente apresentam após conformação plástica, é a largura do

“vê” da matriz e a profundidade que o punção penetra nesta que determinam o ângulo de

quinagem mediante uma relação aproximada de carácter meramente geométrico que se

explica a seguir. Na figura 2.18 mostram-se os parâmetros necessários ao estabelecimento

dessa relação.

As variáveis ilustradas na figura correspondem a:

β – Ângulo de quinagem

α – Ângulo suplementar do ângulo de quinagem

h – Espessura da chapa

p – Profundidade de quinagem

ri – Raio interior de quinagem

Esta geometria assumida para a zona de quinagem da chapa corresponde a uma aproximação

uma vez que na realidade as abas que aqui se supõem rectilíneas possuem na verdade uma

ligeira curvatura. Porém o erro introduzido no valor da penetração calculado por este método

Figura 2.18 Parâmetros geométricos necessários para a determinação da profundidade de

quinagem e ângulo correspondente, Martins 2005.


23

é reduzido, desde que não se utilize uma ferramenta exageradamente aberta para a espessura

de chapa a quinar e para o ângulo de quinagem que se pretende. Importa salientar neste

momento que a abertura do “vê” da matriz a utilizar é geralmente definida pelos fabricantes

em função da espessura da chapa (ver anexo A) e respeita relações estabelecidas com base na

experiência. Assim na Adira recomenda-se:

𝑉 ≈ 8 × 𝑒, 𝑒 ≤ 10𝑚𝑚 (2.1)

𝑉 ≈ 10 × 𝑒, 𝑒 ≥ 12𝑚𝑚 (2.2)

Para além da aproximação anteriormente referida assumem-se ainda as seguintes hipóteses:

A espessura da chapa permanece constante.

As ferramentas não se deformam.

As abas desenvolvem-se tangencialmente ao último ponto de contacto da chapa com o

punção.

A zona de deformação plástica é definida pelo ângulo α, suplementar do ângulo de

quinagem, β.

A profundidade de quinagem é então calculada através das seguintes expressões:

𝑝 =𝑉

2tan

𝛼

2 − 𝑦 (2.3)

Sendo y dado por:

𝑦 = 𝑟𝑖 + ℎ 1 − cos 𝛼 2

cos 𝛼 2 (2.4)

A profundidade necessária em função de α é:

𝑝 =𝑉

2tan

𝛼

2 − (𝑟𝑖 + ℎ)

1 − cos 𝛼 2

cos 𝛼 2 (2.5)

Ou em função do ângulo de quinagem, β = 180 - α:

𝑝 =𝑉

2 tan 𝛽 2 − 𝑟𝑖 + ℎ

1 − sin 𝛽 2

sin 𝛽 2 (2.6)

Tendo em consideração que as ferramentas são peças executadas sob apertadas tolerâncias

dimensionais, serão as variações no valor da profundidade de penetração do punção na matriz

24

que irão ditar a constância do ângulo de quinagem ao longo do comprimento da peça que se

pretende obter. Numa quinadora estas variações existem e devem-se à rigidez finita dos

órgãos estruturais que sustentam as ferramentas: os aventais.

Derivando a expressão (2.6) em ordem ao ângulo de quinagem obtém-se:

𝜕𝑝

𝜕𝛽=

𝑉 sin 𝛽 2 4

− cos 𝛽 2 × 𝑒 + 𝑟𝑖

2sin 𝛽 2

− cos 𝛽 2 𝑒 + 𝑟𝑖 × sin 𝛽 2 − 1 − 𝑉 cos 𝛽 2

2

4 × 𝑠𝑖𝑛2 𝛽 2 (2.7)

Simplificando fica:

𝑺 =𝝏𝒑

𝝏𝜷=

2𝒓𝒊 cos 𝜷 2 + 2𝒆 cos 𝜷 2 − 𝑽

4 × 𝑠𝑖𝑛2 𝜷 2 [º/𝑚𝑚] (2.8)

A expressão 2.8 traduz a chamada sensibilidade angular, S, e permite determinar as

variações no ângulo de quinagem decorrentes de uma determinada variação no valor da

penetração do punção.

Apresenta-se agora um cálculo exemplificativo:

Seja uma chapa com 1mm de espessura (as características do material não interessam neste

momento) que se pretende quinar a 90º. Para quinar esta chapa utiliza-se preferencialmente

uma matriz com abertura:

𝑉 = 8 × 1 = 8 𝑚𝑚 (2.9)

E o raio mínimo para o qual não há fissuração do material na zona exterior da dobra é dado

por [Bessa Pacheco 1992]:

𝑉 = 6,4 × 𝑟𝑖 ⇔ 𝑟𝑖 = 1,25 𝑚𝑚 (2.10)

Considere-se que o punção penetrou 1mm a mais em relação à penetração ideal para quinar a

chapa no ângulo pretendido. O desvio, em graus, para o ângulo de quinagem é:

𝜕𝛽 =1

2 × 1,25 × cos 90 2 + 2 × 1 × cos 90 2 − 8

4 × 𝑠𝑖𝑛2 90 2

×180

𝜋= −23,77° (2.11)

Nestas condições, o valor da variação de penetração que origina um desvio de 1º é:


25

𝜕𝑝 =2 × 1,25 × cos 90 2 + 2 × 1 × cos 90 2 − 8

4 × 𝑠𝑖𝑛2 90 2 ×

𝜋

180= 0,042 𝑚𝑚 (2.12)

O conhecimento desta relação é importante na fase de dimensionamento da quinadora, pois se

as forças geradas pela reacção da chapa ao ser quinada provocarem deformações na estrutura

da máquina de tal ordem que as suas ferramentas sofram desvios acentuados no seu

paralelismo, as peças conformadas apresentarão variações angulares importantes ao longo do

seu comprimento. No caso tratado anteriormente viu-se que um desvio no valor da penetração

do punção na matriz de 1mm pode originar uma peça com variações superiores a 20º e basta

um desvio de 42μm para originar um desvio de 1º no ângulo da peça.

Segue-se uma síntese das variáveis mais importantes que afectam a precisão de quinagem ao

ar:

Variáveis relacionadas com a máquina:

Repetibilidade do posicionamento do avental móvel

Deformações sofridas pelos aventais

Deformações sofridas pelos montantes

Variáveis relacionadas com as ferramentas

Precisão dimensional do punção e da matriz

Alinhamento das ferramentas

Desgaste das ferramentas

Variáveis relacionadas com a chapa a conformar

Homogeneidade do material

Espessura da chapa

Resistência do material

Direcção de laminagem

Retorno elástico

Eventuais camadas protectoras ou endurecimentos superficiais

26


27

2.4 Revisão de alguns métodos de compensação de deformações dos

aventais em quinadoras e suas limitações

Idealmente uma quinadora deveria possuir rigidez tal, ou estar munida de mecanismos que

fizessem com que as zonas dos aventais onde se fixam as ferramentas permanecessem

perfeitamente lineares e paralelas para qualquer situação de carga. Na ausência destas

condições as peças obtidas apresentam ângulos desiguais ao longo do seu comprimento,

sendo maior no centro do que nas extremidades (figura 2.19). A forma destas faz lembrar a de

uma canoa tal como mostra a figura 2.20.

Tal como foi mencionado anteriormente os aventais das quinadora são os órgãos que

sustentam as ferramentas e portanto é a rigidez destes que dita qual o máximo desvio de

paralelismo que irão apresentar quando carregados. Por sua vez esse desvio influi

directamente na qualidade das peças obtidas tal como foi mostrado no subcapítulo anterior.

Conseguir peças de ângulo aproximadamente constante em todo o seu comprimento por via

do aumento da rigidez da máquina obrigaria a aumentar os momentos de inércia dos aventais

até que as deformações ficassem diminuídas a um nível em que o afastamento máximo entre

eles não ultrapasse a tolerância que se pretende. Como os aventais se deformam em sentidos

opostos a implementação desta medida obrigaria também a que estes permanecessem

praticamente lineares quando carregados, o que corresponderia à quinadora ideal. A

desvantagem desta solução é a de que para se conseguir essa “quase linearidade” a fim de se

obter desvios de paralelismo muito baixos é necessário aumentar grandemente o momento de

inércia dos aventais, logo, a quantidade de material com todos os inconvenientes que isso

acarreta.

Figura 2.19 Deformações características dos aventais de uma

quinadora sem sistema de compensação de deformações. Figura 2.20 Peça em forma de

canoa.

28

Por a solução anterior ser pouco prática e extremamente dispendiosa não só em termos de

custos de material mas também no que toca a transporte, preparação das fundações,

atravancamentos, etc., o que se faz é utilizar mecanismos, mais ou menos complexos

dependendo do nível de precisão que se pretende obter com determinada quinadora, que

procurem aproximar o comportamento dos aventais às condições atrás referidas.

Intermediários porta punções

Numa quinadora de baixa gama as deformações dos aventais são compensadas por ajuste dos

chamados intermediários porta-punções (figura 2.21 - a e 2.21 - b). Estes dispositivos simples

que fixam os punções ao avental móvel estão munidos de uma cunha ajustável que permite

posicionar verticalmente os punções de forma a que, numa determinada situação de carga para

a qual foram ajustados, estes penetrem na matriz uma distância constante ao longo do

comprimento de quinagem produzindo assim uma dobra de ângulo aproximadamente

constante. A título de exemplo, se consideramos a situação de carga sugerida na figura 2.19

teremos os punções centrais colocados mais abaixo relativamente aos punções localizados na

zona junto ao montante (onde se considera desvio nulo) de modo a compensar as deflexões

sofridas tanto pelo avental móvel (ao qual estão amarrados) como pelo avental fixo onde se

encontra a matriz.

Figura 2.21 Intermediários porta-punções. (a) Vista de frente com ferramenta montada. (b) Vista de trás onde é

possível visualizar a cunha ajustável. (c) Técnica de afinação dos intermediários.

(c)

(a) (b)


29

Pese embora a simplicidade e baixo custo, a utilização desta técnica acarreta desvantagens

sendo que a principal é a morosidade de todo o processo de afinação que tem de ser refeito

sempre que se alterem as condições de carregamento. As flutuações nas variáveis de

influência discutidas anteriormente também não são compensadas.

Mesa bombeada

Um sistema que se baseia no mesmo princípio mas que consegue ser muito mais rápido e

eficaz que os intermediários designa-se por mesa bombeada. Este mecanismo é dos mais

utilizados pelos fabricantes de quinadoras sendo que é a actual solução implementada nas

quinadoras de maior precisão da Adira. Embora a peça seja fornecida pelo fabricante de

ferramentas Willa, por vezes é alterado na Adira para responder às especificidades de algumas

máquinas.

O que este mecanismo faz é impor uma contra-flecha ou bombeado na mesa de suporte da

matriz de modo a compensar as deformações sofridas pelos aventais quando carregados e

garantir assim o paralelismo entre eles. O sistema mecânico representado na figura 2.22

ilustra um dos métodos de produzir bombeado na mesa de apoio da matriz. Este é constituído

por um sistema de cunhas com inclinação que varia progressivamente da periferia para o

centro (onde é máxima) associadas a um fuso que pode ser accionado manualmente ou por um

servomotor que se mostram na figura 2.23. Neste último caso o servomotor é controlado pelo

comando numérico que calcula automaticamente o bombeado a introduzir com base nos

dados introduzidos pelo operador tornando o sistema ainda mais rápido e eficiente.

