JIVERAGE,DANIEL PEDRO-PM

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UNIVERSIDADE ZAMBEZE
Faculdade De Ciências E Tecnologia
curso de Engenharia MECATRÓNICA - 4° Ano laboral
projecto mecatrónico
ACCIONAMENTO automatizado de um cabrestante de tambor
discente:
Jiverage, Daniel pedro
 Docente:
eng. JACINTO LAQUENE
Msc. Eng. ANTÓNIO chama
Beira, dezembro de 2018
Conteúdo
Índice de tabelas	7
LISTA DE SÍMBOLOS	8
Enunciado da tarefa técnica	15
Ciclograma de carregamento	15
1.	Introdução	17
2.	Objectivos	17
2.1.	Objectivo Geral	17
2.2.	Objectivo Específico	17
3.	Campo de Aplicação do accionamento	17
4.	Metodologia	17
5.	Cálculo cinemático do accionamento e escolha do motor eléctrico	18
5.1.	Cálculo da potência, frequência de rotações e dimensões principais do tambor	18
5.1.1.	Determinação da carga de rotura	18
5.1.2.	Determinação do diâmetro do tambor	19
5.1.3.	Escolha do diâmetro do cabo e tipo de cabo	19
5.1.4.	Determinação do diâmetro calculado do tambor	20
5.1.5.	Determinação da frequência de rotação do tambor	20
5.1.6.	Determinação do comprimento do tambor	20
5.1.7.	Determinação da potência sobre o veio do tambor	21
5.1.8.	Determinação da espessura da parede do tambor	21
5.2.	Determinação do rendimento geral do accionamento	21
5.3.	Cálculo da potência do motor eléctrico	22
5.4.	Escolha dos parâmetros do motor eléctrico	23
5.5.	Cálculo da relação de transmissão geral	24
5.6.	Partição da relação de transmissão geral	24
5.7.	Cálculo das potências dos veios	27
5.8.	Cálculo das frequências de rotação dos veios	27
5.9.	Cálculo do torque sobre todos os veios	28
6.	CÁLCULO PRÁTICO DA TRANSMISSÃO POR CORREIA	30
6.1.	Transmissão por correia plana	30
6.2.	Cálculo da polia menor	30
6.3.	Cálculo da velocidade linear da correia	31
6.4.	Cálculo do diâmetro da polia movida	31
6.5.	Correcção da relação de transmissão e frequência de rotação no veio movido	31
6.6.	Cálculo da distância interaxial	32
6.7.	Cálculo do ângulo de abraçamento	32
6.8.	Cálculo da frequência de passagens	32
6.9.	Cálculo da tensão útil admissível	33
6.10.	Cálculo da área da secção transversal da correia	34
6.11.	Cálculo da força sobre os veios	35
6.12.	Escolha do material para as polias	36
6.13.	Cálculo dos parâmetros geométricos das polias	37
7.	CÁLCULO DO PROJECTO DE PARAFUSO SEM-FIM/COROA	38
7.1.	Cálculo do número de dentes da roda-coroa	38
7.2.	Escolha do coeficiente do diâmetro	39
7.3.	Cálculo da velocidade de deslizamento	39
7.4.	Escolha do material	40
7.4.1.	Para o parafuso sem-fim	40
7.4.2.	Para a roda-coroa	40
7.5.	Cálculo do módulo de elasticidade reduzido	41
7.6.	Cálculo da distância interaxial	41
7.7.	Cálculo do módulo	42
7.8.	Cálculo do coeficiente de deslocamento	42
7.9.	Cálculo dos diâmetros do cilindro primitivo	43
7.10.	Cálculo do ângulo de elevação do filete	43
7.11.	Cálculo testador da velocidade de deslizamento	44
7.12.	Cálculo testador das tensões de contacto	45
7.13.	Cálculo testador das tensões de flexão	45
7.14.	Cálculo de resistência ao contacto sob acção da carga máxima	47
7.15.	Cálculo de resistência à flexão sob acção da carga máxima	48
7.16.	Cálculo exacto do rendimento	48
7.17.	Cálculo das dimensões principais da transmissão	49
7.17.1.	Cálculo das dimensões principais do parafuso sem-fim	49
7.17.2.	Cálculo das dimensões principais da roda-coroa	50
7.18.	Cálculo do ângulo de abraçamento	51
8.	CÁLCULO TÉRMICO E REFRIGERAÇÃO DA TRANSMISSÃO	51
8.1.	Cálculo da quantidade de calor libertado	51
8.2.	Cálculo da temperatura do óleo	52
8.3.	Cálculo da quantidade de óleo dentro do redutor	53
9.	CÁLCULO DE CARREGAMENTO DOS VEIOS DO PARAFUSO SEM-FIM	55
9.1.	Cálculo das forças no engrenamento	55
9.1.1.	Cálculo da força tangencial na roda-coroa	55
9.1.2.	Cálculo da força tangencial no parafuso sem-fim	56
9.2.	Cálculo da força radial	56
9.3.	Cálculo da força em consola	56
9.4.	Cálculo da força normal	57
9.5.	Esquemas de carregamento dos veios do redutor	57
10.	Calculo projectivo dos veios	57
10.1.	Generalidades e materiais para veios	58
10.2.	Escolha das tensões admissíveis a torção	58
10.3.	Determinação dos parâmetros geométricos dos escalões dos veios	58
10.3.1.	Cálculo dos parâmetros do veio de parafuso sem-fim	58
10.4.	Cálculo das reacções nos apoios d o veio de alta velocidade	63
10.5.	Cálculo dos momentos flectores no veio de alta velocidade	64
10.6.	Cálculo dos parâmetros geométricos dos escalões de baixa velocidade	69
10.7.	Cálculo das reacções nos apoios do veio de baixa velocidade	73
10.8.	Cálculo dos momentos flectores no veio de baixa velocidade	74
10.9.	Cálculo do momento torsor:	75
12.	escolha preliminar dos rolamentos	78
12.1.	Calculo da capacidade de carga estática	79
12.2.	Calculo da capacidade de carga dinâmica	79
13.	CÁLCULO TESTADOR DOS VEIOS DO REDUTOR	82
13.1.	Cálculo testador à fadiga	83
13.1.1.	Cálculo de controlo à fadiga do veio de entrada do redutor	84
13.1.2.	Cálculo de controlo à fadiga do veio de saida do redutor	85
13.2.	Cálculo testador à carga estática	86
13.2.1.	Cálculo testador à carga estática do veio de alta velocidade	86
13.2.2.	Cálculo testador à carga estática do veio de baixa velocidade	86
13.3.	Cálculo testador ás vibrações dos veios	87
13.3.1.	Cálculo às vibrações do veio de entrada	88
13.3.2.	Cálculo às vibrações do veio de saida	88
14.	Escolha das ligações chavetadas e escolha das chavetas	89
12.1.Cálculo para tensão de esmagamento e cisalhamento para o veio do motor	90
12.2.Cálculo para tensão de esmagamento e cisalhamento para o veio de entrada do redutor	91
12.3.Cálculo para tensão de esmagamento e cisalhamento para o veio de saida do redutor	91
15.	ESCOLHA E CÁLCULO DE UNIÕES DE VEIOS	92
15.2.	Cálculo do factor de selecção do acoplamento	93
16.	SISTEMA DE LUBRIFICAÇÃO DA TRANSMISSÃO E DOS ROLAMENTOS	94
16.1.	Lubrificação do parafuso sem-fim/roda-coroa	94
16.2.	Lubrificação dos rolamentos	95
16.3.	Lubrificação do cabo de aço	95
17.	PROJECTO DO CORPO DO REDUTOR	95
18.	AUTOMAÇÃO	97
17.1.	Escolha de partida	97
17.2.	Dispositivos de protecção	98
17.2.1.	Rele de térmico	98
17.2.2.	Fusíveis	98
17.3.	Dispositivos de manobra e comando	99
17.3.1.	CLP	99
17.3.2.	Contactores	100
17.3.3.	Botoeiras	101
17.3.4.	Tipos de Botoeiras	101
17.4.	Sinalizadores	102
17.4.1.	Cores para sinalização	103
17.5.	Elementos Sensores	103
17.5.1.	Medição de nível (Sensor de nível)	103
17.5.2.	Limitador de carga (célula de carga)	105
17.6.	Programação do sistema	106
17.6.1.	Ambiente de programação	107
17.6.2.	Programa em ladder	107
18.	Conclusão	108
19.	Referencias BIBLIOGRÁFICAS	109
Indices de figuras
Figura 1 - Mecanismo de accionamento de um cabrestante de tambor	15
Figura 2 - Ciclograma de carregamento	15
Figura 3 - Transmissão por correia	30
Figura 4 - Parâmetros geométricos das polias	37
Figura 5 - Esquema de transmissão por parafuso sem-fim/ coroa	38
Figura 6 - Forças no engrenamento da transmissão por parafuso sem-fim	55
Figura 7 - Esquema do veio do parafuso sem-fim	59
Figura 8 - Esquema de carregamento do veio do parafuso sem-fim	63
Figura 9 - Diagrama de momentos flectores e torsor nos planos XOZ e YOZ	67
Figura 10 - Esquema do veio da roda coroa	69
Figura 11 - Esquema de reacção nos apoios	73
Figura 12 - Diagrama de momentos flectores e torsor nos planos ZOX e YOX	76
Figura 13 - Dimensões principais das chavetas	89
Figura 14 - Principais dimensões da união elástica	92
Figura 15 - Estrutura do CLP SIEMENS!230RC	99
Figura 16- Chave de nivel EICOS	104
Figura 17 - Limitador de carga TCM	106
Figura 18 - Estrutura de selecção	107
Índice de tabelas
Tabela 1 - Características dos motores eléctricos seleccionados	23
Tabela 2 - Partição da relação de transmissão para 1ª Tentativa	25
Tabela 3 - Partição da relação de transmissão para 2ª Tentativa	25
Tabela 4 - Características do motor eléctrico	26
Tabela 5 - Resultados do cálculo cinemático do accionamento	29
Tabela 6 - Parâmetros da transmissão por correia plana	36
Tabela 7 – Parâmetros geométricos das polias	37
Tabela 8 - Propriedades do material do parafuso sem-fim	40
Tabela 9 - Propriedades domaterial da roda-coroa	40
Tabela 10 - Resultados do cálculo da transmissão por parafuso sem-fim/coroa, em [mm]	54
Tabela 11 - Resultados dos parâmetros geométricos do veio do parafuso sem-fim	62
Tabela 12 - Reacções de apoio no plano XOZ	64
Tabela 13 - Reacções de apoio no plano YOZ	64
Tabela 14 - Estudo dos esforços internos YOZ	65
Tabela 15 - Estudo dos esforços internos Xoz	66
Tabela 16 - Resultados dos parâmetros geométricos do veio do parafuso sem-fim	72
Tabela 17 - Reacções de apoio no plano XOZ	73
Tabela 18 - Reacções de apoio no plano XOY	74
Tabela 19 - Estudo dos esforços internos YOX	74
Tabela 20 - Estudo dos esforços internos ZOX	75
Tabela 21 - Parâmetros de rolamentos rolamento FAG para veio de alta velocidade	78
Tabela 22 - Parâmetros de rolamentos rolamento FAG para veio de baixa velocidade	78
Tabela 23 – Propriedades obtidas para Aço 40X	84
Tabela 24 - Propriedade de Aço 45	85
Tabela 25 - Dimensões da chaveta DIN 6885 do veio do motor	91
Tabela 26 - Dimensões da chaveta DIN 6885 do veio de entrada do redutor	91
Tabela 27 - Dimensões da chaveta DIN 6885 do veio de saída do redutor	92
Tabela 28 - Dimensões da união elástica Teteflex D-9	94
