\usepackage{graphicx} % Para importar figuras
%\usepackage{mathptmx} % Para usar fonte Adobe Times nas expressoes
\usepackage{amsmath}
+\usepackage{siunitx}
\usepackage{float} % Para posicionar as figuras de forma mais conveniente
+\usepackage{underscore}
%
% Informações gerais
%
\coadvisor[Prof.~Dr.]{Henriques}{Renato Ventura Bayan}
\coadvisorinfo{UFMG}{Doutor pela Universidade Federal de Minas Gerais -- Belo Horizonte, Brasil}
% banca examinadora
-\examiner[Prof.~Dr.]{Sobrenome}{Nome}
-\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul -- Porto Alegre, Brasil}
-\examiner[Prof.~Dr.]{Sobrenome}{Nome}
-\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul -- Porto Alegre, Brasil}
-\examiner[Prof.~Dr.]{Sobrenome}{Nome}
-\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul -- Porto Alegre, Brasil}
+\examiner[Prof.~Dr.]{Freire Bastos}{Teodiano}
+\examinerinfo{UFES}{Doutor pela Universidad Complutense de Madrid -- Madrid, Espanha}
+\examiner[Prof.~Dr.]{Pereira}{Carlos Eduardo}
+\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade de Stuttgart -- Stuttgart, Alemanha}
+\examiner[Prof.~Dr.]{Fetter Lages}{Walter}
+\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pelo Instituto Tecnológico de Aeronáutica -- São José dos Campos, Brasil}
%\examiner[Prof.~Dr.]{Goossens}{Michel}
%\examinerinfo{CERN}{Doutor pela Vrije Universiteit Brussel -- Bruxelas, Bélgica}
%\examiner[Prof.~Dr.]{Gomes da Silva Jr.}{João Manuel}
modelagem de manipuladores robóticos, juntamento com os atuadores e sistemas de transmissão
mecânica. Neste trabalho será apresentada uma das representações que podem ser utilizadas para a modelagem cinemática de manipuladores robóticos e analogamente as articulações dos dedos da mão, a representação de Denavit-Hartenberg.
-%\subsection{Representação de Denavit-Hartenberg}
-%
-%A evolução das coordenadas das juntas de um robô representa o modelo
-%cinemático de um sistema articulado no espaço tridimensional. A notação de Denavit-Hartenberg é uma ferramenta utilizada para sistematizar a descrição cinemática de sistemas mecânicos articulados com \textit{N} graus de liberdade \cite{Hermini:2000}.
-%
-%Na Figura~\ref{fig:897} podem-se observar dois \textit{links} conectados por uma junta que possui duas
-%superfícies deslizantes uma sobre as outras remanescentes em contato. Um eixo de uma junta \textit{i}
-%\((i = 1, . . . ,6)\) estabelece a conexão de dois \textit{links}.
-%
-%Os eixos das juntas devem possuir duas normais conectadas neles, cada uma delas associadas
-%aos \textit{links}. A posição relativa dos dois \textit{links} conectados (\textit{link} \(i-1\) e \textit{link} \(i\)) é dada por \(d_{i}\), que é a
-%distância medida ao longo do eixo da junta entre suas normais. O ângulo de junta \(\theta_{i}\) entre as
-%normais é medido em um plano normal ao eixo da junta. Assim, \(d_{i}\) e \(\theta_{i}\) podem ser chamados
-%respectivamente, distância e o ângulo entre \textit{links} adjacentes. Eles determinam a posição relativa
-%dos \textit{links} vizinhos.
-%
-%\begin{figure}[htbp]
-% \centerline{\includegraphics[width=28
-% em]{ima1}}
-% \caption{Parâmetros de Denavit-Hartenberg. Fonte: \cite{Aviles:2008}.}
-% \label{fig:897}
-%\end{figure}
-%
-%Um \textit{link} i pode estar conectado, no máximo, com dois outros \textit{links} (\textit{link} i-1 e \textit{link} i +1),
-%consequentemente, dois eixos de junta são estabelecidos em ambos os terminais da conexão. O
-%significado dos \textit{links}, do ponto de vista cinemático, é que os mesmos mantem uma configuração fixa entre suas juntas, que são caracterizadas por dois parâmetros: \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\). O parâmetro \(a_{i}\) é a menor distância medida ao longo da normal comum entre os eixos de junta (isto é, os eixos \(z_{i-1}\)
-%e \(z_{i}\) para a junta i e junta i+1, respectivamente). Dessa forma, \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) , podem ser chamados respectivamente, comprimento e ângulo de torção do \textit{link} i. Eles determinam a estrutura do \textit{link} i \cite{Aviles:2008}.