Bombeado

(a)

(b)

Figura 2.22 – Princípio de funcionamento da mesa

bombeada. (a) Vista do interior do mecanismo

mostrando o sistema de cunhas. (b) Esquema de

funcionamento do mecanismo.

30

Existem muitas patentes relativas a diferentes soluções para induzir um bombeado na mesa de

suporte da matriz porém praticamente todas se baseiam no mesmo princípio. Nas figuras

seguintes ilustram-se algumas delas.

Figura 2.24 ” Press brake deflection compensating

device”. Inventor: David L. Houston, 1990.

Figura 2.25 ”Die crowning apparatus for

press brake”. Inventor :Tsuneo Kogure, 1988.

Proprietário: Amada Company , Limited.

Figura 2.26 “Apparatus and method for overcoming angular deviations in a workpiece”

Inventores :Einar E. Hilton, John C. Tolkamp, 2003. Proprietário: Shearpress Sales, Inc.

Figura 2.23 – Possíveis formas de accionamento.

(a) Por servomotor. (b) Manualmente por

manivela.

(a) (b)


31

Outros sistemas utilizados

A Bystronic é a empresa que comercializa uma das quinadoras que oferece melhores

resultados em termos de precisão de quinagem: a Hämmerle (precisamente o nome do

fabricante que patenteou o conceito de quinagem em três pontos anteriormente apresentado e

que foi adquirido pela Bystronic). Para além de utilizar o princípio de quinagem em três

pontos esta máquina recorre a um sistema de compensação de deformações que utiliza uma

almofada hidráulica no interior do avental móvel sob a qual estão suspensos punções

fraccionados (figura 2.27). Esta montagem permite que os punções, que “flutuam” na

almofada de óleo sob pressão, se adaptem à deformação sofrida pela matriz, copiando-a

perfeitamente. Apesar da genialidade do conceito, a complexidade destas máquinas e o facto

de necessitarem de ferramentas especiais são factores que elevam em muito o seu preço e as

tornam difíceis de rentabilizar.

Uma montagem também utilizada por diversos fabricantes é a inclusão de cilindros

hidráulicos de pequeno curso no interior de um avental (geralmente o fixo) do tipo sandwich

utilizando-os para produzir um bombeado na chapa interior (à qual está fixa a matriz). Este

sistema permite bons resultados também em quinagens descentradas. A figura 2.28 ilustra o

princípio de funcionamento deste sistema.

Figura 2.27 Funcionamento da quinadora Hämmerle 3P. (a) Vista de frente mostrando o comportamento da

almofada hidráulica. (b) Vista lateral em corte.

(b) (a)

32

A empresa Amada possui também alguns métodos patenteados para correcção de

deformações nas suas quinadoras.

O sistema apresentado na figura 2.29 possui dois rasgos no avental fixo no interior dos quais

estão alojados dois cilindros hidráulicos que permitem controlar a deformação sofrida pelo

avental fixo.

(a) (b) (c)

Figura 2.28 – Funcionamento do sistema de bombeado com cilindros hidráulicos em avental tipo sandwich. (a)

Cilindro hidráulico de pequeno curso. (b) Esquema de funcionamento. (c) Vista lateral em corte mostrando o

cilindro apoiado nas chapas exteriores e forçando a subida da chapa interior.

Figura 2.29 – “Press brake with active lower table”. Inventor: Claude Gascoin. Proprietário: Amada Europe.

(a) Vista de frente. (b) Vista lateral em corte. (c) Sistema de controlo aplicado ao avental fixo.

(a) (b)

(c)


33

O facto de utilizar dois pares de encoders lineares (um em cada avental) permite controlar não

só o bombeado a produzir como também saber “onde está” cada um dos aventais garantindo

assim um bom controlo sobre a profundidade de quinagem.

O sistema da figura 2.30 utiliza cilindros hidráulicos nas extremidades ligados em série com

os do centro para produzir bombeado no avental fixo, que possui um recorte especial. A

relação de áreas entre os cilindros permite que o óleo flua dos cilindros das extremidades para

os centrais produzindo assim um bombeado.

Os sistemas aqui apresentados, apesar da sua comprovada eficácia, pecam pelo elevado custo

que apresentam. O facto de utilizarem sistemas hidráulicos para além do principal, aventais

tipo sandwich ou mesmo por requererem ferramentas especiais são factores que aumentam em

muito o preço final da máquina.

Para além disto, garantir a obtenção de quinagens de qualidade transcende muito o facto de se

possuir um sistema de correcção de deformações excelente que consiga manter os aventais

perfeitamente paralelos em qualquer situação de carga. É necessário também ter em

consideração outras variáveis de influência no processo de quinagem. Principalmente aquelas

que não estão directamente relacionadas com a máquina em si ou com as ferramentas e

portanto escapam ao controlo dos fabricantes. Destas, as mais importantes e que estão mais

Figura 2.30 – “Press brake crowning method and device therefore”. Inventor: Koji Shima. Proprietário: Amada

Company, Ltd, 2000.

34

sujeitas a flutuações são sem dúvidas as relacionadas com as características das chapas a

quinar nomeadamente a espessura e a tensão de rotura. Destes valores depende o cálculo da

força e consequentemente do bombeado a introduzir para determinada quinagem. Se os

valores introduzidos não forem próximos do real as peças não terão as características

pretendidas. Assim, independentemente da sua complexidade os sistemas aqui apresentados

não funcionam correctamente sem que os dados introduzidos no comando numérico sejam

minimamente precisos. Designam-se por isso por sistemas passivos. Refira-se que, no

entanto, um sistema mais elaborado como por exemplo o sistema de quinagem em 3 pontos é

muito menos sensível a flutuações das variáveis de influência que o sistema de mesa

bombeada, por exemplo.

Devido às flutuações nestas variáveis e também devido à influencia que estas têm no retorno

elástico (um aspecto importante mas que pela sua complexidade escapa do âmbito deste

trabalho) numa quinadora equipada com mesa bombeada, e apesar do sistema garantir desvios

de paralelismo da ordem de 0,01mm (para situações de carga centrada), conseguir 0,5º de

desvio angular para peças em chapa fina é já o limite mínimo que se consegue com alguma

repetibilidade.

Os sistemas passivos dependem então da “qualidade do input” fornecido ao comando

numérico, isto é, é necessário possuir valores muito próximos da espessura real da chapa e da

sua resistência real para se conseguir ajustar optimamente todos os parâmetros da máquina e

assim se obter uma peça de qualidade.

Porém, na prática isso raramente acontece e o que se faz é introduzir os valores nominais para

estas variáveis e com base neles o comando numérico calcula uma estimativa (por excesso) da

força requerida para determinada operação. O facto de a força requerida ser calculada por

excesso garante que o circuito hidráulico irá trabalhar sempre em fonte de caudal, ou seja, terá

sempre força disponível para dobrar a chapa no ângulo que se pretende. Depois são ajustadas

a profundidade de quinagem e a forma do bombeado utilizando factores de correcção que se

calculam mediante os desvios obtidos nos primeiros ensaios, medidos por meio de

comparadores.

Este processo, embora seja muito mais rápido que o sistema de intermediários anteriormente

apresentado, requer uma nova afinação (figura 2.31) sempre que se altera alguma das

variáveis o que custa tempo e, eventualmente, alguma chapa perdida caso não se acerte à

primeira na tentativa de afinação


35

Os sistemas passivos podem no entanto passar a sistemas activos se a máquina estiver

equipada com um sistema de avaliação do ângulo de quinagem em tempo real (os mais

populares utilizam tecnologia laser mas existem outros tipos). Desta forma é possível

implementar um sistema de controlo em malha fechada em que o feedback será a informação

recolhida pelo sistema de medida, informação essa que será utilizada pelo comando da

máquina para calcular eventuais ajustes nos parâmetros necessários durante a própria

quinagem de modo a obter peças com as características pretendidas. Refira-se que para ser

possível efectuar correcções no bombeado em carga é necessário que o sistema de correcção

tenha capacidade para o fazer. Se para um sistema que utilize cilindros hidráulicos isto não

representa qualquer problema, já para a mesa bombeada tal não é possível. O sistema laser

instalado numa quinadora Adira (figura 2.32) com mesa bombeada servirá apenas para

permitir um melhor controlo sobre a profundidade de quinagem. Mais uma vez, o custo

associado a estes equipamentos constitui uma importante desvantagem. O tempo de ciclo

quando se utilizam sistemas de medida é também superior.

Figura 2.32 Sistema laser Angle Wizard de

avaliação do ângulo de quinagem implementado

numa quinadora Adira.

Figura 2.31 – Mesa bombeada em processo de afinação.

36


37

3 Novo sistema idealizado e simulação numérica dos modelos

desenvolvidos

3.1 Novo conceito de compensação de deformações estudado

Tal como foi referido na respectiva secção introdutória, o objectivo deste trabalho é o de

dimensionar a estrutura de uma nova quinadora que ofereça, entre outras vantagens, uma

alternativa simples, robusta e económica ao actual sistema de compensação de deformações

que seja tanto quanto possível imune a erros de input no comando numérico e que minimize a

necessidade de afinações morosas de intermediários porta-punções.

Para isso pensou-se em alterar as características de rigidez do avental fixo e optimizá-la de

forma a que este se deforme naturalmente de maneira a copiar sempre a deformação do

avental móvel independentemente da carga. Ser independente da carga significa que está

garantido o paralelismo independentemente de a chapa a conformar ser ligeiramente mais fina

ou mais espessa que o seu valor nominal ou ligeiramente mais ou menos resistente que o valor

indicado pelo fornecedor, sem necessidade de ajustes nos parâmetros de quinagem. Um

sistema deste género não se pode considerar puramente passivo (uma vez que reage

proporcionalmente à reacção oferecida pela chapa a quinar) nem puramente activo (pois não

possui nenhum sistema de medida do ângulo de quinagem).

Para materializar esta ideia foram abertos dois rasgos no avental fixo tal como evidencia a

figura 3.1 e neles colocados dois calços móveis para que se possa ajustar a deformada do

avental em função da distribuição da carga ao longo do seu comprimento.

Estipulou-se que o sistema deve ser capaz de garantir desvios de paralelismo que

correspondam a erros no ângulo de quinagem inferiores a 1º com o mínimo de recurso a

ajustes nos intermediários porta punções que como já se viu são pouco práticos e

extremamente demorados. Considerou-se como máxima capacidade da máquina 160

toneladas métricas e um comprimento de trabalho de 3 metros. A máxima carga por unidade

de comprimento utilizada foi de 100 t/m uma vez que as ferramentas habitualmente utilizadas

não suportam cargas superiores.