Tabela 29 - Especificações do CLP SIEMENS	100
Tabela 30-Botoeneiras escolhidas	102
Tabela 31-Sinalizadores escolhidos	103
Tabela 32 - Especificações da Chave De nível	105
LISTA DE SÍMBOLOS 
σa τa – Amplitudes de tensão
A – Área
 – Ângulo de abraçamento da correia sobre o tambor
C – Capacidade de carga dinâmica
Co – Capacidade de carga estática
[Co] – Capacidade de carga estática admissível
[C] – Capacidade de carga dinâmica admissível
Kd – Coeficiente auxiliar que considera o tipo de dentes da transmissão 
εα – Coeficiente de sobreposição
εβ – Coeficiente de sobreposição axial
KHL – Coeficiente de longevidade
KL- Coeficiente que leva em conta a lubrificação da transmissão
KXH - Coeficiente que leva em conta a dimensão da roda
SH - Coeficiente de segurança que considera o tipo de tratamento
ZV - Coeficiente que leva a velocidade tangencial das engrenagens
KHL - Coeficiente de longevidade que considera o regime de carregamento;
bd - Coeficiente de largura da roda dentada;
YR - Coeficiente que leva em conta a rugosidade da superfície de transição dos pés do dente;
Ys - Coeficiente que lela em conta o gradiente das tensões e a sensibilidade do material a concentração de tensões;
KXF -Coeficiente que leva em conta a direcção da roda dentada;
SF - Coeficiente de segurança;
KFg - Coeficiente que leva em conta a influência da rectificação;
KFc - Coeficiente que toma em conta a reversibilidade do sentido de aplicação de carga sobre os dentes;
KFL - Coeficiente de longevidade;
ZH - Coeficiente que tem em conta a forma das superfícies dos dentes conjugados no polo de engrenamento;
ZM - Coeficiente que considera as propriedades mecânicas dos materiais das engrenagens conjugadas;
Z - Coeficiente que leva em conta o comprimento total das linhas em contacto dos dentes;
KH - Coeficiente que leva em conta a distribuição de carga entre os pares de dentes em engrenamento simultâneo;
KH - Coeficiente que leva em conta a distribuição de carga pela largura da coroa dentada;
KHV - Coeficiente que leva em conta a carga dinâmica que surge no engrenamento;
H - Coeficiente de correcção do perfil da cabeça do dente;
go - Coeficiente que leva em conta a variação do passo circular no engrenamento
Y - Coeficiente de inclinação dos dentes;
Y - Coeficiente de sobreposição dos dentes;
Kano - Coeficiente de utilização durante o ano
Kdia - Coeficiente de utilização durante o dia
ZR - Coeficiente que leva em conta a rugosidade das superfícies conjugadas da transmissão por engrenagens
YR.- Coeficiente que leva em conta a rugozidade da superfície
Ys - Coeficiente que lela em conta o gradiente das tensões e a sensibilidade do material a concentração de tensões;
SF -Coeficiente de segurança;
KFc - Coeficiente que toma em conta a reversibilidade do sentido de aplicação de carga sobrs os dentes;
KF - Coeficiente que leva em conta a distribuição de carga entre os dentes;
KF - Coeficiente de distribuição de carga pela largura da coroa dentada;
KFV - Coeficiente que leva em conta a carga dinâmica;
Lt – Comprimento do tambor
l – Comprimento
ψσ ψτ - Coeficiente que toma em conta a sensibilidade do material à assimetria do cíclo de variação das tensões
Kd KF - Coeficiente que toma em conte a rugosidade e factor de escala do veio
Sτ – Coeficiente de segurança à resistencia por fadiga para tensões tangenciais
Sσ – Coeficioente de segurança à resistencia por fadiga para tensões de flexão.
Ks – Coeficiente de segurança
dcr – Diámetro crítico
da – Diámetro da cabeça dos dentes
dc – Diámetro do cabo
aw – Distancia interaxial
dw – Diámetro primitivo
Dt - Diámetro do tambor
Dtcal – Diámetro do tambor calculado
df – Diámetro do pé do dente
lap – Distancia entre os apoios
– Erro 
nsinc - Frequência síncrona de rotação do motor eléctrico
nassinc - Frequência assíncrona de rotação do motor eléctrico
U – Frequência de passagens
Ht - Força tangencial específica para contacto;
Ft - Força tangencial específica para flexão;
YF - Factor de foma do dente que se escolhe em função do número virtual dos dentes Zv;
Ft. - Força tangencia
FHt - Força tangencial calculada;
HF - Força dinâmica tangencial específica;
FV - Força dinâmica tangencial específica ;
Fa, Fax – Força axial
Fap – Força em consola
Frc – Força radial em consola
Ftc – Força tangêncial em consola
Fo – Força de tensão prévia
Fr – Força radial
Fv – Força centrífuga
y – Folga lateral entre a parede do redutor e o pinhão
Pcal – Potência calculada
Ft – Força tangêncial
b – largura da correia
T,B – Largura do rolamento
bw – largura da engrenagem
Hlim - Limite de fadiga por contácto das superfícies dos dentes das engrenagens
Hlimb - Limite de fadiga por contácto correspondente ao número básico de ciclos de variação das tensões 
Kr - Limite de resistência
mn – Módulo normal
mt – Módulo tangêncial
MfΣ – Momento flector resultante
Mfh – Momento flector horizontal
Mfv – Momento flector vertical
Mred – Momento reduzido
M – Massa do rolamento
Mfx – Momento flector em X
Mfy – Momento flector em Y
Mt – Momento torsor
Mzi – Momento flector interno no troço I
L - Número de anos de trabalho do mecanismo
NH0 - Número básico de ciclos de variação das tensões correspondente ao limite de fadiga;
NHE - Número equivalente de ciclos de variação das tensões.
zi – Número de dentes da roda I
P - Potência do motor;
HB - Parâmetro de dureza Brinell térmico dos materiais da transmissão;
Pn – Passo normal
Pt – Passo tangêncial
RAx – Reacção no apoio A direcção X
RAy – Reacção no apoio A direcção Y
RBx – Reacção no apoio B direcção X
RBy - Reacção no apoio B direcção Y
ui -Relação de transmissão
m - Rendimento mecânico do motor
o – Tensão prévia
[σF] – Tensão de flexão admissível
[τ] – Tensão de cisalhamento admissível
t - Tempo de trabalho do mecanismo durante todo o período de vida
r - Tensão de ruptura do material
e - Tensão de escoamento do material
- Tensão limite de fadiga por contacto das superfície dos dentes
[HP] - Tensão admissível de contacto
[FP] - Tensão admissível á fadiga por flexão
Flim – Tensão limite a fadiga por flexão dos dentes
oFlim -Tensão limite de fadiga dos dentes
σm τm - Tensões medias
σ-1 τ-1 - Tensões limites de fadiga dos materiais
σeq – Tensão equivalente
Ti - Torque sobre cada veio
v - Velocidade
Enunciado da tarefa técnica
Figura 1 - Mecanismo de accionamento de um cabrestante de tambor
Legenda:
1. Redutor (PSF-Coroa);
2. União de segurança;
3. Transmissão por correia;
4. Motor;
5. Tambor.
Ciclograma de carregamento
Figura 2 - Ciclograma de carregamento
Onde:
 Tempo de trabalho da máquina durante todo período de vida;
Coeficiente de utilização durante o dia;
 Coeficiente de utilização durante o ano;
Número de anos de trabalho da máquina.
1. Introdução
O Projecto Mecatrónico é uma disciplina curricular que junta conhecimentos de Construção de Máquinas e Automação com o objectivo de consolidar osconhecimentos adquiridos nas disciplinas precedentes que são teoria de máquinas, elementos de máquinas, accionamentos eléctricos e automação industrial. 
O presente trabalho dedica-se a projecção de um accionamento automatizado de cabrestante de tambor que apresenta um redutor de parafuso sem-fim. Os cabrestantes de tambor são usados nos portos e em obras de construção civil para elevação de carga de um ponto para o outro, estes são muito usados devido as vantagens das transmissões por correia como a facilidade de substituição da mesma, e a possibilidade de obtenção de grandes relações de transmissão usando o redutor de parafuso sem-fim. O cálculo projectivo é feito usando recomendações, normas previstas para cada transmissão e tomadas de decisões por parte do projectista, que sejam válidas para o funcionamento da máquina.
Objectivos
Objectivo Geral
· Consolidar conhecimentos obtidos nas disciplinas precedentes.
Objectivo Específico
· Projectar o accionamento automatizado de um Cabrestante de tambor, tendo como dados de partida a Força de tangencial, a velocidade de rotação do tambor, o diâmetro e a longevidade.
Campo de Aplicação do accionamento 
· Elevação de carga, em terminais de cargas, transporte de cargas pesadas na construção civil.
Metodologia 
No presente projecto a metodologia usada foi, iniciar-se pelo cálculo cinemático do accionamento através da escolha do motor eléctrico com base nos parâmetros cinemáticos do órgão executivo. 
Após a escolha do motor eléctrico, faz-se o cálculo da relação de transmissão geral no único escalão presente; faz-se o cálculo dos parâmetros cinemáticos tomando em conta as condições reais e por fim a escolha de elementos e automação do sistema. 
Cálculo cinemático do accionamento e escolha do motor eléctrico
O cálculo cinemático do accionamento comporta o cálculo da potência efectivamente desenvolvida pelo motor eléctrico, a escolha do motor eléctrico, a determinação da relação de transmissão geral do accionamento e sua partição pelos diversos escalões de redução de transmissão e a determinação das potências e torques sobre todos os veios do accionamento.
Tendo muitas das vezes como os dados de partida (nos guinchos) os seguintes: 
· Força tangencial; 
· Velocidade tangencial do tambor;
· Diâmetro do tambor.
 Cálculo da potência, frequência de rotações e dimensões principais do tambor
Dados inicias:
 