-%
-%A representação de Denavit-Hartenberg de um \textit{link} rígido dependerá de quatro parâmetros associados a ele.
-%Estes parâmetros descrevem o comportamento cinemático de uma junta prismática ou de revolução. Estes quatro parâmetros são:
-%\begin{itemize}
-% \item \(\theta_{i}\) é o angulo de junta obtido entre os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) no eixo \(Z_{i-1}\) (regra da mão
-% direita).
-% \item \(d_{i}\) é a distância entre a origem do \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas até a interseção do
-% eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\).
-% \item \(a_{i}\) é a distância entre a interseção do eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) até a origem do \(i\)-ésimo
-% sistema de referência ao longo do eixo \(X_{i}\) (ou a menor distância entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\)).
-% \item \(\alpha_{i}\) é o ângulo entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\) medidos no eixo \(X_{i}\) (regra da mão direita).
-%\end{itemize}
-%
-%Para uma junta rotacional, \(d_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, variando o seu valor na rotação do \textit{link} \(i\) em relação ao \textit{link} \(i-1\). Para uma junta prismática, \(\theta_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, enquanto \(d_{i}\) é a variável de junta (deslocamento linear).
-%
-%Uma vez os sistemas de coordenadas de Denavit-Hartenberg tenham sido estabelecidos, uma matriz de transformação homogênea pode ser desenvolvida relacionando o \(i\)-ésimo ao \((i-1)\)-
-%ésimo \textit{frame} de coordenadas. A Figura~\ref{fig:897} mostra que um ponto \(r_{i}\) expresso no \(i\)-ésimo sistema
-%de coordenadas pode ser expresso no \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas como \(r_(i-1)\) aplicando sucessivamente as transformações apresentadas a seguir:
-%
-%\begin{itemize}
-% \item \textbf{Rotação} no eixo \(Z_{i-1}\) de um ângulo de \(\theta_{i}\) para alinhar o eixo \(X_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) (o eixo \(X_{i-1}\) é paralelo ao eixo \(X_{i}\) e aponta para a mesma direção).
-% \item \textbf{Translação} uma distância de \(d_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\) para trazer os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) na
-% coincidência.
-% \item \textbf{Translação} ao longo do eixo \(X_{i}\) uma distância de ai para trazer as duas origens também
-% como o eixo X na coincidência.
-% \item \textbf{Rotação} do eixo \(X_{i}\) um ângulo de \(\alpha_{i}\) para trazer os dois sistemas de coordenadas na
-% coincidência.