38

O material utilizado na construção das quinadoras é o aço laminado a quente S235JR cujas

características se encontram na tabela 3.1. A folha de catálogo do fornecedor encontra-se no

anexo B.

Tabela 3.1 – Características do material utilizado na construção das estruturas de quinadoras.

Designação S235JR

Norma EN 10025-2:2004

Módulo de Young (GPa) 210

Coeficiente de Poisson 0,28

Tensão limite de elasticidade (MPa) 215

Densidade (kg/m3) 7833

Figura 3.1 Sistema de compensação de deformações idealizado aplicado ao avental fixo da nova estrutura.


39

3.2 Considerações relativas à simulação dos modelos

O software de simulação numérica utilizado foi o CosmosDesignStar 2007. Este programa

utiliza elementos sólidos tetraédricos lineares de 4 nós (C3D4) como o representado na figura

3.2 e inclui um gerador de malha que discretiza automaticamente o modelo importado a partir

de um ficheiro de CAD requerendo apenas a introdução do tamanho dos elementos que se

pretende.

Nas modelações efectuadas utilizaram-se elementos com 40mm para estrutura tendo-se

refinado localmente as zonas de contacto do calço com a estrutura com elementos de 10mm.

O software encarrega-se também de efectuar automaticamente a transição entre zonas com

diferentes refinamentos bem como refinar automaticamente zonas de maior detalhe

geométrico.

Trabalhos anteriormente efectuados na Adira sobre a problemática das deformações das

quinadoras mostram que a simulação dos órgãos estruturais separadamente geralmente

conduz a resultados erróneos para as deformações dos aventais. Assim optou-se por aproveitar

as características de simetria para simular apenas metade da totalidade da estrutura incluindo

também o avental móvel, e assim estudar de forma mais rigorosa a influência de todos

componentes estruturais (aventais, montantes, base e vigas de travamento). As ferramentas

não fizeram parte do modelo uma vez que estas pouco contribuem para a rigidez pois

geralmente são peças seccionadas e com reduzida secção resistente.

Para se avaliar os resultados obtidos, no que toca ao controlo das deformações dos aventais,

foram retiradas listas com os valores dos deslocamentos dos nós localizados nas zonas do

modelo ao longo do comprimento de aplicação das forças (que correspondem às zonas onde

estariam as ferramentas). Com estas listas contendo os deslocamentos nodais relativos

(considera-se deslocamento nulo para o nó localizado no ponto inicial de aplicação da carga)

e as cotas dos respectivos nós foram depois criados gráficos de modo a obter-se uma

Figura 3.2 - Elemento sólido utilizado.

40

visualização mais rigorosa das deformadas de cada avental bem como o valor máximo de

afastamento entre eles.

As restrições aplicadas ao modelo foram alvo de alguma reflexão tendo sido primeiramente

“inspiradas” nas aplicadas a modelos actualmente utilizados na Adira para simulação das

estruturas das suas quinadoras. Porém tratando-se esta de um novo tipo de estrutura os

resultados não são directamente comparáveis. Apresentam-se a seguir as condições impostas e

as realidades que estas tentam aproximar.

Sapatas

À excepção das quinadoras de elevada tonelagem, que requerem uma preparação prévia das

fundações, as quinadoras Adira são colocadas sobe 4 chapas de aço chumbadas ao chão sendo

a estabilidade garantida por intermédio de 8 parafusos (figura 3.3 - a e b). Para simular esta

ligação restringiram-se as translações na direcção zz (direcção vertical) nas zonas onde a

estrutura irá ser aparafusada e também na direcção yy (direcção perpendicular ao plano da

estrutura) numa das sapatas para estabilizar o modelo (figura 3.3 - c).

(a) (b)

(c)

Figura 3.3 – Sapatas de uma quinadora. (a) Sapata

anterior. (b) Sapata posterior. (c) Restrições aplicadas

para simular a amarração da nova estrutura ao chão.


41

Avental móvel

Nesta fase não estão ainda definidos os sistemas de guiamento para o avental móvel porém

considerou-se uma restrição num local onde é provável estas virem a existir (figura 3.4.).

Embora a secção do avental móvel não seja simétrica está desenhada para que, depois de

montada a ferramenta, o bico do punção fique perfeitamente alinhado com o eixo de simetria

da secção do avental e assim garantir que a carga fique centrada relativamente a esta. A não

inclusão das ferramentas nas simulações efectuadas faz com que a carga seja aplicada

descentrada em relação ao eixo (vertical) principal de inércia criando um momento que tende

a torcer o avental mas que não existe na realidade. O artifício utilizado para contornar esta

situação foi o de tornar a secção do avental simétrica sem alterar o seu momento de inércia

aplicando a força exactamente ao centro tal como mostra a figura 3.5.

Calços

Relativamente ao posicionamento dos calços, que poderá eventualmente vir a ser

materializado por um sistema de correias dentadas ou por um fuso, foi considerada apenas

uma restrição das translações no sentido perpendicular ao plano da quinadora tal como mostra

a figura 3.6. Nas restantes direcções os movimentos destas peças estão restringidos pelas

condições de contacto com o rasgo tendo-se considerado um coeficiente de atrito, μ=0,5.

Figura 3.4 Condição de fronteira (a verde)

aplicada ao avental móvel relativa ao guiamento.

Figura 3.5 Secção da zona de amarração das

ferramentas ao avental móvel. (a) Secção utilizada nas

simulações efectuadas. (b) Secção real.

(a) (b)

42

Simetria

O facto de a estrutura ser simétrica permite a simulação

de apenas metade desta o que reduz o tempo de

processamento. Nas zonas assinaladas na figura 3.7

foram restringidas a translação e as rotações respeitantes

à condição de simetria.

Forças aplicadas

As forças aplicadas foram consideradas uniformemente distribuídas o que constitui também

uma aproximação da realidade uma vez que à medida que vão aparecendo desvios de

paralelismo nos aventais, as chapas a conformar passam a oferecer reacções mais elevadas nas

zonas em que o punção penetra mais na matriz e vice-versa. As forças foram aplicadas nos

aventais nos locais em que são colocadas as ferramentas.

Figura 3.7 Zonas de aplicação da condição de simetria.

Figura 3.6 – Condições de fronteira aplicadas aos calços.


43

3.3 Simulações realizadas para definir a posição e dimensões dos rasgos

A introdução dos rasgos no avental fixo altera a sua rigidez tornando-o mais flexível. Poder-

se-ia eventualmente desenhar um avental móvel pouco rígido e conseguir o paralelismo entre

as deformadas dos aventais com uma estrutura extremamente leve e consequentemente

flexível. Independentemente de o desenho que se venha a encontrar para os aventais garanta

um paralelismo mais ou menos perfeito entre as suas deformadas é necessário que a

flexibilidade destes órgãos não exceda determinados limites sob pena de a máquina originar

peças com ângulo aproximadamente constante mas com excessiva não linearidade. Assim

inicialmente usou-se um avental móvel (figura 3.8 - b) com secção resistente

aproximadamente igual aos actuais (que não é constante ao longo do comprimento) e com o

evoluir do trabalho foi-se alterando as dimensões da secção resistente deste componente à

medida que se foram estabelecendo as dimensões finais para o rasgo e para a estrutura. Como

já foi referido, os aventais da estrutura em estudo terão pontos de apoio mais afastados e

consequentemente maiores deformações para uma mesma secção resistente. Para além disso

os actuais aventais possuem um desenho diferente chamado de bigorna fechada, ilustrado na

figura 3.8 - a, que é mais robusto mas que não poderá ser utilizado dada a configuração da

nova estrutura. Estabeleceu-se assim que uma não linearidade máxima de 0.5mm/m seria

aceitável para a linha da deformada dos aventais.

No dimensionamento desta nova estrutura o número de variáveis em jogo é elevado e o

correcto estudo da influência de todas elas por um método de tentativa-erro seria

extremamente complicado e moroso. Assim fixaram-se algumas dessas variáveis para então

se proceder ao estudo daquelas que estavam perfeitamente indefinidas nesta altura que se

relacionam com as dimensões do rasgo e a sua localização no avental fixo. Na figura 3.9

Figura 3.8 Avental móvel. (a) Actual. (b) Novo.

(b) (a)

44

encontra-se uma visualização tridimensional do modelo e na figura 3.10 mostram-se as

dimensões gerais dos seus elementos.

Figura 3.9 – Modelo utilizado nas primeiras

simulações


45

As dimensões que neste momento se desconhecem estão indicadas na figura 3.11

As letras atribuídas às dimensões a encontrar correspondem a:

SB – Altura da secção resistente em balanço

R – Comprimento do rasgo

P – Posição do calço

C – Comprimento do calço

Primeiramente foram então efectuadas diversas simulações utilizando este modelo, que é

relativamente simplificado para reduzir o tempo de processamento, que tiveram como

objectivo perceber como se comportava o avental fixo quando carregado utilizando rasgos

com diferentes comprimentos e situados a diversas alturas. Com estas simulações foi possível

averiguar que existiam limites para estas duas variáveis. Refira-se que serão apresentados os

resultados de uma série de iterações contendo apenas uma parte das simulações efectuadas,

que se crê suficiente para mostrar o raciocínio seguido na procura das dimensões óptimas para

estas variáveis. Em cada iteração fixaram-se os valores das variáveis SB, R e C e utilizaram-

se dois valores distintos para P. Este procedimento permitiu perceber como reagia a estrutura

às alterações efectuadas em cada variável.

Figura 3.10 – Dimensões gerais do modelo utilizado nas primeiras simulações.

Figura 3.11 – Dimensões a encontrar.

46

Para avaliar se os desvios de paralelismo se estavam a aproximar dos limites estipulados

utilizaram-se os valores obtidos para calcular o desvio angular correspondente utilizando o

conceito de sensibilidade angular de quinagem apresentado no capítulo 2. Assim

consideraram-se duas situações de carga distintas: uma correspondente a uma quinagem a 90º

de uma chapa de um material com tensão de rotura 37kgf/mm2 com 8mm ao longo de 3m e

outra correspondente à quinagem, também a 90º, de uma chapa de um material com tensão de

rotura 45kgf/mm2 com 16mm quinada num comprimento de 1,6m.

As cargas aproximadas requeridas para estas quinagens podem ser determinadas utilizando a

tabela de quinagem que se encontra no anexo A ou utilizando a fórmula [Bessa Pacheco

1992]:

𝐹 = 𝑘 ×𝑇𝑟 × 𝑒2

𝑉× 𝑙, 𝑐𝑜𝑚 𝑘 = 1 + 4 ×

𝑒

𝑉 (3.1)

Sendo:

F – Carga de quinagem

Tr – Tensão de rotura do material

e – Espessura da chapa

l – Comprimento da chapa

V – Abertura da matriz

No entanto, ao longo deste trabalho foi utilizado uma folha de cálculo disponível na Adira e

que determina os valores das cargas de quinagem em função dos diversos parâmetros de

quinagem contemplando outros factores não considerados na fórmula anterior. Pressupõe-se

assim que os valores obtidos com essa ferramenta sejam mais próximos da realidade.