2.1.1. Determinação da carga de rotura 
O valor da carga de ruptura determina-se pela fórmula abaixo, de [1]:
Onde: 
 Forca de ruptura, em ;
 Esforço máximo, em ; 
 Coeficiente de segurança para o cabos varia de (5…10);
Assume-se: ;
2.1.2. Determinação do diâmetro do tambor
Não será necessário calcular o diâmetro do tambor pois este já se foi dado como um dado inicial portanto ignora-se este cálculo.
Sendo: 
2.1.3. Escolha do diâmetro do cabo e tipo de cabo
Pela tabela 8 de [1] tendo o valor de calculada escolhem-se o tipo e o diâmetro do cabo de aço. Neste caso toma-se o cabo com torcedura Lang em que os fios de cada perna são torcidos no mesmo sentido que o da perna o que lhes confere altíssima resistência á abrasão e flexibilidade. 
O valor da força de ruptura calculado não existe na tabela supracitada daí que escolhe-se o diâmetro de cabo apropriado para força de pois este é o valor mais próximo do valor calculado. 
Para o diâmetro do cabo com .
Onde:
 Tensão de rotura, em [MPa];
 Diâmetro do cabo, em [mm].
2.1.4. Determinação do diâmetro calculado do tambor
O valor do diâmetro calculado do tambor determina-se pela seguinte fórmula:
 
Substituindo os dados tem-se:
2.1.5. Determinação da frequência de rotação do tambor
O valor da numero de rotação tambor determina-se pela seguinte fórmula :
Onde:
 Numero de rotação tambor, em ;
 Velocidade do cabo, em ;
Diâmetro calculado do tambor, em 
Substituindo os dados vem:
2.1.6. Determinação do comprimento do tambor 
Calcula-se o comprimento do tambor em função do comprimento do cabo a enrolar sobre ele. Se o último for incógnito o comprimento do tambor deve ser tomado da seguinte formula:
 
Substituindo os dados vem: 
Adopta-se para o tambor ] , neste caso o cabo pode ser enrolado sobre o tambor em várias camadas.
2.1.7. Determinação da potência sobre o veio do tambor 
O valor da potência determina-se pela fórmula seguinte:
 
Nesta fórmula o expresso em e em .
Substituindo os dados tem-se:
2.1.8. Determinação da espessura da parede do tambor 
A espessura da parede do tambor considerando que é de aço fundido deve ser, em milímetros pela fórmula:
 
Substituindo os dados vem: 
 
 
Escolhe-se do intervalo a espessura da parede de .
Determinação do rendimento geral do accionamento
O rendimento global do accionamento determina-se pela formula seguinte, de [1]:
 
Onde:
 Rendimento mecânico da transmissão por correia plana;
 Rendimento mecânico da transmissão por parafuso sem fim;
 Rendimento mecânico da união de veios;
 Rendimento mecânico nos mancais de rolamento. 
Da tabela 18, de [1] foram escolhidos os seguintes:
	
	
	
	
Substituindo os dados escolhidos na fórmula anterior tem-se:
 (78%)
Cálculo da potência do motor eléctrico
Tem-se como dados iniciais os seguintes:
 
 
A escolha do tipo de motor eléctrico faz-se segundo a potência desenvolvida no veio motor do accionamento , em , que se determina com base na potência no veio motor da máquina para a qual se calcula o accionamento, contando com o rendimento global do accionamento.
Segundo [1] a escolha do motor eléctrico tem que respeitar a seguinte condição:
Onde:
 Potência do motor eléctrico especificado no catálogo (Tabela 11).
 Escolha dos parâmetros do motor eléctrico 
Onde:
Potência no veio motor da máquina accionada, em 
 Rendimento global do accionamento.
Substituindo os dados escolhidos na fórmula acima vem:
Da tabela 12 de [1] tendo o valor da potência calculada e obedecendo a condição dada pela fórmula acima, seleccionam-se os motores com potência de 1,5 [kW] pois este valor é muito próximo á potência de 0,72 [kW] calculada. Além disso deve-se verificar se os parâmetros cinemáticos que serão obtidos com o motor de potência de 1,5 [kW] . Por isso as variantes de motores com valor próximo deste os quais possuem potência nominal 1,5 kW apresentam-se na tabela seguinte. 
Tabela 1 - Características dos motores eléctricos seleccionados
	
Variante
	
Designação do motor
	
Potência nominal Pme
	Frequência de rotação
	
	
	
	Síncrona nsinc
	Assíncrona n ou nme
	1
	4A80A2Y3
	1,5
	3000
	2850
	2
	4A80B4Y3
	1,5
	1500
	1415
	3
	4A90L6Y3
	1,5
	1000
	935
	4
	4A100L8Y3
	1,5
	750
	700
Cálculo da relação de transmissão geral 
Tendo as características dos motores pré-seleccionados determinam-se as relações de transmissão gerais pela fórmula abaixo: 
Onde:
 Frequência de rotação assíncrona.
Substituindo os dados na fórmula acima vem:
	
	
	
	
Partição da relação de transmissão geral 
Usando a tabela 16 de [1] escolhe-se as relações de transmissão para o escalão de transmissão por parafuso sem-fim.
A relação de transmissão para a transmissão por correia poderá ser determinadapartindo da relação de transmissão geral e a relações de transmissão do redutor (PSF). 
A relação de transmissão para a transmissão por correia é determinada pela formula abaixo, de [1]:
Assim, têm-se os seguintes valores arbitrados e as respectivas tentativas:
1ª Tentativa 
(tabela 16, 1ª série) 
Tabela 2 - Partição da relação de transmissão para 1ª Tentativa
	
Designação
	Variante
	
	1
	2
	3
	4
	Relacção de transmissão geral
	237,5
	117,9
	77,9
	58,3
	Relacção de transmissão – redutor(PSF)
	25
	25
	25
	25
	Relacção de transmissão da Transmissão por correia
	9,5
	4,7
	3,116
	2,332
Analisando os resultados das relações de por correia, a variante 1 e descartada por apresentar um valor de relação de transmissão muito acima do valor máximo de relação de transmissão suportada por correias. As demais apresentam valores dentro dos limites admissíveis, porem nota-se que a variante 2 apresenta um valor ideal de relação de transmissão (não muito abaixo nem muito acima da media ) para a escolha do motor. Para complementar o estudo ira-se fazer mais uma tentativa para se apurar com mais detalhes a melhor opção.
2ª Tentativa 
 (tabela 16, 1ª série) 
Tabela 3 - Partição da relação de transmissão para 2ª Tentativa
	
Designação
	Variante
	
	1
	2
	3
	4
	Relacção de transmissão geral
	237,5
	117,9
	77,9
	58,3
	Relacção de transmissão – redutor
	31,5
	31,5
	31,5
	31,5
	Relacção de transmissão da Transmissão por correia
	7,54
	3,74
	2,47
	1,85
Na segunda tentativa os variantes 2 e 3 também apresentam valores dentro daquilo que é a faixa ideal de relação de transmissão por correia. Nota-se que a variante 1 é descartada por ainda apresentar um valor muito acima do valor máximo permitido e a variante 4 também é descartada por apresentar um valor abaixo permitido. 
O resumo da análise é o seguinte:
As variantes 2 e 3 são aprovadas nas duas tentativas;
A variante 4 só é aprovada na primeira tentativa;
As variante 1 não e aprovada em nenhuma tentativa.
Nota-se que aumentando a relação de transmissão do parafuso sem-fim consegue-se baixar a relação de transmissão da transmissão por correia com isso permitindo a escolha de motor ideal para o projecto. Por essa razão não se fez muitas tentativas uma vez que já se sabia o se pretende no projecto.
Analisando os resultados escolhe-se a variante 2 da primeira tentativa por ela ser o motor mais barato visto que os motores eléctricos de baixas velocidades têm grandes dimensões exteriores e preços mais elevados que os motores de altas velocidade oque não seria aplicável no presente projecto, também por conseguir um número médio entre relação de transmissão por correia e do parafuso sem-fim o que nos leva a uma boa relação de custo-beneficio. Lembrando que não existem recomendações universais para a demarcação das relações de transmissão que possam satisfazer todas as exigências prescritas com isso olha-se mais para os custos dos elementos sem deixar de lado o factor beneficio. 
A característica dos elementos escolhidos são as seguintes:
Tabela 4 - Características do motor eléctrico
	Tipo de motor
	Potência Mecânica 
	Frequência nominal 
	Rendimento mecânico 𝜂
	Factor de Potência 
	Diâmetro do veio de saída do motor
	
	
	
	
	
	
	 
	 
	 
	 
	
	
	
	
Cálculo das potências dos veios 
Potência sobre o veio do motor eléctrico
 
Potência no veio motor PSF 
Potência no veio movido PSF
O valor da potência útil no veio de saída do accionamento é ligeiramente menor que a potência total no mesmo veio porque parte da potência que entra nos veios usa-se para as perdas por atrito nos apoios e o resto é que desenvolve trabalho útil. Portanto a potência útil será:
Cálculo das frequências de rotação dos veios
Frequência do veio do motor eléctrico
 (dado na tabela 4)
Frequência do veio motor do PSF
Frequência do veio movido do PSF	
A frequência calculada é quase a mesma que a frequência realmente requerida no veio do tambor pois por isso pode-se continuar o cálculoa.
Cálculo do torque sobre todos os veios 
Onde: 
Representa o número do veio;
Potência no veio, em [kW];
 Frequência de rotação do veio, em [rpm].
Substituindo os dados correspondentes na fórmula têm-se:
Torque no veio do motor eléctrico
Torque no veio motor do PSF
Torque no veio movido do PSF
Os resultados do cálculo cinemático do accionamento estão resumidos na tabela abaixo.
Tabela 5 - Resultados do cálculo cinemático do accionamento
	Tipo de motor: 4A80B4Y3 Potência: 1,5 kW Frequência nominal: 1415 rpm
	Parâmetro
	Veio
	Fórmula
	Valor
	
Potência P, em 
	1. Motor electrico
	
	
	
	2. Motor do PSF
	
	
	
	3. Movido do PSF
	
	
	
Frequência de rotação n, em 
	1. Motor eléctrico
	
	
	
	2. Motor do PSF
	
	
	
	3. Movido do PSF
	
	
	
Momento torsor T, em 
	1. Motor eléctrico
	
	
	
	2. Motor do PSF
	
	
	