Para as situações anteriores os parâmetros de quinagem são os seguintes:

A escolha destes carregamentos não foi feita ao acaso, já que estes requerem cargas próximas

da capacidade máxima da máquina sendo uma distribuída a todo o comprimento de trabalho e

outra concentrada ao centro e é de acrescido interesse estudarem-se situações limite para

avaliar não só as deformações mas também as tensões máximas que se geram na estrutura.

e = 8mm

V = 63

L = 3000mm

Tr ≈ 37kgf/mm2

F=153,3 t

S=0,33mm/º

e = 16mm

V = 160

L = 1600mm

Tr ≈ 45kgf/mm2

F=147,8 t

S=0,89mm/º


47

Simulação da estrutura sem compensação de deformações

Antes de se iniciar ao estudo do funcionamento do novo sistema fez-se uma análise ao

comportamento da estrutura sem sistema de compensação. Na figura 3.12 mostra-se a

distribuição da componente vertical de deformação no modelo da estrutura para uma carga de

153,3 t correspondente à quinagem de uma chapa de 8mm de espessura e 3m de comprimento

em aço com 37kgf/mm2

de tensão de rotura.

Na figura 3.13 mostra-se o andamento das deformadas dos aventais e a evolução do desvio ao

longo do comprimento de quinagem para a solicitação considerada. O desvio máximo obtido

situa-se a meio vão, tal como era de esperar, e foi de 1,194mm o que corresponderia a uma

peça com um ângulo 3,6º mais aberto no centro que nas extremidades.

Figura 3.12 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo da estrutura sem compensação de

deformações para uma carga de 153,3t distribuída a todo o comprimento (escala de ampliação de deformações: 50x).

48

Figura 3.13 – Andamento das deformadas dos aventais para uma carga de 153,3 t distribuída a todo o comprimento.


49

Iteração 1

Na primeira iteração foram utilizadas as seguintes dimensões:

SB – 400mm

R – 900mm

P – 600mm/700mm

C – 150mm

Na primeira simulação (P=600) verificou-se de imediato que o avental fixo não estava a ter o

comportamento desejado. Realizou-se outra simulação deslocando o calço 100mm em

direcção à extremidade do rasgo (P=700) tendo-se verificado melhorias. Porém os desvios

eram ainda muito exagerados. O aspecto das deformadas obtidas nestas simulações encontra-

se nas figuras 3.14 – a e b e uma visualização gráfica das mesmas na figura 3.15.

Os desvios máximos obtidos com esta configuração foram:

Com P = 600mm (linha a azul) – 0,908mm

Com P = 700mm (linha a verde) – 0,427mm

Figura 3.14 Distribuição da componente vertical (eixo dos zz) de deformação no modelo para as condições da iteração 1.

(a) P=600mm (escala de ampliação de deformações: 25x). (b) P=700mm (escala de ampliação de deformações: 25x).

(a) (b)

50

Nas figuras 3.16 e 3.17 mostra-se a distribuição de tensões na zona do rasgo para as duas

posições de calço simuladas. Foi evidente logo desde o início que tensões importantes se

geravam tanto nos pontos de contacto do calço com a superfície do rasgo como também na

extremidade do rasgo. Estas situações serão tratadas com mais detalhe adiante.

Figura 3.15 Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos nodais situados na zona de

aplicação das cargas para as condições da iteração 1.

Figura 3.16 Distribuição de tensões na zona do rasgo para as condições da iteração 1 com P=600mm.


51


52

Iteração 2

Na iteração anterior viu-se que a zona da mesa se deformava pouco comparativamente ao

avental. Assim efectuou-se novo conjunto de simulações diminuindo a altura da secção

resistente SB. Nesta segunda iteração foram utilizadas as seguintes dimensões:

SB – 200mm

R – 900mm

P – 600mm/550mm

C – 150mm

Verificou-se que com P=600mm a secção em balanço se deformava demasiado. Fez-se nova

iteração utilizando P=550mm tendo-se obtido melhores resultados.

O aspecto das deformadas obtidas com este conjunto de dimensões encontra-se na figura 3.18

Os desvios máximos obtidos nesta iteração foram:

Com P = 600mm (linha a azul) – 0,788

Com P =550mm (linha a verde) – 0,380

Embora os desvios obtidos se estivessem a aproximar dos limites estipulados verifica-se ainda

grande discrepância entre o andamento das deformadas dos aventais tal como é evidente pela

observação da figura 3.19.

Figura 3.18 – Distribuição da componente vertical (eixo dos zz) de deformação no modelo para as condições da iteração 2.


(a) (b)


53

Figura 3.19 Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos nodais situados na

zona de aplicação das cargas para as condições da iteração 2.

54

Iteração 3

Nesta iteração manteve-se o comprimento do rasgo e aumentou-se a altura da secção em

balanço para 300mm.

SB – 300mm

R – 900mm

P – 650mm/675mm

C – 150mm

Inicialmente utilizou-se P=650mm mas veio depois a verificar-se que a melhor posição para o

calço nesta configuração era em torno dos 675mm.

O aspecto das deformadas obtidas nestas simulações encontra-se na figura 3.20.


Com P = 650mm (linha a azul) – 0,253 mm

Com P = 675mm (linha a verde) – 0,213 mm

Neste momento os desvios obtidos encontram-se já dentro dos limites de controlo mostrando

que a altura da secção resistente SB deverá andar próxima do valor utilizado nesta iteração. O

andamento das deformadas dos dois aventais é também mais aproximado como mostra a

figura 3.21.



(a) (b)


55

A figura 3.22 mostra a distribuição de tensões obtidas com esta configuração (foram

semelhantes em ambas).


Figura 3.21 – Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos nodais situados na zona de


56

Para além de se terem obtido valores de desvio de paralelismo dentro dos limites

estabelecidos, o valor das tensões na extremidade do rasgo desceu consideravelmente face à

configuração inicial em que se usou uma secção resistente em balanço com 400mm pese

embora esse valor ainda não se situe dentro de valores seguros. Mais adiante este problema

será tratado com mais detalhe.


57

Iteração 4

Neste momento decidiu-se utilizar as dimensões do rasgo usadas na última simulação e fazer

um controlo sobre os desvios para a carga concentrada. Para isso colocou-se o calço na sua

posição máxima (P=750mm). Fez-se uma primeira simulação com o comprimento de rasgo

usado até agora e depois aumentou-se essa dimensão em 50mm (deslocando o calço para a

nova posição máxima, P=800mm) para avaliar a evolução dos desvios obtidos. O aspecto das

deformadas obtidas nestas simulações encontra-se na figura 3.23.

SB – 300mm

R – 900mm/ 950mm

P – 750mm/ 800mm

C – 150mm


Com P = 750mm (linha a azul) – 0,412 mm

Com P = 800mm (linha verde) – 0,391 mm

Figura 3.23 Distribuição da componente vertical (eixo dos zz) de deformação no modelo para as condições da iteração

4. (a) P=750mm (escala de ampliação de deformações: 25x). (b) P=800mm (escala de ampliação de deformações: 25x).

(b) (a)

58

Como já era de esperar na zona central deixa de existir a influência dos rasgos e os aventais

passam a apresentar deformadas em sentidos opostos, como se nenhum sistema de correcções

existisse. Porém, pelo facto de a carga ser aplica num comprimento reduzido, o afastamento

máximo entre eles nessa zona não ultrapassa os limites admissíveis. No entanto os desvios

obtidos são superiores aos que se conseguiram para cargas distribuídas. A figura 3.24 mostra

o andamento das deformadas dos aventais para estas simulações.

Verifica-se assim que o aumento do comprimento do rasgo melhora ligeiramente o

comportamento do avental fixo para carregamentos concentrados na zona central porém isso

teve como consequência um ligeiro aumento das tensões no final do rasgo tal como mostram

as figuras 3.25 e 3.26.

Figura 3.24 Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos nodais situados na zona de



59



60

Iteração 5

Tendo-se verificado que o comportamento do novo sistema em cargas concentradas na zona

central dos aventais melhorava à medida que se aumentava o comprimento do rasgo foi-se

estudar o efeito que tal alteração tinha em situações de carga distribuída. Para isso utilizaram-

se no modelo as seguintes dimensões:

SB – 300mm

R – 950mm

P – 675/680mm

C – 150mm

Estas dimensões são iguais às utilizadas na iteração 3 porém o rasgo é 50mm mais longo. O

aspecto das deformadas obtidas utilizando o carregamento distribuído considerado

inicialmente encontra-se na figura 3.27 e uma visualização gráfica das mesmas na figura 3.28.


Com P= 675mm (linha a azul) – 0,232 mm

Com P= 680mm (linha a verde) – 0,216 mm



(b) (a)


61

Figura 3.28 – Gráfico com as linhas formadas pelos deslocamentos relativos dos pontos nodais situados na zona de


Verifica-se que, reposicionando correctamente o calço, os desvios obtidos em cargas

distribuídas não aumentam significativamente com o aumento do comprimento do rasgo. No

entanto verificou-se um aumento das tensões nas extremidades do rasgo face aos valores

obtidos na iteração 3 como é visível na figura 3.29.


62

Com base nos resultados obtidos nesta série de iterações efectuadas foi possível tirar as

conclusões esquematizadas no diagrama seguinte:

Com base nas variações verificadas em termos de deformações globais da estrutura e de

tensões em pontos críticos concluiu-se que as dimensões a adoptar para os rasgos deveriam ter

em conta os seguintes aspectos:

O comprimento do rasgo deve ser o menor possível com o qual se consiga obter bons

resultados para cargas concentradas isto porque as elevadas tensões que se verificam

na extremidade do rasgo agravam-se à medida que o seu comprimento aumenta.

A altura da secção resistente em balanço deve ser a menor possível de modo garantir

que o avental não possua uma deformação exagerada originando peças com elevada

não linearidade pelo mesmo motivo anteriormente mencionado ou seja, quanto maior

a altura da secção resistente SB maiores serão as tensões verificadas nos rasgos.

Assim, nesta fase, decidiu-se manter as dimensões do rasgo utilizadas na última iteração (5) e

efectuar um estudo mais detalhado sobre as tensões que se geram nas extremidades do rasgo e

então decidir se era necessário diminuir o seu comprimento ou, eventualmente, se seria

possível aumentá-lo um pouco, melhorando o desempenho do sistema em cargas

concentradas.

Figura 3.30 – Diagrama mostrando o efeito da alteração das variáveis relacionadas com o sistema rasgos com calços.

Legenda: Melhora Piora

Aumentar comprimento do rasgo

Aumentar altura da secção SB

Desempenho em cargas distribuídas

Desempenho em cargas concentradas

Tensões

Deformações globais da estrutura Comprimento do calço


63

Controlo das tensões máximas

Finda a primeira série de simulações, e apesar de o desenho da máquina não estar

completamente definido, foi possível identificar alguns pontos críticos onde se verificam

tensões elevadas, superiores inclusive ao valor da tensão limite de elasticidade do aço S235JR

pelo que se estudaram formas de as contornar.

Um aspecto que causou preocupação logo após as primeiras simulações foi o das pressões de

contacto entre os calços e as superfícies dos rasgos. Inicialmente pretendia-se que a única

operação a executar no rasgo fosse uma fresagem e portanto o valor da pressão de contacto

entre estes elementos não deveria ultrapassar a tensão limite de elasticidade do aço utilizado

na estrutura. Assim estudaram-se diferentes geometrias para o calço que minimizassem as

pressões de contacto deste com a superfície do rasgo. Para este efeito considerou-se uma

carga distribuída a todo o comprimento de trabalho utilizando a máxima capacidade da

máquina. Para o rasgo consideraram-se as dimensões estabelecidas anteriormente, e colocou-

se o calço a 675mm.

Calço paralelepipédico

O calço utilizado até este momento não é mais que um bloco em forma de paralelepípedo

(figura 3.31). Foi já possível perceber que as tensões nas zonas de contacto são elevadas

porém pretende-se agora avaliá-las com maior detalhe. A figura 3.32 ilustra a malha utilizada.

Figura 3.32 – Malha utilizada (599243 elementos)

Figura 3.31 – Calço paralelepipédico

64

A figura 3.33 ilustra as regiões da estrutura e do calço com tensões superiores a 215 Mpa.

A figura 3.34 ilustra as pressões de contacto entre o calço e a estrutura.

Confirma-se assim que os valores de tensão e pressão de contacto que se geram com a

utilização de um calço deste tipo são totalmente incompatíveis com os limites de resistência

do aço utilizado na estrutura.

Figura 3.33 Regiões com tensão superior à tensão limite de elasticidade do aço S235JR na zona do rasgo.

Figura 3.34 Pressões de contacto entre a superfície do calço paralelepipédico e a superfície do rasgo.


65

Calço tipo H

Dadas as elevadas tensões e pressões de contacto obtidos no caso anterior tentou-se redefinir a

geometria do calço tornando-o mais flexível de modo a acompanhar melhor a deformação do

avental fixo gerando assim menos tensões. Pensou-se então em utilizar um calço com a

geometria ilustrada na figura 3.35. A figura 3.36 ilustra a malha utilizada.

A figura 3.37 mostra as regiões onde se geram tensões superiores a 215MPa quando se utiliza

este tipo de calço. Verificam-se tensões enormes na zona do entalhe do calço, e tensões

superiores a 215MPa na região de contacto, na estrutura.

Figura 3.35 Calço tipo H.

Figura 3.36 Malha utilizada (599572 elementos).

Figura 3.37 Regiões com tensão superior à tensão limite de elasticidade do aço S235JR utilizando calço do tipo H.

66

Através da figura 3.38 percebe-se que as pressões de contacto entre as superfícies do calço e

do rasgo são claramente superiores à tensão limite de elasticidade do aço usado na estrutura.

Figura 3.38 Pressões de contacto entre a superfície do calço tipo H e a superfície do rasgo.


67

Calço deslizante

Não se tendo obtido resultados satisfatórios com os dois tipos de calço anteriormente

experimentados tentou-se uma nova configuração para este componente. Assim pensou-se em

dividir o calço em duas peças com um desenho que lhes permitisse deslizar uma sobre a outra

tal como se ilustra na figura 3.39.

Com esta nova geometria esperava-se que o calço se adaptasse à deformação das secções em

balanço sem ter que se deformar para o conseguir. Verificou-se de imediato uma grande

descida do valor de tensões na zona de contacto do calço com o rasgo tal como ilustra a figura

3.41 que mostra as regiões com tensão superior a 215 MPa.

Figura 3.40 Malha utilizada (60107 elementos).

Figura 3.39 – Calço tipo deslizante.

68

As pressões de contacto entre as superfícies do calço e as superfície do rasgo são também

mais reduzidas tal como evidencia a figura 3.42. Porém são algo elevadas em algumas zonas

pelo será aconselhável a execução deste componente num aço de características mais nobres

como por exemplo o aço Ck45 (σced ≈ 450MPa).

Conclui-se que esta geometria para o calço é vantajosa face às restantes soluções

experimentadas pelo que será a utilizada nas simulações seguintes. Para se garantir alguma

longevidade de todo o sistema não será de desconsiderar a hipótese de colocar uma forra em

aço duro sobre as superfícies do rasgo.

Figura 3.41 Regiões com tensão superior à tensão limite de elasticidade do aço S235JR utilizando calço do tipo

deslizante.

Figura 3.42 Pressões de contacto entre a superfície do calço tipo deslizante e a superfície do rasgo.


69

Definida a geometria do calço a atenção recaiu sobre outra zona onde surgiram tensões muito

elevadas: a extremidade dos rasgos. Estas são particularmente elevadas quando se efectuam

carregamentos utilizando a máxima capacidade da máquina e a máxima a carga por unidade

de comprimento assumidas (160t e 100 t/m respectivamente). Assim, um carregamento de

160t distribuído pelos 1,6m centrais do comprimento de trabalho foi considerado para se

estudar uma solução para contornar este problema.

A existência deste nível de tensões neste local, em especial se se tratar de uma máquina que

venha a ser solicitada com este carregamento constantemente, é extremamente perigosa dada

a probabilidade da ocorrência de fendas de fadiga, cuja propagação poderia ter consequências

catastróficas para a estrutura.

Tentou-se primeiramente aliviar as tensões nesta zona aumentando o raio de concordância,

uma solução que não resultou tal como ilustra a figura 3.43.

Seguidamente experimentou-se um aumento da área de secção resistente nesta zona através da

colocação de chapas de reforço. Na primeira tentativa utilizaram-se chapas de 25mm; os

resultados encontram-se na figura 3.44. Apesar de se ter verificado um decréscimo

considerável do seu valor, as tensões verificadas não se encontravam ainda dentro de limites

seguros.

Figura 3.43 – Tensões geradas na extremidade do rasgo com raio de concordância de 80mm.

70

Incluíram-se também filets no modelo com o objectivo de se simular a existência de um

cordão de soldadura. Foram experimentados reforços de diversas formas e espessuras mas

mesmo utilizando chapas de 40mm o nível de tensão continuou demasiado próximo do valor

de limite de elasticidade do aço utilizado tal como mostra a figura 3.45.

Figura 3.44 Tensões geradas na extremidade do rasgo com raio de concordância de 80mm e chapas

de reforço com 25mm.

Figura 3.45 Tensões geradas na extremidade do rasgo com raio de concordância de 80mm e chapas de reforço

com 40mm.


71

Dada a dificuldade em baixar o valor de tensão que surge neste local, principalmente quando

se efectuam carregamentos concentrados na zona central dos aventais, decidiu-se pela

inclusão nesta zona de um inserto feito a partir de um material mais resistente (aço Ck45,

Hardox, Weldox ou outro) que fosse compatível em termos de soldabilidade com o S235 e

que fosse capaz de conviver com este nível de tensão com segurança.

Inicialmente tentou-se utilizar um inserto devidamente trabalhado a partir de tubo com

120mm de diâmetro (figura 3.46) mas a diminuição da secção resistente decorrente do facto

de se ter retirado as chapas soldadas fez com que as tensões neste local subissem

exageradamente para serem suportadas mesmo por este material.

Decidiu-se assim utilizar um inserto obtido a partir de um bloco com 400x200x110mm

espessura, tal como ilustra a figura 3.47. Optou-se por este desenho porque para além de ser

mais robusto, minimizando as deformações naquele local que estão na génese dos valores de

tensão verificados, evita que o calço ficasse sobre a zona das soldaduras quando este se

encontra mais próximo do final do rasgo, o que acontece em situações de carga concentrada

na zona central da estrutura que é por sua vez a que origina maiores pressões de contacto entre

o calço e a superfície do rasgo.

Figura 3.46 - Tensões geradas na extremidade do rasgo utilizando enxerto tubular com raio exterior 120mm e raio

interior 80mm.

72

Figura 3.47 Solução final implementada para contornar as tensões elevadas na extremidade dos rasgos.


73

3.4 Modelo intermédio

Tendo-se neste momento balizadas as dimensões do rasgo, a geometria do calço e tendo-se

efectuado um controlo ao valor máximo de tensões efectuaram-se diversas simulações numa

tentativa de encontrar a posição óptima para os calços em função de diferentes distribuições

da carga ao longo do comprimento de trabalho.

Nesta fase para além das alterações efectuadas no modelo no sentido de controlar as tensões

máximas e da nova geometria encontrada para o calço introduziu-se uma pequena alteração

no modelo que, à partida, parecia trazer alguma rigidez adicional à estrutura e uma maior

economia de material. Assim, e uma vez que da chapa que origina o avental móvel são

retirados dois cantos com dimensões consideráveis pensou-se em utilizar esses elementos para

reforçar a base. As dimensões gerais deste modelo encontram-se na figura 3.48 e uma vista

em perspectiva do mesmo na figura 3.49.

Figura 3.48 – Dimensões gerais do modelo intermédio.

74

Com este modelo efectuaram-se diversas simulações utilizando cargas de quinagem

respeitantes a chapas em material com 45kgf/mm2 de tensão de rotura, um valor de resistência

correspondente a um aço de características medianas. Porém mais tarde percebeu-se que

embora os resultados fossem aceitáveis para quinagens de chapa neste material, já não o eram

para materiais mais resistentes. Isto sucede por uma razão óbvia: tal como se mostrou no

capítulo 2, a constância do ângulo de quinagem ao longo do comprimento da peça depende

directamente dos desvios que se verificam no valor de penetração do punção na matriz,

mediante uma relação de carácter geométrico como se viu. Assim a sensibilidade angular para

uma chapa com 2mm de espessura é sempre a mesma independentemente de se tratar de uma

chapa de aço inoxidável ou de um aço ao carbono de características mais pobres1. No entanto

chapas de materiais resistentes oferecem reacções muito maiores ao serem quinadas pelo que

desvios maiores no paralelismo entre aventais se verificam.

1 - Refira-se que o retorno elástico é muito mais acentuado em materiais resistentes, porém esse é um problema

que não está a ser considerado ao longo deste trabalho.

Figura 3.49 – Vista em perspectiva do modelo

intermédio.


75

Os resultados obtidos nesta série de simulações não serão alvo de um tratamento detalhado

sendo apenas apresentados, na tabela 3.2, os valores de desvios obtidos em alguns das

simulações efectuadas com este modelo.

# σrot

[kgf/mm2]

Esp. chapa [mm]

Comp. de

quinagem [m]

V

Carga de

quinagem [t]

Sensibilidade [mm/º]

Max. desvio obtido* [mm]

Desvio angular

correspondente [º]

Posição calço [mm]

1 45 2 3 16 45,70 0,084 0,06 0,71 640

2 45 6 3 50 130,20 0,266 0,162 0,61 640

3 45 8 2,5 63 155,34 0,330 0,126 0,38 780

4 45 10 2 80 152,28 0,421 0,295 0,70 Máx.

5 45 12 1,8 100 156,23 0,532 0,339 0,64 Máx.

6 70 8 1,6 63 154,64 0,330 0,412 1,25 Máx.