	3. Movido do PSF
	
	
CÁLCULO PRÁTICO DA TRANSMISSÃO POR CORREIA
Transmissão por correia plana
Transmissões por correias planas são simples, versáteis e têm rendimento comparativamente alto. Este pode atingir 98%. As correias planas são muito convenientes para grandes distâncias interaxiais e têm certa popularidade. 
Figura 3 - Transmissão por correia
Dados iniciais para o cálculo:
 
Cálculo da polia menor 
O diâmetro da polia menos calcula-se partir da formula abaixo, de [2]:
 
Onde:
 Ddiâmetro da polia menor, em ;
 Potência no veio do motor, em;
 Frequência de rotação no veio do motor, em . 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Escolhe-se o diâmetro normalizado (Tabela A3 de [2]).
2.2. Cálculo da velocidade linear da correia
Para o cálculo da velocidade usa-se a seguinte formula:
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Comparando o valor da velocidade linear calculada com a velocidade admissível, que deve ser de vê-se que está dentro dos limites.
Cálculo do diâmetro da polia movida
Isolando e substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Escolhe-se o diâmetro da Tabela A3 de [2] com valores normalizados.
Correcção da relação de transmissão e frequência de rotação no veio movido
 como a diferença do valor recentemente calculado é menor que 4% do valor anteriormente calculado não é preciso adoptar nenhuma medida correctiva.
Cálculo da distância interaxial
 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Cálculo do ângulo de abraçamento
 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
 
Este ângulo sendo superior á não é preciso instalar uma polia esticadora (rolo tensor)
O ângulo entre os ramais da correia determina-se por:
Cálculo do comprimento da correia
 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
 
Cálculo da frequência de passagens
 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Segundo a , o valor da frequência de passagens deve ser de (3…5) neste caso calcula-se o erro relativamente ao limite mínimo admissível.
 sendo o erro maior que 4%, faz-se o reajuste do diamento interaxial para .
Recalcula-se o valor da frequência de passagens
Cálculo da tensão útil admissível
Escolhendo correia de tela cauchutada da qual recomenda-se:
 
Onde: Espessura da correia.
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
 
Da tabela A1 de [2] escolhe-se de 3 camadasA tensão admissível determina-se pela fórmula:
 
Onde: 
Tensão útil admissível, em ;
 Coeficiente do ângulo de abraçamento da polia menor
 Coeficiente que tem em conta a velocidade real da correia
 Coeficiente do regime de carregamento
Coeficiente que considera o método de tensionamento
Calculando os coeficientes pelas recomendações vem:
, Considera-se o efeito das vibrações moderada visto que não haverá cargas próximas dos limites admissíveis.
, Considerando que a transmissão por correia tem a linha intereixo disposta na direcção horizontal com transmissão com regulação automática.
Assim 
 para este valor tem-se - para tela cauchutada
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Cálculo da área da secção transversal da correia
Para o cálculo deste valor calcula-se primeiro a força tangencial pela fórmula:
 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Cálculo da área pela fórmula:
 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
Tendo os valores da área e da espessura da correia determina-se a largura da correia pela fórmula:
O valor normalizado mais próximo é (Tabela A1 de [2])
A área real é 	
2.3. Cálculo da força sobre os veios
Toma-se (Tabela 12.1 de [2])
Calcula-se o esforço prévio pela fórmula:
 
Calcula-se a força radial pela fórmula:
 
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
 
Calcula-se a força centrífuga pela fórmula:
 
 Densidade para correias cauchutadas ]
Substituindo os dados correspondentes na fórmula obtêm-se:
 
Desprezaremos esta força pois ela esta abaixo do limite em que a força centrífuga se faz sentir isto é, velocidades acima de .
Sendo a força também muito menor que não irá influenciar significativamente a transmissão da potência.
Os resultados do cálculo prático da transmissão por correia plana apresentam-se na tabela 7 abaixo.
Tabela 6 - Parâmetros da transmissão por correia plana
	Parâmetro
	Valor
	Parâmetro
	Valor
	Parâmetro
	Valor
	Tipo de correia
	Plana
	Comprimento da correia
	
	Número de voltas da correia , em 
	4
	Distância interaxial 
	
	Diâmetro da polia menor em 
	140
	Tensão máxima, , em 
	
	Espessura da correia 
	4,5
	Diâmetro da polia maior , em 
	630
	Força de tensão prévia , em
	162
	Largura da correia 
	20
	Ângulo de abraçamento da
Polia menor , em graus
	161,86 o
	Carga da correia sobre o veio , em 
	319
Escolha do material para as polias 
As polias serão feitas, do ferro fundido cinzento GG150 que garante as propriedades mecânicas e tecnológicas médias pretendidas e é bastante barato no mercado. 
Cálculo dos parâmetros geométricos das polias
Figura 4 - Parâmetros geométricos das polias
As polias devem ser projectadas com um abaulamento em sua superfície, a fim de manter a correia centrada durante o funcionamento. Pode-se utilizar também uma protecção lateral para prevenir a fuga da correia.
Tabela 7 – Parâmetros geométricos das polias
	
	
	
	Resultado [mm]
	Designação
	Formula
	Observação
	Polia Menor
	Polia Maior
	Largura da polia
	
	Largura da correia 
	
	
	Comprimento do cubo
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	Altura de abaulamento
	
	:
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
CÁLCULO DO PROJECTO DE PARAFUSO SEM-FIM/COROA
O cálculo projectivo de transmissão por parafuso sem-fim e feito com base nas tensões de contacto que surgem entre os dentes da roda-coroa e os filetes do parafuso sem-fim, tensões de flexão e o cálculo térmico.
Figura 5 - Esquema de transmissão por parafuso sem-fim/ coroa
Dados Inicias:
	
	
	25
	2
Cálculo do número de dentes da roda-coroa
O numero de dentes da roda-coroa é determinado com base na fórmula abaixo de [3].
Onde:
Relação de transmissão do PSF;
 Número de entradas do parafuso sem-fim e escolhe-se em função da relação de transmissão ;
Número de dentes da roda coroa.
Segundo a recomendação de [3] para obteve-se :
Substituindo os valores na fórmula acima, tem-se:
 dentes
Escolha do coeficiente do diâmetro
O coeficiente de diâmetro é o número de módulos que cabem no diâmetro primitivo do parafuso sem-fim e determina-se pela recomendação de [3].
 
Substituindo dados tem-se:
 logo: 
 
Verifica-se que não é excessivo sabendo que o limite recomendado é 0,4.
Cálculo da velocidade de deslizamento
A velocidade de deslizamento é tangente às linhas dos dentes do parafuso sem-fim e calcula-se com base na fórmula abaixo, de [3].
Onde:
 Velocidade de deslizamento, em ;
 Frequência de rotações do parafuso sem-fim, em 
 Torque máximo da roda coroa, em 
Substituindo os valores na fórmula acima, tem-se:
Escolha do material
A escolha do material do parafuso sem-fim e da roda-coroa é feita com base nas recomendações de [3].
2.3.1. Para o parafuso sem-fim
Escolhe-se o Aço 40XH (que é um aço de liga de custo relativamente baixo) temperado para uma dureza HRC45, com filetes temperados e polidos.
Tabela 8 - Propriedades do material do parafuso sem-fim
	
	Propriedades mecânicas, em [MPa]
	
	
	
	
	Aço 40XH
	587
	834
	
2.3.2. Para a roda-coroa
Segundo a recomendação de [3], para velocidades as rodas-coroas são feitas de bronze (bp) ao fósforo (Φ) e ferro (О) por isso escolhe-se:
Tabela 9 - Propriedades do material da roda-coroa
	Material da roda-coroa
	Propriedades mecânicas, em [MPa]
	
	
	
	
	БрО1ØΦ1
	120
	210
	
Onde:
Limite de escoamento do parafuso sem-fim, em 
Limite de resistência à ruptura do parafuso sem-fim, em 
 Módulo de elasticidade do material usado no fabrico do parafuso sem-fim, 
 Limite de escoamento da roda-coroa, em
 Limite de resistência à ruptura da roda-coroa, em 
 Módulo de elasticidade do material usado no fabrico da roda-coroa, em 
Cálculo do módulo de elasticidade reduzido
Substituindo os valores correspondentes na fórmula acima, tem-se:
Cálculo da distância interaxial 
A distância interaxial é calculada através da formula abaixo, de [3]:
Onde:
Coeficiente de diâmetro;
 Número de dentes da roda coroa;
 Torque na roda coroa;
 Módulo de elasticidade, em [MPa];
 Tensão de contacto admissível, em [MPa].
A tensão de contacto admissível , Acha-se segundo as recomendações de [5]:
 
Para parafuso sem-fim rectificado e polido, com dureza HRC54; logo tem-se:
Substituindo estes valores na fórmula mencionada anteriormente, tem-se:
De [5], escolhe-se a distância interaxial normalizada, de onde tem-se:
Cálculo do módulo
O módulo é calculado com base na fórmula abaixo, de [3]
O que resulta em:
De [3], escolhe-se o valor normalizado do módulo, logo, escolhe-se .
Cálculo do coeficiente de deslocamento
 O coeficiente de deslocamento (x), é calculado com base na fórmula abaixo, de [3].
Substituindo os valores correspondentes na fórmula acima, tem-se:
Segundo as recomendações de [3], este valor do coeficiente de deslocamento, está dentro dos limites recomendados. Pois, recomenda-se um valor nos limites de .
Cálculo dos diâmetros do cilindro primitivo
O cálculo dos diâmetros do cilindro primitivo é feito com base nas fórmulas abaixo , de [3].
Onde:
 Diâmetro primitivo do parafuso sem-fim, em [mm];
Diâmetro primitivo da roda-coroa, em [mm].
Substituindo os respectivos valores nas fórmulas acima, tem-se:
Normalizando Segundo os números preferidos tem-se:
Cálculo do ângulo de elevação do filete
O ângulo de elevação (subida) da linha dos filetes do parafuso sem-fim sobre o cilindro primitivo de funcionamento (ângulo de elevação primitivo) é calculado pela fórmula abaixo, de [2].
Substituindoos valores correspondentes na fórmula acima, tem-se:
Cálculo testador da velocidade de deslizamento
O cálculo verificativo da velocidade de deslizamento é feito com base na fórmula abaixo, de [3].
Onde:
Velocidade periférica (tangencial) do parafuso sem-fim sobre o diâmetro primitivo de funcionamento e calcula-se com base na fórmula abaixo, de [3].
Substituindo os valores correspondentes na fórmula acima, tem-se:
Substituindo os valores correspondentes na fórmula de cálculo verificativo da velocidade de deslizamento , tem-se:
A velocidade de deslizamento obtida pela fórmula de cálculo verificativo da velocidade de deslizamento é ligeiramente diferente que a obtida anteriormente contudo, pode-se então preservar a escolha do material.
Cálculo testador das tensões de contacto 
O cálculo das tensões de contacto que surgem entre o parafuso sem-fim e a roda coroa é feito com base na fórmula abaixo, de [3].
Onde:
 Momento torsor na roda-coroa, expresso em 
 Factor dinâmico de carga;
tensão admissível de contacto, em 
Segundo [3], para , usa-se .
Substituindo os valores, na fórmula acima, tem-se:
Segundo [3] tensões de contacto não devem ser inferiores em mais que 15% ( < ), ou então, as tensões de contacto não devem ser superiores às tensões admissíveis em mais de 5% ( > ). 
Nota-se que, a condição de resistência ao contacto é satisfeita, com uma margem de cerca de 2,7% acima do limite mínimo.
Para optimizar a construção faz-se o cálculo testador das tensões de flexão. 
Cálculo testador das tensões de flexão 
O cálculo testador das tensões de flexão é feito através da fórmula abaixo, de [3].
Onde:
 Factor dinâmico de carga; e acha-se com base nas recomendações para [PSF].
Força tangencial na roda-coroa, em ;
Coeficiente de forma dos dentes da roda-coroa, que se escolhe da tabela de [3], em função do número virtual (equivalente) de dentes , que é expresso por:
 Módulo do dente/filete na secção normal do filete do parafuso sem-fim. 
 Largura da roda-coroa, em [mm].
Logo, a forca tangencial na roda-coroa será:
Da tabela para este valor do número virtual de dentes tem-se: .
 