7 70 2 1,5 16 35,53 0,084 0,089 1,06 Máx.

Tabela 3.2 Resultados obtidos com o modelo intermédio.

76


77

3.5 Modelo final

Dado que o modelo anterior não apresentava resultados satisfatórios para quinagens de

materiais resistentes levaram-se a cabo algumas alterações na estrutura de modo a aumentar

um pouco a sua rigidez.

Assim integrou-se a mesa no modelo de simulação o que aumentou um pouco a altura da

secção resistente em balanço. A mesa é um elemento utilizado para fixar e alinhar a matriz. É

amarrada ao avental fixo por meio de parafusos

e de 4 cavilhas de 12mm. Nas simulações

efectuadas foram colocadas no modelo

ligações tipo pino (pin) na zona das cavilhas tal

como mostra a figura 3.50.

A ligação entre o avental móvel e as hastes dos cilindros, que até agora se tinha considerado

ser do tipo contacto sem penetração com atrito, passou a ser modelada mais de acordo com a

realidade que se ilustra na figura 3.51.

Molas tipo disco

Avental

Placa de encosto

Haste do cilindro

Figura 3.51 Imagem e esquema da ligação utilizada entre o avental móvel e as hastes dos cilindros.

Figura 3.50 – Ligação tipo pin entre a mesa e o avental fixo.

Esta ligação pretende simular a existência de uma cavilha.

78

Esta montagem tem como objectivo dar flexibilidade à ligação aproximando-a a uma rótula

plana. O interesse deste tipo de ligação advém do facto de a máquina ter capacidade para

efectuar quinagens cónicas ou seja, desalinhar propositadamente o avental móvel de modo a

obter peças com ângulos diferentes nas extremidades.

As molas de disco utilizadas não têm comportamento linear mas é aproximadamente linear.

Na Adira são dimensionadas para que em solicitações cíclicas não ultrapassem 50% da

deflexão máxima e o conjunto suporte uma força aproximadamente igual a 1 vez e meia o

peso do avental móvel. O conjunto mostrado na figura utiliza 4 conjuntos de 4 molas DIN

2093 50x25,4x2,5.

A força que cada conjunto suporta será então de:

1400 × 1,5

2× 9,8 = 10290 𝑁 (3.2)

Utilizando uma folha de cálculo utilizada na Adira elaborada com base no catálogo da

MUBEA-SPRINGS determinou-se o deslocamento do conjunto em carga que é de 3.84mm. É

possível assim calcular um coeficiente de rigidez equivalente aproximado que foi depois

introduzido no software (figura 3.52) para efeito de simulação desta ligação:

𝑘𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥𝑖𝑚𝑎𝑑𝑜 =10290

3,84≈ 2680 𝑁/𝑚𝑚 (3.3)

Figura 3.52 – Simulação em Cosmos da ligação entre o avental móvel e a haste do cilindro.


79

(a) (b)

A base voltou à configuração inicial com uma chapa inclinada soldada a todo o comprimento

do avental fixo tendo-se aumentado as suas dimensões e a sua espessura. Esta montagem

acabou por se mostrar mais rígida do que a chapa de 50mm. O avental móvel passou a ter uma

variação de secção mais brusca numa tentativa de diminuir também as suas deformações em

particular na zona central. Para evitar o aparecimento de tensões elevadas na zona das

bigornas no avental móvel prolongou-se a chapa habitualmente usada para reforçar a zona da

cavidade onde se colocam as molas de ligação do avental aos cilindros de modo a aumentar a

secção resistente nessa zona. Foram também introduzidos dois perfis UNP120 soldados ao

montante para conferir maior rigidez a este componente. Uma vez que no modelo anterior se

tinha verificado que era em situações de carga concentrada no centro dos aventais que se

verificavam piores resultados aumentou-se também o comprimento do rasgo, R, de 950mm

para 1000mm mantendo a altura da secção em balanço, SB, em 300mm. Porém as secções em

balanço possuem agora um pouco mais de rigidez devido à introdução da mesa com 50mm de

altura. Nas figuras 3.53-a e 3.53-b mostra-se o aspecto do modelo final utilizado e na figura

3.54 as dimensões gerais consideradas.

Figura 3.53- Modelo final utilizado. (a) Vista em perspectiva pelo lado esquerda. (b) Vista em perspectiva pelo lado direito.

80

Neste conjunto de simulações, ao invés de se utilizarem forças correspondentes a quinagens

de chapas em aço com 45kgf/mm2 de tensão de rotura passaram a utilizar-se forças de

quinagem para chapas em aço com tensão de rotura de 70kgf/mm2, um valor ligeiramente

acima da tensão de rotura da maioria dos aço inoxidáveis, um material cuja utilização tem

vindo a aumentar e com o qual se constroem muitas peças quinadas. Apesar da maior

resistência do material considerado e graças ao conjunto de melhorias introduzido os desvios

de paralelismo obtidos mostraram que é possível obter resultados satisfatórios com este

sistema. Seguidamente são analisadas com maior detalhe simulações efectuadas utilizando

diferentes comprimentos de quinagem e, para cada qual, utilizando a posição óptima obtida

para o calço.

Figura 3.54 – Dimensões gerais do modelo final.


81

Simulação 1

A primeira simulação desta série que será apresentada foi efectuada utilizando um

carregamento de 71,06t correspondente à quinagem centrada de uma chapa em material com

70kgf/mm2 de tensão de rotura, 2mm de espessura e 3m de comprimento.

A figura 3.55 mostra a distribuição da componente vertical de deformação no modelo

analisado.

Embora nesta série de simulações se tenham usado preferencialmente carregamentos relativos

a quinagens de chapas em material com 70kgf/mm2 neste momento simulou-se o modelo

nesta configuração (P=680mm) utilizando diversas forças relativas a quinagens de chapas

com outras características mantendo o comprimento. A realização destas simulações teve

como objectivo não só avaliar as melhorias obtidas em relação ao modelo anterior como

também verificar se se atingiu um dos objectivos principais do presente estudo: o de criar um

sistema de compensação que reaja proporcionalmente à carga sem ser necessário ajustar

Figura 3.55 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo analisado com uma

carga de 71,06t distribuída em 3m (escala de ampliação de deformações: 75x).

82

nenhum parâmetro de modo a obter um melhor paralelismo entre as deformadas dos aventais,

algo que aqui corresponderia a ajustar a posição dos calços.

A síntese dos resultados obtidos encontram-se na tabela 3.3 e os gráficos com as deformadas

mostram-se nas figuras 3.56 a 3.59.

Tabela 3.3 – Resultados obtidos para a mesma configuração do sistema rasgos com calços utilizando diferentes cargas.

# σrot

[kgf/mm2]

Esp. chapa [mm]

Comp. de

quinagem [m]

V Carga

quinagem [t]



Desvio correspondente

[º]

Posição do calço

1 70 2 3 16 71,06 0,084 0,082 0,98 680

2 37 8 3 63 153,26 0,330 0,176 0,53 680

3 45 2 3 16 45,70 0,084 0,053 0,63 680

4 45 6 3 50 130,20 0,266 0,149 0,56 680

Figura 3.56 – Gráfico mostrando o andamento das deformadas dos aventais e a evolução do desvio entre elas ao longo do

comprimento para uma carga de 71,06t.


83





84

Verifica-se assim que as deformadas dos aventais apresentam sempre a mesma forma

independentemente da carga a que estão sujeitas para um determinado comprimento de

quinagem mantendo a mesma posição do calço. Os desvios obtidos mostram que para

carregamentos distribuídos a todo o comprimento de trabalho o sistema dimensionado

funciona dentro dos limites estipulados (precisão de quinagem inferior a 1º) para materiais até

70kgf/mm2. A não linearidade das peças está também dentro do limite previsto (≈0,5mm/m).

A verificação das tensões máximas geradas para carregamentos distribuídos a todo o

comprimento foi feita aquando do carregamento de 153,26t, uma carga próxima da

capacidade máxima da máquina.

A figura 3.60 mostra as tensões máximas geradas e a figura 3.61 a pressões de contacto entre

as superfícies do calço e do rasgo para essa situação. A tensão máxima (254,8MPa) verifica-

se no calço o que comprova a necessidade deste componente ser fabricado num aço de

caracteristicas mais nobres.

Figura 3.59 - Gráfico mostrando o andamento das deformadas dos aventais e a evolução do desvio entre elas ao longo do

comprimento para uma carga de 130,20 t.


85

Figura 3.60 – Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma carga de 153,26t

distribuída em 3m.

Figura 3.61 – Pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo para uma carga de 153,26t distribuída

em 3m.

86

Simulação 2

Nesta simulação utilizou-se um carregamento de 118,45t correspondente à quinagem centrada

de uma chapa em material com 70kgf/mm2 com 4mm de espessura e 2,5m de comprimento.


analisado e a figura 3.63 uma visualização gráfica da mesma.

Figura 3.62 Distribuição da componente vertical de deformação no modelo analisado com uma carga de 118,45t

distribuída em 2,5m (escala de ampliação de deformações: 75x).


87

Figura 3.63 Gráfico mostrando o andamento das deformadas dos aventais para uma carga de 118,45t distribuída

em 2,5m.

A figura 3.64 mostra a distribuição de tensões na zona final do rasgo e no calço. As tensões

mais elevadas se verificam mais uma vez no calço, porém não representam problema para os

materiais referidos anteriormente.

Figura 3.64 Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma carga de 118,45t

distribuída em 2,5m.

88

A figura 3.65 mostra as pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo.

Figura 3.65 Pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo para uma carga de 118,45t



89

Simulação 3


de uma chapa em material com 70kgf/mm2 com 6mm de espessura e 2m de comprimento.


analisado nestas condições.

A figura 3.67 mostra o andamento das deformadas dos aventais e a evolução do desvio entre

elas ao longo do comprimento de quinagem. Nota-se que para este comprimento a deformada

do avental fixo não é tão decalcada da deformada do avental móvel como nas situações

anteriores. Para comprimentos de quinagem inferiores esta situação é ainda mais evidente.

Figura 3.66 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo analisado com uma carga de 135t

distribuída em 2m (escala de ampliação de deformações: 75x).

90

Na figura 3.68 mostra-se a distribuição de tensões na zona da extremidade do calço onde se

encontra também o calço. É evidente o aumento das tensões e das pressões de contacto (figura

3.69) nesta solicitação em que se usa uma carga mais concentrada.

Figura 3.67 – Gráfico com o andamento das deformadas dos aventais para uma carga de 135t distribuída em 2m.

Figura 3.68 – Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma carga de 135t distribuída

em 2m.


91

Figura 3.69 Pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo para uma carga de 135t

distribuída em 2m.

92

Simulação 4


de uma chapa em material com 70kgf/mm2 com 8mm de espessura e 1,6m de comprimento.


analisado nestas condições.

A figura 3.71 mostra o andamento das deformadas dos aventais para estas condições.