Com isso tem-se:
 para .
Toma-se:
 
Normalizado, obtém-se:
A tensão admissível para todas marcas de bronze é:
Com isso tem-se:
No final na fórmula tem-se:
Como mostra o valor, a tensão de flexão calculada é menor que a tensão de flexão 
real, logo a condição de resistência às tensões de flexão é satisfeita.
Cálculo de resistência ao contacto sob acção da carga máxima 
Para o cálculo de resistência ao contacto sob acção da carga máxima usa-se a seguinte formula:
Onde:
;
 (Obtido da tabela 11 de [1]);
Com isso, tem-se:
Cálculo de resistência à flexão sob acção da carga máxima
O cálculo de resistência à flexão é feito com base na fórmula seguinte:
Onde:
Com isso, tem-se:
Cálculo exacto do rendimento
 O valor exacto do rendimento acha-se pela fórmula (abaixo, de [3].
Onde:
Ângulo reduzido de atrito
Este valor, toma-se na tabela de [3], em função da velocidade de deslizamento vs. De onde resulta:
 logo por interpolação.
Rendimento para os valores acima será:
 
Segundo o cálculo acima, pode-se dizer que não houve alteração face ao rendimento arbitrado no cálculo cinemático. Pois o erro é menor que 4%. 
Cálculo das dimensões principais da transmissão 
O cálculo das dimensões principais é feito para o parafuso sem-fim e para a roda- coroa.
2.3.3. Cálculo das dimensões principais do parafuso sem-fim 
As dimensões principais do parafuso sem-fim são calculadas com base nas fórmulas abaixo, de [3]. 
 
Onde:
Diâmetro externo no parafuso sem-fim, em;
Diâmetro interno do parafuso sem-fim, em ;
Comprimento da parte roscada do parafuso sem-fim, em ;;
e Alturas da cabeça e do pé dos filetes ( das espiras).
As alturas da cabeça e pé dos filetes obtém-se através das seguintes formulas:
 e 
Os valores de e são tomadas segundo as recomendações de psf.
Toma-se:
Substituindo os valores correspondentes na fórmula acima, tem-se:
No final nas fórmulas das dimensões principais do parafuso sem-fim, tem-se:
 
Segundo a recomendação de [PSF] dever ser aumentado 25 [mm] para . Logo nesse caso não será necessário.
2.3.4. Cálculo das dimensões principais da roda-coroa
As dimensões principais da roda-coroa são calculadas com base nas fórmulas abaixo.
Onde:
 Diâmetro externo da secção média da roda-coroa, em [mm];
 Diâmetro interno da secção média da roda-coroa, [mm];
 Diâmetro máximo da roda-coroa, [mm].
Substituindo os valores correspondes nas fórmulas dimensões principais da roda-coroa, tem-se:
Segundo as recomendações da tabela 9.2 de [3], escolhe-se e a 8ª classe de precisão.
Cálculo do ângulo de abraçamento
 O ângulo de abraçamento é determinando pela seguinte formula:
Onde:
 Largura da roda coroa, em [mm], já calculado.
 Diâmetro externo do parafuso sem-fim, em [mm].
Substituindo estes valores na fórmula abaixo, tem-se:
Assim .
CÁLCULO TÉRMICO E REFRIGERAÇÃO DA TRANSMISSÃO 
As transmissões de parafuso sem-fim/coroa durante o seu funcionamento libertam uma grande quantidade de calor, o que se não for bem observado pode levar a máquina a uma avaria precoce. O aquecimento excessivo provoca a diminuição da viscosidade do óleo lubrificante, aumentando assim a possibilidade de gripagem da transmissão. 
Cálculo da quantidade de calor libertado
 A quantidade de calor libertado pela transmissão, em termos de potência, é dada pela fórmula (40), em (Watt):
Onde:
 Quantidade de calor libertado pela transmissão, em;
 Potência no veio motor da transmissão, em
 Rendimento mecânico da transmissão.
Com isso, tem-se:
Cálculo da temperatura do óleo 
A quantidade de calor que pode ser dissipado à temperatura máxima admissível do óleo é e pode ser calculado pela fórmula (41): 
 
Onde:
 é o coeficiente de troca de calor ;
Temperatura máxima admissível do óleo, em [°C];
 Temperatura máxima admissível do óleo, em [°C];
 Área total disponível para a troca de calor.
Para o redutor fechado sem ventilação, tem-se:
 e para a temperatura média em exposição ao sol.
A área obtém-se da fórmula abaixo:
Substituindo os valores na fórmula acima, tem-se:
Finalmente a quantidade de calor que pode ser dissipado à temperatura máxima admissível será:
Logo, a condição é satisfeita.
Então a temperatura do óleo será dado pela relação das formulas acima mencionadas de [4]:
O que resulta em:
A condição é satisfeita.
Cálculo da quantidade de óleo dentro do redutor
O tipo e a quantidade de óleo usado para transmissão por parafuso sem-fim/coroa dependem da velocidade linear do carregamento da transmissão. 
A quantidade ou volume do óleo necessário é recomendado na proporção de potência a transmitir:
Escolhe se um volume igual a .
O óleo, para além de lubrificar. Serve também para refrigerar os elementos da transmissão.
Tabela 10 - Resultados do cálculo da transmissão por parafuso sem-fim/coroa, em [mm]
	Parâmetro
	Valor
	Parâmetro
	Valor
	Parâmetro
	Valor
	Distância interaxial 
	160
	Ângulo de abraçamento
do parafuso 
	104°
	Diâmetro do parafuso sem-fim:
Divisor 
Primitivo 
Externo 
Interno 
	
63
71
73
51
	Módulo 
	5
	Número de entradas do parafuso sem-fim 
	2
	
	
	Coeficiente de diâmetro do parafuso sem-fim 
	12,5
	Número de dentes da roda dentada movida 
	50
	
	
	Largura da roda dentada 
	56
	Comprimento da parte roscada do parafuso sem-fim 
	115
	Diâmetro da roda dentada:
Divisor 
De crista 
De raíz 
Máximo 
	
250
267,5
245
280
	Ângulo (divisor) de elevação da rosca do parafuso 
	9.09°
	
	
	
	
	Valores do cálculo testador
	Parâmetro
	Valor admissível
	Valor calculado
	Margem
	Rendimento 
	
	
	
	Tensão de contacto, em MPa
	
	
	
	15%
	Tensão de flexão, em MPa
	
	
	
	 
CÁLCULO DE CARREGAMENTO DOS VEIOS DO PARAFUSO SEM-FIM
Figura 6 - Forças no engrenamento da transmissão por parafuso sem-fim
Cálculo das forças no engrenamento
 Os valores das forças são determinados usando fórmulas adequadas de [1] na Tabela 19. Nota-se que 𝑒 têm o mesmo sentido mas 𝑒 têm sentidos opostos.2.3.5. Cálculo da força tangencial na roda-coroa
 A força tangencial na roda-coroa é calculada com base na fórmula abaixo, de [1].
Onde:
 Torque no veio da roda-coroa, em ;
 Diâmetro primitivo da roda-coroa, em .
Logo, a força tangencial na roda-coroa será:
2.3.6. Cálculo da força tangencial no parafuso sem-fim
 Com base na fórmula abaixo, acha-se o valor da força tangencial no parafuso sem-fim.
Onde:
 Torque no parafuso sem-fim, em ;
Diâmetro primitivo do parafuso sem-fim, em .
Substituindo os valores correspondentes na fórmula acima, tem-se:
Cálculo da força radial
Os redutores de parafuso sem-fim têm ângulo de perfil , na secção axial. O ângulo de pressão no engrenamento é 
Força radial comum ao parafuso sem-fim e à roda-coroa, que tende a provocar o afastamento entre estes é determinado pela fórmula abaixo, de [1].
Cálculo da força em consola
Quando há uniões, ou transmissões com elemento flexível a posição das forças em consola determina-se tendo em conta a posição da transmissão com elemento flexível.
· Para a transmissão aberta por correia plana:
· Para transmissão aberta por união no veio de baixa velocidade:
Cálculo da força normal
A força normal, calcula-se com base na fórmula abaixo:
No final tem-se:
Esquemas de carregamento dos veios do redutor
O esquema de carregamento dos veios destina-se a auxiliar a determinação das forças nos engrenamentos dos pares do redutor, as forças em consola, e uniões de veios, as reacções nos apoios e as direcções dos momentos torsores e velocidades angulares dos veios.
Calculo projectivo dos veios
No cálculo projectivo dos veios e a composição esquemática do redutor seguem as seguintes etapas: 
1. Escolha dos materiais dos veios; 
2. Escolha das tensões admissíveis à torção; 
3. Determinação dos parâmetros geométricos dos escalões dos veios; 
4. Escolha preliminar dos apoios (rolamentos); 
5. Composição do esboço do redutor.
O cálculo dos veios dos redutores faz-se em duas (ou mais) etapas. A primeira etapa é para o cálculo projectivo (aproximado), que se baseia na resistência dos veios à torção pura e a segunda para o cálculo testador. No cálculo testador verifica-se a resistência à flexão e à torção. Este cálculo determina a resistência do veio à fadiga e considera a concentração de tensões devida a forma do veio. O parâmetro de cálculo mais importante é o coeficiente de segurança à fadiga.
Generalidades e materiais para veios
Pela natureza de funcionamento dos veios, os principais critérios de capacidade de trabalho utilizados para a projecção dos veios dos redutores são a resistência mecânica e a resistência à fadiga. Os veios geralmente não são fabricados de aços de alta qualidade devido ao inconveniente destes terem a sensibilidade à concentração de tensões e à fadiga. Deste modo, considerando estes aspectos escolhe-se o aço 40X, para o veio do parafuso sem-fim, pois deve ser o mesmo material com o do parafuso sem-fim, uma vez que este é feito no mesmo veio e aço 45, para o veio da roda-coroa.
Escolha das tensões admissíveis a torção
Para o cálculo aproximado dos veios usa-se a torção pura, sem consideração do efeito da flexão, concentradores de tensões ou o carácter variável das cargas. Como meio de compensar esta grande aproximação, o valor da tensão admissível é grandemente reduzido. Portanto escolhe-se:
 Para veio de alta velocidade;
 – Para o veio de baixa velocidade.
Determinação dos parâmetros geométricos dos escalões dos veios
Os veios de redutores constituem corpos cilíndricos escalonados. A quantidade e as dimensões dos escalões dependem da quantidade e dimensões das peças que se montam sobre os veios.
A constituição dos veios não é feita segundo recomendações estritas mas sim modelada com base em construções existentes. 
2.3.7. Cálculo dos parâmetros do veio de parafuso sem-fim 
Estes parâmetros geométricos são determinados segundo as recomendações da tabela 22 de [5].	
Figura 7 - Esquema do veio do parafuso sem-fim
Diâmetro e comprimento do primeiro escalão do veio:
O diâmetro do primeiro escalão é determinado pela seguinte fórmula abaixo, de [5].
Onde:
 Torque no veio, em [N·m] e é obtido da tabela dos resultados do cálculo cinemático;
 Tensão tangencial admissível reduzida, em [MPa].
Substituindo os valores na fórmula acima, tem-se:
Escolhe-se , da série padronizada Ra40.
O comprimento do primeiro escalão é determinado pela seguinte fórmula abaixo, de [5]:
 