Verifica-se que para um carregamento distribuído neste comprimento as deformadas dos

aventais passam a ser completamente antagónicas. Porém, e apesar da carga utilizada ser

pouco inferior à capacidade máxima da máquina o máximo desvio obtido permite ainda que a

peça não apresente um desvio angular superior a 1º.


distribuída em 1,6m (escala de ampliação de deformações: 75x).


93

As tensões na extremidade do rasgo (figura 3.72) são as mais elevadas que se verificaram.

Conclui-se assim que o material a utilizar no enxerto deve possuir uma tensão limite de

elasticidade de, no mínimo, 300 MPa.

Figura 3.72 Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma carga de 154,64 t


Figura 3.71 – Gráfico com o andamento das deformadas dos aventais para uma carga de 154,64t distribuída em 1,6m.

94

Verifica-se que para cargas situadas na zona central, e embora os desvios obtidos se situem

dentro dos limites estipulados, o sistema de rasgos com calços deixa de exercer a sua

influência mesmo para um rasgo com 1000mm de comprimento. Perante esta situação

experimentou-se retirar os calços e analisar, para as mesmas condições da simulação 4, como

reagia o avental fixo sem os calços. A figura 3.74 mostra a distribuição da componente

vertical de deformação obtida.

Figura 3.73 Pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo para uma carga de 118,45t distribuída

em 2,5m.

Figura 3.74 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo analisado sem calços inseridos nos

rasgos com uma carga de 154,64t distribuída em 1,6m (escala de ampliação de deformações: 75x).


95

A figura 3.75 mostra o gráfico com o andamento das deformadas para esta simulação.

O desvio obtido nestas condições foi de 0,063mm, um valor muito inferior aos 0,299mm

obtidos para a mesma solicitação mas com os calços na sua posição máxima (P=820mm).

Porém as tensões verificadas na extremidade do rasgo subiram para valores elevados como

mostra a figura 3.76.

Figura 3.75 - Gráfico com o andamento das deformadas dos aventais para uma carga de 154,64t distribuída em 1,6m

sem calços inseridos nos rasgos.

Figura 3.76 - Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma carga de 154,64t

distribuída em 1,6m sem o calço inserido no rasgo.

96

Aproveitando os resultados obtidos nesta simulação faz-se agora um comentário a uma

variável que certamente irá influenciar os resultados que se eventualmente se obterão na

prática: as folgas entre as peças dos calços e entre estas e as superfícies do rasgo. Para que os

calços se movimentem facilmente nos rasgos será necessário um ajustamento deslizante.

Considerando por exemplo um ajustamento do tipo H7/g6 a folga terá a um valor em torno de

0,05mm. Assim, o comportamento real do avental fixo para a solicitação até agora

considerada não será exactamente o descrito pela linha a azul da figura 3.69 mas sim algo

entre esta e a linha a azul da figura 3.73 embora seja previsível que se aproxime mais da

primeira que desta última. Para os restantes casos estudados este raciocínio é também válido.

Conclui-se portanto que os desvios calculados até agora, desprezando as folgas

necessariamente existentes entre os componentes do calço e a superfície do rasgo, são uma

aproximação pessimista da realidade.


97

Simulação 5

Finalmente simulou-se um carregamento de 96,65 tcorrespondente à quinagem centrada de

uma chapa em material com 70kgf/mm2 com 8mm de espessura e 1m de comprimento.

A figura 3.77 mostra a distribuição da componente vertical de deformação no modelo para

esta situação e na figura 3.78 mostra uma visualização gráfica da mesma.


distribuída em 1m (escala de ampliação de deformações: 75x).

98

As tensões no calço e na extremidade do rasgo (figura 3.79) assim como as pressões nas

superfícies de contacto (figura 3.80) são muito inferiores às verificadas em outras situações.

Figura 3.79 Tensões geradas no calço e na zona da extremidade do rasgo para uma carga de 96,65t distribuída

em 1m.

Figura 3.78 – Gráfico com o andamento das deformadas dos aventais para uma carga de 96,65 t distribuída em 1m.


99

Figura 3.80 Pressões de contacto entre as superfícies do calço e do rasgo para uma carga de 96,65t distribuída em

1m.

Na tabela 3.4 encontra-se uma síntese dos resultados finais obtidos.

Tabela 3.4 – Síntese de resultados obtidos com o modelo final.

# σrot

[kgf/mm2]

Esp. chapa [mm]

Comp. de quinagem

[m] V

Ângulo de quinagem

[º]

Carga quinagem

[t]


Max. desvio obtido [mm]


[º]

Pos. calço [mm]

1 70 2 3 16 90 71,062 0,084 0,082 0,98 680

2 37 8 3 63 90 153,262 0,330 0,176 0,53 680

3 45 2 3 16 90 45,700 0,084 0,053 0,63 680

4 45 6 3 50 90 130,020 0,266 0,149 0,56 680

5 70 4 2,5 32 90 118,436 0,168 0,103 0,61 795

6 70 6 2 50 90 135,013 0,266 0,214 0,80 max

7 70 8 1,6 63 90 154,640 0,330 0,299 0,91 max

8 70 8 1 63 90 96,652 0,330 0,139 0,42 max

100


101

3.6 Comportamento da máquina em carregamentos descentrados

Definidas as dimensões finais para todos os componentes fizeram-se alguns ensaios para

avaliar o comportamento da estrutura no caso de cargas descentradas.

No caso de uma quinagem descentrada a força de quinagem será igual à soma das forças

exercidas pelos cilindros hidráulicos mas que desta feita não serão iguais. A força exercida

por cada cilindro será função da distância da peça ao centro da mesa.

Considerando o equilíbrio estático sugerido pela figura 3.81 tem-se:

𝐹 = 𝐹1 + 𝐹2 (3.4)

𝐹1 × 𝑏1 = 𝐹2 × 𝑏2 (3.5)

Na quinadora em estudo o comprimento útil de quinagem é de 3m existindo ainda um espaço

de 87,5mm desde o ponto de aplicação da força de cada cilindro até ao inicio da mesa.

Considerando, a título de exemplo, uma quinagem de uma chapa com 1m de comprimento

que requeira a máxima carga por comprimento assumida, 100t/m, numa das extremidades da

mesa tem-se:

𝑏1 = 500 + 87,5 = 587,5𝑚𝑚 (3.6)

𝑏2 = 2500 + 87,5 = 2587,5𝑚𝑚 (3.7)

𝐹 = 𝐹1 + 𝐹2 = 100𝑡 (3.8)

Figura 3.81 Equilíbrio de força numa quinadora para uma carga descentrada.

102

𝐹2 =𝐹 × 𝑏1

𝑏1 + 𝑏2 = 18,5𝑡 (3.9)

O que obriga a que:

𝐹1 = 81,5𝑡 (3.10)

Este valor embora seja ligeiramente superior à capacidade máxima que o cilindro pode

disponibilizar em cargas centradas não representa problema desde que não seja usado

continuamente. Fica assim provado que é possível utilizar uma boa parte da capacidade da

máquina mesmo que as quinagens seja efectuadas desviadas do centro.

Nas simulações efectuadas teve necessariamente que se utilizar a estrutura completa. A malha

utilizada nas simulações mostra-se na figura 3.82 e possui 153097 elementos. Note-se que

apenas se refinou a zona dos rasgos na parte que iria ficar sob a carga aplicada.

Devido ao facto de esta parte do estudo se ter levado a cabo já numa fase adiantada do

projecto apenas foram efectuadas algumas simulações. No entanto estas indiciaram que com

Figura 3.82- Malha utilizada no modelo da estrutura completa para análise do seu comportamento em cargas

descentradas.


103

este sistema de compensação de deformações é possível obter bons resultados também para

cargas descentradas. Geralmente só se efectuam quinagens descentradas quando se usam dois

postos de trabalho na mesma quinadora. Assim o comprimento das peças a quinar não poderá

ser muito grande. Para estas simulações consideraram-se cargas distribuídas em 1m.

Na figura 3.83 mostram-se as condições de fronteira aplicadas ao modelo, semelhantes às

anteriormente consideradas. A situação de carga ilustrada nesta figura corresponde à

quinagem descentrada de uma chapa em material com 70kgf/mm2 com 8mm de espessura e

1m de comprimento cujo centro se encontra a 500mm do início da mesa. A figura 3.84 mostra

a distribuição da componente vertical de deformação no modelo para esta solicitação.

Figura 3.83 – Condições de fronteira aplicadas ao modelo da estrutura completa.

104

A figura 3.85 mostra o gráfico com o andamento das deformadas dos aventais ao longo do

comprimento de quinagem para esta solicitação.

Figura 3.84 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo da estrutura completa para uma

quinagem requerendo 96,65t localizada na extremidade da mesa (escala de ampliação de deformações:100x).

Figura 3.85 – Andamento das deformadas dos aventais para uma quinagem requerendo 96,65t localizada na extremidade

da mesa.


105

O desvio máximo obtido na simulação anterior foi de apenas 0,034mm e corresponde a um

desvio na peça de apenas 0,1º o que corresponde a um resultado melhor do que o obtido para

a mesma quinagem ao centro da mesa.


correspondente à quinagem descentrada de uma chapa em material com 70kgf/mm2 com 8mm

de espessura e 1m de comprimento cujo centro se encontra a 750mm do início da mesa.

A figura 3.87 mostra o gráfico com o andamento das deformadas dos aventais para esta

solicitação, na qual se concluiu que a posição óptima para o calço era P=580mm.

Figura 3.86 – Distribuição da componente vertical de deformação no modelo da estrutura completa para uma

quinagem requerendo 96,65t localizada a 750mm da extremidade da mesa (escala de ampliação de

deformações:100x).

106

Na tabela 3.5 encontra-se uma síntese dos resultados obtidos em diferentes simulações

utilizando cargas descentradas.

Tabela 3.5 – Síntese de resultados obtido em simulações da estrutura para diferentes cargas descentradas.

σrot

[kgf/mm2]

Esp. da

chapa [mm]

Comp. de quinagem

[m] V

Carga de quinagem

[t]




[º]

P [mm]

Localização*

45 2 1 16 15,220 0,084 0,027 0,32 580 750

45 12 1 100 86,790 0,532 0,129 0,24 580 750

70 8 1 63 96,652 0,330 0,137 0,42 580 750

70 8 1 63 96,652 0,330 0,034 0,10 385 500

*Localização do centro da peça contado a partir da extremidade da mesa.

Figura 3.87 – Andamento das deformadas dos aventais para uma quinagem requerendo 96,65t localizada a 750

mm da extremidade da mesa


107

4 Análise de custos

4.1 Modelo de comparação

Neste capítulo serão apresentados alguns aspectos relacionados com a fabricação da estrutura

dimensionada, sendo estimadas as variações no custo dos componentes estruturais e de alguns

processos de fabrico comparativamente à estrutura de um modelo pertencente à gama

Guimadira (PM16030) (figura 4.1), uma gama de máquinas (quinadoras e guilhotinas) low

cost, cujas estruturas são ligeiramente mais simples que as das máquinas Adira.

Figura 4.1 – Guimadira PM16030.