Com isso tem-se:
Escolhe-se o valor padronizado da série Ra40.
Diâmetro e comprimento do segundo escalão do veio. 
O diâmetro do segundo escalão do veio acha-se pela fórmula abaixo, de [5]:
Onde o valor da altura dos ressaltos t, toma-se: da tabela 22, de [5].
Para tem-se:
Logo:
Tomando em consideração que este escalão irá acomodar o rolamento, deve-se então, escolhe-se um valor normalizado, pois este deve ser igual ao diâmetro do anel interno do rolamento. Da série Ra40 , escolhe-se: .
O comprimento do segundo escalão é determinado pela fórmula abaixo, de [5]:
Substituindo os valores, tem-se:
Diâmetro e comprimento do terceiro escalão do veio
O diâmetro do terceiro escalão, acha-se segundo a fórmula abaixo, de [5]:
Onde:
 Raio da curvatura dos chanfros dos apoios.
Toma-se 
Substituindo o valor, tem-se:
Normalizado tem-se:
.
O valor do comprimento obtêm-se construtivamente no esboço do redutor (Verificar o anexo 3). Assim, tem-se:
Para espessura até ao contorno interno do corpo do redutor que se situa perto das extremidades dos dentes da roda coroa.
Escolhe-se .
Este contorno é um arco que tem raio:
Onde:
, opta-se .
Logo:
Diâmetro e comprimento do quarto escalão do veio.
Pela natureza de construção do veio, tem-se:
.
Onde:
 Largura do rolamento.
No final tem-se:
Tabela 11 - Resultados dos parâmetros geométricos do veio do parafuso sem-fim
	
Parâmetros geométricos
	
	
	
	
	
	
	
	
	Valores obtidos, em 
	
28
	
42
	
32
	
48
	
38
	
		200
	
32
	
17
De seguida faz – se o cálculo das reacções de apoio no veio, usando os valores de distâncias entre apoios determinados. 
Cálculo das reacções nos apoios d o veio de alta velocidade
Figura 8 - Esquema de carregamento do veio do parafuso sem-fim
Tabela 12 - Reacções de apoio no plano XOZ
	Condições de equilíbrio
	Equações de equilíbrio
	Resultados
	
	
	
	
	
	
	
	
	
Tabela 13 - Reacções de apoio no plano YOZ
	Condições de equilíbrio
	Equações de equilíbrio
	Resultados
	
	
	
	
	
	
	
	
	
Cálculo dos momentos flectores no veio de alta velocidade
No plano YOZ:
 
Tabela 14 - Estudo dos esforços internos YOZ
	
	Esquema das secções 
	Equações dos esforços
	Resultados, em [Nm]
	Secção I
	
	
Para 
Para 
	
	Secção II
	
	
Para 
Para 
	 
 
	Secção III
	 
	
Para 
Para 
	 
 
 
Plano XOZ
Tabela 15 - Estudo dos esforços internos Xoz
	
	Esquema das secções 
	Equações dos esforços
	Resultados, em [Nm]
	Secção I
	
	
Para 
Para 
	
	Secção II
	
	
Para 
Para 
	 
 
	Secção III
	
 
	
Para 
Para 
	 
 
 
Figura 9 - Diagrama de momentos flectores e torsor nos planos XOZ e YOZ
Encontrados os diagramas dos momentos flectores em cada um dos trechos, passa – se ao cálculo do momento flector sumário que considera o efeito conjunto dos momentos.
Este cálculo é realizado para o ponto mais carregado. Assim, o ponto onde está localizado o apoio “D” é o ponto mais carregado e têm o momento flector resultante dado pela fórmula abaixo:
Com base na fórmula abaixo, acha-se o diâmetro crítico:
Onde:
Escolhe-se .
Substituindo os valores na formula, tem-se:
Depois disso calcula-se o erro, que tem que ser abaixo de 50%.
Logo nota-se que a condição é satisfeita, com isso o diâmetro médio calculado pode ser usado para definir os outros diâmetros do veio.
Cálculo dos parâmetros geométricos dos escalões de baixa velocidade
Figura 10 - Esquema do veio da roda coroa
Seguindo a mesma sequência que foi usada parao cálculo do veio de entrada vem:
Tendo em conta que trata-se do redutor escolhe-se [.
Substituindo os dados correspondentes na fórmula anterior vem:
Normalizado, tem-se:
O comprimento do primeiro escalão é determinado pela seguinte fórmula abaixo, de [5]:
Com isso tem-se:
Escolhe-se o valor médio
Normalizado, tem-se:
Diâmetro e comprimento do segundo escalão do veio:
O diâmetro do segundo escalão do veio acha-se pela fórmula abaixo, de [5]:
Onde o valor da altura dos ressaltos t, toma-se: da tabela 22, de [5].
Para tem-se: .
Logo:
Visto que este escalão acomoda rolamento escolhe-se um valor normalizado para o diâmetro . Das recomendações para a escolha de rolamentos. De série Ra40, escolhe-se:
 
O comprimento do segundo escalão é determinado pela fórmula abaixo, de [5]:
Substituindo os valores, tem-se:
Diâmetro e comprimento do terceiro escalão do veio:
O diâmetro do terceiro escalão, acha-se segundo a fórmula abaixo, de [5]:
Onde:
 Raio da curvatura dos chanfros dos apoios.
Toma-se: 
Substituindo o valor, tem-se:
Normalizado tem-se:
O valor do comprimento obtêm-se construtivamente no esboço do redutor. Assim, tem-se:
Distância do rolamento até a roda coroa:
Onde:
, opta-se .
Logo:
Diâmetro e comprimento do quarto escalão do veio
Pela natureza de construção do veio, tem-se:
Onde:
 Largura do rolamento.
No final tem-se:
Tabela 16 - Resultados dos parâmetros geométricos do veio do parafuso sem-fim
	
Parâmetros geométricos
	
	
	
	
	
	
	
	
	Valores obtidos, em 
	
71
	
90
	
80
	
120
	
90
	
100
	
80
	
29
De seguida faz – se o cálculo das reacções de apoio no veio, usando os valores de distâncias entre apoios determinados. 
Cálculo das reacções nos apoios do veio de baixa velocidade
Figura 11 - Esquema de reacção nos apoios
Tabela 17 - Reacções de apoio no plano XOZ
	Condições de equilíbrio
	Equações de equilíbrio
	Resultados
	
	
	
	
	
	
	
	
	
Tabela 18 - Reacções de apoio no plano XOY
	Condições de equilíbrio
	Equações de equilíbrio
	Resultados
	
	
	
	
	
	
	
	
	
Cálculo dos momentos flectores no veio de baixa velocidade
Tabela 19 - Estudo dos esforços internos YOX
	
	Esquema das secções 
	Equações dos esforços
	Resultados, em [Nm]
	Secção I
	
 
	
Para 
Para 
	
	Secção II
	
	
Para
Para 
	 
 
	Secção III
	
 
	
Para 
Para 
	 
 
Tabela 20 - Estudo dos esforços internos ZOX
	
	Esquema das secções 
	Equações dos esforços
	Resultados, em [Nm]
	Secção I
	
	
	
	Secção II
	
	
Para 
Para 
	
 
	Secção III
	
 
	
Para 
Para 
	
Cálculo do momento torsor:
Figura 12 - Diagrama de momentos flectores e torsor nos planos ZOX e YOX
A partir dos diagramas construídos determinam-se os momentos flectores resultantes em cada secção para poder-se apurar com certeza a secção mais carregada pela fórmula abaixo:.
Com base na fórmula abaixo, acha-se o diâmetro crítico:
Onde:
Escolhe-se 
Substituindo os valores na fórmula, tem-se:
Depois disso calcula-se o erro, que tem que ser abaixo de 50%.
Logo nota-se que a condição é satisfeita, com isso o diâmetro médio calculado pode ser usado para definir os outros diâmetros do veio.
escolha preliminar dos rolamentos
No presente caso usa-se apoios de rolamento porque os deslizantes têm maiores perdas por atrito (em geral), têm grandes exigências de lubrificação para se garantir atrito líquido e são desgastantes (para o moente que suportam). 
A escolha dos rolamentos é feita em função do tipo de cargas a suportar (radiais, axiais ou radiais-axiais). Para este caso actuam sobre os apoios cargas radiais e axiais, por isso os rolamentos devem ser cónicos radiais-axiais.
Em função do diâmetro médio e do tipo de carga escolhe-se um rolamento cónico com seguintes parâmetros:
Rolamento FAG: 320/32X;
DIN ISO355: T4CC032.
Tabela 21 - Parâmetros de rolamentos rolamento FAG para veio de alta velocidade
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	32
			58
	17
	13
	17
	14
	40
	50
	0,45
	1,32
	0,73
	12000
Rolamento FAG: 32016X
DIN ISO355: T3CC080
Tabela 22 - Parâmetros de rolamentos rolamento FAG para veio de baixa velocidade
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	
	80
	125
	29
	22
	29
	27
	137
	212
	0,42
	1,42
	0,78
	5000
O cálculo dos rolamentos baseia-se em dois critérios, apenas: 
1. Cálculo à capacidade de carga estática;
2. Cálculo à capacidade de carga dinâmica (cálculo da longevidade) ou cálculo à fadiga. 
Não é usual fazer cálculos segundo outros critérios, pois os tais critérios são relacionados com factores ocasionais e são de difícil trato. 
0. Calculo da capacidade de carga estática
A capacidade de carga estática é a carga que provoca no elemento rolante e na pista, uma deformação plástica, onde condição de trabalho é limitada ().
Onde:
 Factor de carga radial.
 Factor de carga radial.
 Carga radial, em .
 Carga axial, em 
A capacidade de carga estática calcula pela formula abaixo, de [4]:
Onde:
 Capacidade de carga estática, em.
 Índice de carregamento estático;
Carga estática equivalente, em .
0. Calculo da capacidade de carga dinâmica
A capacidade de carga dinâmica é a carga sob a qual 90% os rolamentos alcançam rotações sem apresentar sinais de fadiga onde a condição de trabalho limitação da carga dinâmica ().
A capacidade de carga dinâmica que os rolamentos devem ter para suportar com segurança as cargas aplicadas é determinada pela formula abaixo, de [4]:
 
Onde:	
 Capacidade de carga dinâmica do rolamento, em ;
 Carga dinâmica equivalente, em ;
 Vida útil (longevidade) do rolamento, em milhões de voltas;
 Expoente de longevidade, sendo para rolamentos de rolo.
O tempo de vida do rolamento é dado por: 
Onde:
 Vida útil do rolamento, em [h];
 Vida útil em milhões de voltas; 
 Frequência de rotações, em [.
1. Dimensionamento á carga dinâmica dos rolamentos do veio de entrada
A capacidade de carga dinâmica que os rolamentos devem ter para suportar com segurança as cargas aplicadas é determinada pela formula abaixo, de [4]:
 
Opta-se para rolamentos de rolos.
O tempo de vida do rolamento é dado por: 
Onde:
Logo, tem-se:
O rolamento resiste a carga dinâmica.
1. Dimensionamento á carga dinâmica dos rolamentos do veio de saida
A força axial nos apoios é resultante das forças nos engrenamentos é:
A condição de trabalho é a limitação da carga dinâmica, expressa por:
 
A capacidade de carga dinâmica que os rolamentos devem ter para suportar com segurança as cargas aplicadas é determinada pela formula abaixo, de [4]:
 
Opta-se para rolamentos de rolos.
O tempo de vida do rolamento é dado por: 
Onde:
Logo, tem-se:
O rolamento resiste a carga dinâmica.
.
CÁLCULO TESTADOR DOS VEIOS DO REDUTOR
O cálculo testador dos veios é feito para verificar a sua resistência efectiva, visto que o cálculo projectivo é um cálculo de aproximação, baseado em hipótese de resistência e não em consideração aos efeitos regionais como: concentração de tensões; vibrações; efeitos térmicos; cargas críticas; etc. É feito o cálculo testador, neste caso, a seguintes avaliações:
· Cálculo à fadiga; 
· Cálculo à carga estática; 
· Calculo às vibrações; 
0. Cálculo testador à fadiga
De acordo com [6] a prática de exploração revela que o cálculo testador à fadiga dos veios é o cálculo de resistência principal, pois a principal causa de perda de capacidade de trabalho da maioria dos veios é a ruptura por fadiga, como consequência de um elevado número de concentração de tensões. 
De acordo com [5], a condição de resistência à fadiga é:
Onde é o coeficiente de segurança que determina-se pela fórmula:
Onde:
Coeficiente de segurança de resistência á fadiga por flexão;
 Coeficiente de segurança de resistência á fadiga por torção.
Onde:
 Amplitudes das tensões cíclicas;
 Valores médios (componentes constantes) das tensões;
Limites de fadiga do material;
 Coeficientes que tomam em conta a sensibilidade do material a assimetria do ciclo de variação das tensões e depende das características mecânicas do material;Coeficientes que tomam em conta as rugosidades e factor de escala do veio respectivamente.
2. Cálculo de controlo à fadiga do veio de entrada do redutor
Neste veio foi dito que a secção perigosa é zona de engrenamento onde ocorre o momento máximo. Portanto nesta zona: 
As amplitudes das tensões são:
Para o aço 40X, escolhido para o fabrico do veio, tem-se:
Tabela 23 – Propriedades obtidas para Aço 40X 
	
	
	
	
	
	
	
	
	1
	1,1
	0,1
	0,15
	334
	200
	2,6
	1,9
O resultado mostra que o veio resiste a fadiga.
2. Cálculo de controlo à fadiga do veio de saida do redutor
Como resolvido acima, para o veio de entrada, para o de saída o carregamento crítico verifica-se no apoio D e, para este caso, pelas expressões abaixo, tem-se:
Tabela 24 - Propriedade de Aço 45
	
	
	
	
	
	
	
	
	0,65
	1
	0,1
	0,15
	310
	170
	1,9
	1,42
O resultado mostra que o veio resiste a fadiga.
O facto de ter considerado as tensões médias iguais as amplitudes, não é o carregamento verdadeiro dos veios mais sim o caso pior de tal modo que resistindo a esta condição de carregamento, não falhe no carregamento real.
0. Cálculo testador à carga estática
Este cálculo serve para verificar a resistência dos veios à deformação plástica ou destruição devido a sobrecargas (por exemplo, durante o arranque). Para o cálculo à carga estática usam-se tensões equivalentes que incluem tanto a flexão como a torção:
Onde:
 
3. Cálculo testador à carga estática do veio de alta velocidade 
Da fórmula acima, tem-se:
 
Substituindo os valores na formula acima:
0.3.2. Cálculo testador à carga estática do veio de baixa velocidade
Da fórmula acima, tem-se:	
 
Substituindo os valores na formula acima:
0. Cálculo testador ás vibrações dos veios 
 O coeficiente de esbelteza caracteriza a probabilidade de o veio flectir com aplicação de uma forca que crie tensões normais, quando isto ocorre surge no veio uma certa excentricidade do centro de forcas que leva a centrifugação de todos pontos da secção e aumento da frequência angular da força perturbadora quando a (frequência natural do veio) aumenta o deslocamento das massas contidas no veio e ocorre ressonância. Se veio (sistema) deve ser acelerado rapidamente de modo a passar a zona de ressonância e estabilizar pois este fenómeno resulta em acumulação de energia em ciclos consecutivos. 
A essência do calculo testador dos veios é a verificação das vibrações através da determinação da frequência de rotação crítica do veio, ou seja, a frequência na qual se verificam vibrações consideráveis e que originam o fenómeno de ressonância. O fenómeno de ressonância ocorre na faixa de rotação, para limitar as vibrações e evitar o fenómeno de ressonância empregam-se frequências de funcionamento fora da faixa acima dada isto é e . 
A frequência de rotação crítica do veio é calculada pela formula: 
Onde: 
 Flexibilidade do veio ou flecha por unidade de forca;
Constante de rigidez do veio;
Flecha na condição de forças estáticas;
Massa do veio;
 Aceleração de gravidade;
 
0.4.1. Cálculo às vibrações do veio de entrada 
A massa do veio é determinada considerando a densidade do material do veio, pela seguinte expressão:
Onde:
0.4.2. Cálculo às vibrações do veio de saida 
A massa do veio é determinada considerando a densidade do material do veio, pela seguinte expressão:
Onde:
Escolha das ligações chavetadas e escolha das chavetas
As chavetas são elementos de maquinas utilizadas tanto para a fixação de peças como para transmissão de movimento das pecas. As chavetas e as ligações por elas constituídas transmitem momentos torsores. 
As chavetas são escolhidas com base no diâmetro do veio onde serão fixadas e depois testadas com base nas tensões de esmagamento admissíveis. Das tabelas de [6] tiram-se as dimensões para as chavetas dos veios, como se segue: 
Figura 13 - Dimensões principais das chavetas
Onde:
 Comprimento da chaveta;
 Altura da chaveta que contacta com o cubo;
 Altura da ranhura do veio;
 Altura da chaveta;
 Largura da chaveta.
12.1. Cálculo para tensão de esmagamento e cisalhamento para o veio do motor
Para cisalhamento, tem-se:
Onde:
Momento torsor no veio, em [Nmm];
Raio do veio, em [mm];
Tensao de cisalhamento admissível;
Substituindo os dados, tem-se:
Para tensão de contacto (esmagamento):
Onde:
 Tensão admissível de esmagamento.
Substituindo os valores, tem-se:
O comprimento mínimo da chaveta será , pois e Acima de qualquer valor pode ser utilizado. Portanto escolhe com tolerância de .
Tabela 25 - Dimensões da chaveta DIN 6885 do veio do motor
	
	
	
	
	
	
	22
	6
	6
	12
	4,4
	1,7
12.2. Cálculo para tensão de esmagamento e cisalhamento para o veio de entrada do redutor
Para cisalhamento, tem-se:
Para tensão de contacto (esmagamento):
O comprimento mínimo da chaveta será , pois e Acima de qualquer valor pode ser utilizado. Portanto escolhe com tolerância de .
Tabela 26 - Dimensões da chaveta DIN 6885 do veio de entrada do redutor
	
	
	
	
	
	
	22
	8
	7
	22
	5,4
	1,7
12.3. Cálculo para tensão de esmagamento e cisalhamento para o veio de saida do redutor
Para cisalhamento, tem-se:
Para tensão de contacto (esmagamento):
O comprimento mínimo da chaveta será , pois e Acima de qualquer valor pode ser utilizado. Portanto escolhe com tolerância de .
Tabela 27 - Dimensões da chaveta DIN 6885 do veio de saída do redutor
	
	
	
	
	