108


109

10

6

9

3

8

11

2

12

4

1

4.2 Análise da variação de custos operacionais e de materiais

4.2.1 Matérias-primas e Oxicorte

Nesta secção será efectuado um estudo comparativo sobre os custos das matérias-primas

(essencialmente chapa de aço laminado) e das operações de corte a que estas são sujeitas de

modo a obter os componentes estruturais pretendidos. Por questões de confidencialidade não

serão revelados os valores dos custos mas apenas a variação estimada do custo de cada

componente relativamente aos componentes equivalentes no modelo tomado para

comparação.

Na Oxisol os tempos de corte são calculados com base numa tabela fornecida pelo fabricante

do aparelho (Messer-Griesheim) que se encontra no anexo C e são função da espessura da

chapa a cortar e do comprimento de corte. Os tempos obtidos são depois acrescidos em 30%

isto porque a velocidade utilizada na prática não corresponde exactamente ao valor da tabela e

também para contabilizar o tempo gasto em operações de manuseamento, rebarbagem e

eventuais desempenos das chapas. Nas figuras 4.2 e 4.3 são identificados os componentes

estruturais da estrutura da máquina Guimadira PM16030 e da estrutura dimensionada,

respectivamente. A numeração utilizada para identificar cada componente corresponde à

numeração da tabela 4.1.

Figura 4.2 – Identificação dos componentes estruturais de uma estrutura PM16030.

110

1

4

2

3

7

13

10

5

1- Avental fixo

Dimensões da chapa original: 3300x950

Espessura: 60mm

Peso da chapa: 1473,39kg

Comprimento total para oxicorte 13233mm

Velocidade corte 300mm/min

Tempo = 44,1 x 1.3 = 57,3min

Figura 4.4 – Perfil do avental fixo obtido por oxicorte.

Figura 4.3 – Identificação dos componentes estruturais da nova estrutura.


111

2- Montantes


Espessura: 25mm

Peso de cada chapa: 636,43kg


Velocidade de corte: 400mm/min

Tempo = 28,5 x 1,3 = 37 min

3- Base de aperto do cilindro


Espessura: 50mm


Comprimento total para oxicorte: 1120mm

Velocidade corte: 330mm/min

Tempo = 3,4 min x 1,3 = 4,4 min

4- Base


Espessura: 25mm



Vel corte 400mm/min

Tempo = 19,35x1.3=25,2 min

Figura 4.5 – Perfil do montante obtido por oxicorte.

112

5- Reforço Base


Espessura: 16mm



Vel corte 490mm/min

Tempo = 13,7x1,3=17,9 min

7- Perfis UNP120

Quantidade necessária – 5 perfis

10- Tubo Quadrado 140x6

Quantidade necessária – 2 tubos


113

Tabela 4.1- Síntese das variações previstas nos custos de matérias-primas e oxicorte.

# Peça

Variação

Matérias-primas

Oxicorte Total

1 Avental fixo +19,5% +43,3% +19,9%

2 Montante -47,6% -38,3% -47,3%

3 Base aperto

cilindro -46,0% -78,0% -48,7%

4 Base -5,3% +0,84% -5,2%

5 Reforço base +100% +100% +100%

6 Sapata -100% -100% -100%

7 Tubo quad.

140x6 +100% - +100%

8 Tubo quad.

200x1 -100% - -100%

9 Tubo rect. 120x60x1

-100% - -100%

10 Perfis UNP

120 +423,6% - +423,6%

11 Chapas apoio

depósito 0% 0% 0%

12 Nervuras -100% -100% -100%

13 Enxertos +100% - +100%

14 Calços +100% - +100%

Total -16,1%

114

4.2.2 Soldadura e maquinagem

Nesta secção será feita uma comparação entre as operações de soldadura feitas actualmente na

estrutura PM16030 e as que se farão na nova estrutura.

Relativamente às operações de maquinagem não é de todo possível neste momento efectuar

uma comparação uma vez que muito do tempo dispendido na maquinagem da estrutura

PM16030 é em operações de furação e roscagem de furos destinados à fixação de sistemas de

segurança, guiamento e outros acessórios que não estão ainda definidos para a nova máquina.

Porém, na nova estrutura, há que contar com as operações suplementares de maquinagem dos

rasgos e dos calços se bem que outras poderão vir simplificadas como é o caso das bases de

amarração dos cilindros. Assim espera-se que no cômputo geral não haja uma grande variação

em termos de custos de maquinagem das duas estruturas.

Na Oxisol as soldaduras são executadas pelo processo MIG/MAG. Na estrutura PM16030 à

excepção das vigas de travamento, que são soldadas com um cordão com 1+2 passes, os

componentes estruturais são ligados com cordões 1+2+3 (que podem ser 1+2+4, dependendo

do soldador) que correspondem a uma garganta de entre 14 a 15mm.

Na nova estrutura, e uma vez que os novos componentes a ligar possuem, no geral, espessuras

mais reduzidas relativamente aos equivalentes na estrutura PM16030, espera-se poder utilizar

cordões do tipo 1+2 passes na ligação entre eles. Cordões deste tipo correspondem a uma

garganta de entre 11 a 12mm. Pese embora a execução deste tipo de cordão seja mais rápida

existem nesta estrutura vários componentes longos que necessitam ser soldados a todo o seu

comprimento. Este facto aumenta ligeiramente os tempos de soldadura.

A variação dos custos de soldadura estimada para a nova estrutura encontra-se na tabela 4.2.

Tabela 4.2 – Síntese das variações previstas nos custos para operações de soldadura.

Operação actual Operação equivalente na nova estrutura Variação

Soldar base aperto cilindro e nervuras ao

montante

Preparação dos montantes:

Soldar base aperto dos cilindros e perfis

UNP aos montantes

+25%

Soldar base ao avental fixo Preparação do avental fixo:

Soldar enxertos ao avental fixo 0%

Montar e pingar todos os componentes Montar e pingar todos os componentes 0%

Soldar todos os componentes Soldar todos os componentes +33%


115

Na figura 4.6 mostram-se as soldaduras a efectuar (a roxo) e as superfícies de maquinagem (a

verde).

Tendo em consideração as estimativas na variação dos custos operacionais e de matérias-

primas efectuadas até agora prevê-se que a nova estrutura possa ficar cerca de 15% mais

barata que a estrutura PM16030.

Figura 4.6 – Visão geral das soldaduras e das superfícies

maquinadas na nova estrutura.

116


117

4.3 Estimativa da variação no custo final da máquina

Tal como referido no capítulo inicial a configuração da nova estrutura permite simplificar

alguns elementos da máquina trazendo potenciais reduções ao custo final. As mais

importantes são as seguintes:

Bombeado integrado na estrutura elimina a necessidade de mesa bombeada, sendo que

o preço do mecanismo de compensação de deformações vem já incluído no preço da

estrutura.

Dispensa a utilização de guardas laterais de segurança. Outros dispositivos de

segurança podem ser simplificados.

Os cilindros hidráulicos podem passar a ser de secção tubular representando isto uma

potencial poupança em torno de 20% face à solução actual.

Tendo em conta as considerações anteriores relativas às variações no custo da estrutura e

assumindo que estas outras fontes de potencial poupança são aproveitadas estima-se que o

custo final desta máquina possa ficar mais de 12% abaixo de uma PM16030 actual equipada

com mesa bombeada.

118


119

5 Conclusões e perspectivas de trabalho futuro.

Os resultados obtidos neste trabalho mostram que uma estrutura com estas características

pode trazer algumas vantagens face à solução actual. Porém uma máquina que utilize uma

estrutura deste género constituirá um produto diferenciado que possui características especiais

e com poucos concorrentes directos. Destacam-se o sistema “naturalmente activo” de

compensação de deformações que garante boa precisão mesmo para cargas descentradas e a

grande abertura entre montantes que pode ser interessante para determinado tipo de

aplicações. Tecnicamente o único senão é a dificuldade de extracção de perfilados

praticamente fechados pelo facto de a cava dos montantes ser fechada.

Em termos económicos verificou-se que a produção desta estrutura ficaria por um custo

menor. A potencial poupança que pode advir da simplificação de alguns componentes e da

supressão de outros é também um aspecto a ter em conta.

Por outro lado, o facto de se tratar de um conceito pouco implementado no mercado pode

representar um entrave à sua aceitação. É também um produto de arquitectura integral, isto é,

um grande número de peças necessárias à fabricação de uma quinadora com este tipo de

estrutura dificilmente poderão ser aproveitadas para outras máquinas o que aumenta as contas

de industrialização e complica a gestão de stocks, fugindo também um pouco à política de

normalização e standardização que a Adira tenta hoje em dia implementar.

Em relação ao sistema de compensação de deformações estudado verificou-se que é um

sistema que permite bons resultados em termos de precisão das peças obtidas para além de

que um ajuste do sistema só terá que ser efectuado quando se variar o comprimento da chapa

a quinar. Nessa altura um ajuste manual muito rápido é possível mediante a consulta de uma

tabela contendo a posição óptima para os calços em função do comprimento de quinagem que

se pretende.

Assim como proposta de trabalho futuro, parece ser interessante a realização de um estudo de

aplicabilidade deste sistema às estruturas actuais.

Uma vez que o sistema foi dimensionado de modo a que as tensões na extremidade do rasgo

não fossem muito exageradas, tendo-se procurado atingir os mínimos requisitos pré-

estabelecidos em termos de precisão de quinagem mantendo as tensões no nível mais reduzido

possível, poder-se-ia também estudar a hipótese de redimensionar todo o sistema de modo a

retirar dele um melhor desempenho utilizando na construção de todo o avental fixo um aço de

alta tensão limite de elasticidade como por exemplo um Weldox da SSAB, material

120

facilmente soldável que pode ser cortado por chama oxiacetilénica e cuja tensão limite de

elasticidade pode ir de 700 a 1300 MPa oferecendo por isso grande segurança a este nível. A

contrapartida desta solução seria o custo acrescido do material; esta solução eliminava a

necessidade da utilização de um enxerto simplificando o processo de fabricação da estrutura.

Se eventualmente se conseguisse um melhor nível de precisão de quinagem o sistema poderia

ser adoptado em máquinas de gama superior.


121

6 Referências e Bibliografia

[Bessa Pacheco 1992] J. Bessa Pacheco, Utilização de Quinadoras e Guilhotinas, APTCP,

Porto, 1992

[Martins 2005] Jorge Rodrigues, Paulo Martins, Tecnologia mecânica, Tecnologia da

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Morais, José Manuel de Simões, Desenho Técnico Básico, 23ª Ed., Porto Editora, 2006

Shigley, J. E, Mischke C.R., Mechanical Engineering Desingn, 6th ed., McGraw Hill, cop.

2001

122


123

Anexos

124


125

Anexo A Tabela de quinagem

126


127

Anexo B – Folha de catálogo onde consta o aço utilizado na construção

dos componentes da estrutura.

128


129

Anexo C – Parâmetros de oxicorte em função da espessura de chapa

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Competitividade de máquinas-ferramenta: Conceitos ... · 4.1 Modelo de comparação ... estrutura sem compensação de deformações para uma carga de 153,3t distribuída a todo