	
	80
	22
	14
	63
	10
	4,1
ESCOLHA E CÁLCULO DE UNIÕES DE VEIOS 
Figura 14 - Principais dimensões da união elástica
A união do veio de saída do redutor ao veio executivo é feita usando um acoplamento elástico com cruzeta amortecedora de borracha Nitrilica (Teteflex)., com as seguintes vantagens:
· Prova de óleo;
· Absorve vibrações e choques;
· Permite desalinhamento paralelo, angular e deslocamento longitudinal;
· Tem grande elasticidade torsional e não dá origem a forcas axiais prejudiciais aos mancais;
· Permite trabalho em alta e baixas velocidades;
· Não requer manutenção nem lubrificação;
· Não tem necessidade nem pecas adicionais de protecção contra acidentes.
0. Cálculo do factor de selecção do acoplamento
O factor de selecção do acoplamento calcula-se pela seguinte fórmula:
Onde:
Potencia no veio a ser unido, em 
Factor referente a maquina a ser accionada;
 Factor referente ao tempo de serviço;
Numero de rotações do veio a ser unido, em .
A escolha deve ser sempre acima do valor calculado desta forma a segurança do projecto estará confirmada.
Para Guinchos com tempo de serviço 16h/dia, tem-se:
Logo
Por meio da tabela Teteflex escolhe-se o acoplamento D-9, com as seguintes dimensões:
Tabela 28 - Dimensões da união elástica Teteflex D-9
	Furo
	
	
	
	
	
	
	
	
	Peso[N]
	71
	125
	225
	95
	197
	50
	97
	48
	1800
	28
SISTEMA DE LUBRIFICAÇÃO DA TRANSMISSÃO E DOS ROLAMENTOS
0. Lubrificação do parafuso sem-fim/roda-coroa
A lubrificação influência no desempenho da transmissão e, a sua falta ou insuficiência leva ao desgaste prematuro das peças, aumento da temperatura nas superfícies em contacto, o que pode levar à gripagem; sendo portanto necessário manter uma quantidade suficiente de lubrificante adequado para melhor desempenho da transmissão. 
A profundidade de mergulho da coroa no óleo contido no redutor determina-se por:
 
Portanto escolhe-se, 
A roda coroa é banhada no depositado no fundo do corpo até ao limite do indicador de nível, sendo arrastado por ela até a zona de engrenamento. Como a velocidade da roda coroa é baixa não existe a necessidade de mudança de posição entre parafuso e a coroa por motivos de complicação na lubrificação.
Em função da tensão de contacto, da velocidade de deslizamento do parafuso sem-fim, escolhe-se um óleo com a classe de viscosidade 100 e a viscosidade correspondente a esta classe é [] [].
0. Lubrificação dos rolamentos 
Para o caso presente, os rolamentos serão lubrificados pelo mesmo óleo de lubrificação datransmissão, através do óleo que é projectado para a tampa do redutor, pela transmissão e é conduzido aos rolamentos por canais previamente preparados. 
0. Lubrificação do cabo de aço
O cabo deve ser lubrificado periodicamente com graxa ou outros lubrificantes desenvolvidos especialmente pra essa aplicação . A lubrificação pode ser feita usando um pincel ou com as mãos usando luvas pra essa actividade.
 Uma boa lubrificação protege o cabo contra a corrosão e aumenta a durabilidade do cabo.
PROJECTO DO CORPO DO REDUTOR
Para construção do corpo do redutor segue-se a sequencia seguinte recomendadas de [1].
	Descrição 
	Formula
	Valor
	Espessura da parede do corpo e da tampa do redutor [
	
	
	Espessura de rebordos da tampa do corpo 
	
	
	Espessura de rebordos (flanges) do corpo:
	
	
	Espessura das patas do redutor
	
	
	Espessura das nervuras (alhetas) do corpo e da tampa do redutor
	
	
	Diâmetro dos parafusos do fundamento
	
	
	Diâmetro dos parafusos de fixação da tampa do redutor ao corpo perto dos rolamentos
	
	
	Diâmetro de parafuso de fixação da tampa do redutor no corpo
	
	
	Diâmetro do parafuso de fixação da tampa do rolamento ao corpo
	
	
	Largura das abas das tampas dos rolamentos
	
	
	Diâmetro dos parafusos de fixação da tampa de inspecção
	
	
	Diâmetro da rosca do bujão de drenagem de óleo do cárter do redutor
	
	
	Largura dos rebordos (flanges) de união e corpo do redutor
	
	
	Largura das patas do corpo do redutor
	
	
	Folga lateral entre a parede interna do corpo do redutor e o cubo da coroa
	
	
	Distância entre a parede interna da tampa do redutor e diâmetro externo da coroa
	
	
	Distância entre o eixo do parafuso sem-fim e a parede inferior interna do fundo do corpo de redutor (para parafuso localizado sob a coroa)
	
	
	Espessura da tampa do rolamento junto com o vedante embutido
	
são as larguras dos rolamentos.
	
	Definição da posição dos pontos de aplicação das reacções dos rolamentos e dimensões exteriores do redutor
	a. Distância entre pontos de aplicação das reacções dos rolamentos do veio de entrada [
	Depende da construção e apoio do parafuso sem-fim
	
	b. Para o veio de saída
	
 Comprimento do cubo da roda coroa
	
	Dimensões exteriores do redutor
	a. Comprimento do redutor
	
	641 [mm]
	b. Largura do redutor
	
	425 [mm]
	c. Altura do redutor
	
	406 [mm]
AUTOMAÇÃO
A automação do cabrestante consiste em aplicar de técnicas, softwares e/ou equipamentos específicos. Para cabrestantes de tambor não é necessário a automação de ponta visto que é uma máquina relativamente barata para auxilio em actividades de elevação de carga pesada portanto á automação de alto nível levaria a inviabilidade económica da mesma.
No presente projecto a automação é feita com o objectivo de aumentar a sua eficiência, e melhorará condições de segurança, seja material, humana, ou ainda, de reduzir o desgaste na maquina. 
17.1. Escolha de partida
Se tratando de uma maquina de elevação, elas precisam de alto torque de arranque. Sendo assim descartada qualquer outro tipo de partida suave e optando mesmo pela partida directa. Para motores abaixo de 5CV a fornecedora de energia eléctrica permite que os motores eléctricos sejam accionados directamente.
17.2. Dispositivos de protecção
17.2.1. Rele de térmico
Relé térmico é usado como protecção do motor eléctrico contra sobreaquecimentos provocados por sobrecarga de correntes prolongadas. Também é usado para protecção dos condutores de alimentação e dos dispositivos de manobra.
Factores determinam a actuação (desarmamento) do relé térmico:
1. Travamento do rotor
2. Curto-circuito entre as bobinas (rolamento interno)
3. Curto-circuito entre bobina e carcaça do motor
4. Quando aumenta a corrente além das correntes nominais do motor elétrico.
17.2.2. Fusíveis
Fusíveis são dispositivos de proteção, utilizados para protecção contra sobrecorrente (curto-circuito) e sobrecarga de longa duração. São constituídos por um condutor de seção reduzida (elo fusível) em relação aos condutores da instalação, montados em uma base de material isolante.
Para definir um fusível, é muito importante avaliar as condições operacionais do circuito a ser protegido, a fim de adequar a resposta deste dispositivo caso este seja solicitado numa situação de sobrecorrente.
Os fusíveis são classificados De acordo com o tempo de atuação, onde eles podem ser rápidos ou retardados.
Para presente aplicação adequa-se os fusíveis retardados pois ela protegera o motor contra pico de corrente na partida.
17.3. Dispositivos de manobra e comando
17.3.1. CLP
CLP é um equipamento projectado para comandar e monitorar máquinas ou processos industriais. Mais a fundo, é um computador especializado, baseado em um microprocessador que desempenha funções de controlo através de softwares desenvolvidos pelo usuário (cada CLP tem seu próprio software).
Geralmente as famílias de Controladores Lógicos Programáveis são definidas pela capacidade de processamento pelo número de pontos de Entradas e/ou Saídas (E/S). Também são classificados em compactos, nos quais todos os pontos de entrada e saída estão juntos em uma mesma unidade, e modulares onde os pontos de entrada e saída podem ser conectados e desconectados para alterar a estrutura e controlar outro processo.
Para o presente caso escolhe o compacto de marca SIEMENS LOGO!230RC, por questões de custo e a necessidade do projecto.
Figura 15 - Estrutura do CLP SIEMENS!230RC
Tabela 29 - Especificações do CLP SIEMENS
	Designação
	Tensão de alimentação
	Entradas
	Saídas
	Características
	LOGO! 230RC
	115...240 V AC/DC
	8 Digital
	4 relés cada 10A
	Possui Visor e Relógio
17.3.2. Contactores
Contatores são dispositivos eletromecânicos que permitem o accionamento de cargas que exigem correntes maiores, nesse caso o motor trifásico e outro tipo de carga, por exemplo. Os contactores possuem uma bobina, um núcleo e um conjunto de contactos de força e de comando. Essas partes, em conjunto, são responsáveis pelo funcionamento do dispositivo graças ao electromagnetismo. O fenómeno é responsável pelo accionamento dos contactos, os quais ligam e desligam os equipamentos eléctricos a eles conectados.
De acordo com [6], os contactores são classificados segundo o tipo de aplicação. As categorias AC1, AC2, AC3 e AC4 especificam contactores adequados para cada tipo de carga e accionamento.
· AC1 é a categoria usada quando o factor de potência é pelo menos 0.95, cargas puramente resistivas, aquecimento, resistências e outros;
· AC2 é a categoria voltada para partidas e desligamentos. O contator é preparado para suportar uma corrente até 2.5 vezes maior que a corrente nominal;
· AC3 é a categoria para motores de gaiola cujo desligamento ocorre com o motor em regime. A corrente de partida pode ser de 5 a 7 vezes maior que a corrente nominal do motor. Eles são usados por exemplo, em elevadores, correias transportadoras, escadas rolantes, elevadores, bombas, misturadores ou ar condicionado;
· AC4 é a categoria para manobras ainda mais pesadas como em tornos ou pontes rolantes.
Ficando claro as explicações sobre os tipos de contactores escolhe-se o contactor de categoria AC3.
O contactor escolhe-se em função da corrente nominal do mesmo que é dado pela seguinte formula:
Onde:
 Corrente de emprego do contador (Amperes);
Corrente nominal do dispositivo que o contator vai ligar (Amperes);
 de factor de segurança;
 logo escolhe-se 3 contactores CWC09 de 9A do catálogo WEG.
17.3.3. Botoeiras 
Botoeiras são dispositivos de comando, que tem como função estabelecer ou interromper a carga em um circuito de comando, a partir de um accionamento manual.  Os sinalizadores, servem para o operador do painel poder visualizar com sinais luminosos o que acontece no circuito. Esses equipamentos seguem as normas NR26 e NR12 para a segurança dos usuários.
As cores das botoeiras seguem um padrão, de acordo com sua função:
· Verde ou Preto – Ligar, dar partida ou arranque;
· Vermelho – Desligar, parar ou botão de Emergência;
· Amarelo – Eliminar condição perigosa ou