-%\end{itemize}
-%
-%Cada uma dessas quatro operações pode ser expressa através de uma matriz homogênea de rotação-translação, e o produto destas quatro matrizes de transformações elementares produzem uma matriz de transformação homogênea composta \(_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}\) , conhecida como matriz de
-%transformação de Denavit-Hartenberg, para sistemas de coordenadas adjacentes, \(i\) e \(i-1\):
-%
-%\begin{equation}
-%
-%$_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}=R_{z,\theta}T_{z,d}T_{x,a}R_{x,a}$
-%
-%_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}=\begin{bmatrix}
-%
-%1 & 0& 0& 0\\
-%
-%0 & 1& 0&0\\
-%
-%0& 0& 1& d_{i}\\
-%
-%0& 0& 0& 1
-%
-%\end{bmatrix}\begin{bmatrix}
-%
-%$cos\theta_{i} & -sen\theta _{i} & 0& 0$\\
-%
-%$sen\theta _{i} & cos\theta _{i} & 0& 0$\\
-%
-%0& 0& 1& 0\\
-%
-%0& 0& 0& 1
-%
-%\end{bmatrix}\begin{bmatrix}
-%
-%1 & 0 & 0& ai\\
-%
-%0& 1& 0& 0\\
-%
-%0& 0& 1& 0\\
-%
-%0& 0& 0& 1
-%
-%\end{bmatrix}\begin{bmatrix}
-%
-%1 & 0& 0& 0\\
-%
-%0& $cos\alpha$_{i}& $-sen\alpha$_{i}& 0\\
-%
-%0& $sen\alpha$_{i}& $cos\alpha$_{i}& 0\\
-%
-%0& 0& 0& 1
-%
-%\end{bmatrix}$
-%
-%_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}=\begin{bmatrix}
-%
-%$cos\theta _{i}$ & $-cos\alpha _{i}sen\theta _{i}$ & $sen\alpha _{i}sen\theta _{i}$ & $a_{i}cos\theta _{i}$\\
-%
-%$sen\theta _{i}$ & $cos\alpha _{i}cos\theta _{i}$ & $-sen\alpha _{i}cos\theta _{i}$ & $a_{i}sen\theta _{i}$\\
-%
-%0& $sen\alpha _{i}$ & $cos\alpha _{i}$& d _{i}\\
-%
-%0& 0& 0 & 1
-%
-%\end{bmatrix}
-%\end{equation}
-%
-%Na Figura~\ref{fig:40} é apresentado o modelo de uma mão antropomórfica na forma de cadeia
-%cinemática e sua representação em Denavit-Hartenberg será mostrada a seguir, de acordo com os graus de mobilidade de cada uma das articulações. No entanto,
-%para este modelo, proposto por Aviles, foram consideradas as seguintes restrições \cite{Aviles:2008}:
-%
-%\begin{enumerate}
-% \item O pulso tem todos os movimentos, portanto possui três graus de liberdade, para efeitos do
-% modelo, todos os dedos podem ser movimentados.
-% \item A articulação Metacarpo falângica (MCP) possui duas juntas de revolução independentes
-% que são mutuamente ortonormais.
-% \item As articulações; distal inter falângica (DIP) e proximal inter falângica (PIP) são juntas de
-% revolução (1GDL).
-%
-%\end{enumerate}
-%
-%\begin{figure}[htbp]
-% \centerline{\includegraphics[width=35
-% em]{40}}
-% \caption{Estrutura biomecânica da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.}
-% \label{fig:40}
-%\end{figure}
-%
-%A Figura~\ref{fig:41} apresenta em forma geral os parâmetros geométricos da mão, onde \(q_{1}, q_{2}, q_{3}\) \( q_{4m}, q_{5m}, q_{6m}, q_{7m}\), são as variáveis de junta, textit{p} é o comprimento da palma, e \(f_{1m}, q_{2m}, q_{3m}\) são os
-%comprimentos das falanges dos dedos.
-%
-%\begin{figure}[htbp]
-% \centerline{\includegraphics[width=18em]{41}}
-% \caption{Parâmetros Geométricos da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.}
-% \label{fig:41}
-%\end{figure}
-%
-%\begin{table*}[htbp]
-% \begin{center}
-% \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto por Aviles}
-% \label{tab:5}
-% \begin{tabular}{l|cccc}
-% \hline
-% Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\
-% \hline
-% 1 & \(q_{1}\) & $0$ & $0$ & $90$\\
-% 2 & \(q_{2}\) & $0$ & $0$ & $90$\\
-% 3 & \(q_{3}\) & p & $0$ & $0$\\
-% 4 & \(q_{4m}\) & $0$ & $0$ & $-90$\\
-% 5 & \(q_{5m}\) & \(f_{1m}\) & $0$ & $0$\\
-% 6 & \(q_{6m}\) & \(f_{2m}\) & $0$ & $0$\\
-% 7 & \(q_{7m}\) & \(f_{3m}\) & $0$ & $0$\\
-% \hline
-% \end{tabular}
-% \end{center}
-%\end{table*}
-%
-%Baseado na representação de \textit{Denavit-Hartenberg}, mostrada na Tabela~\ref{tab:5} e nos parâmetros apresentados, podem-se obter as matrizes de transformação homogênea para encontrar a posição e orientação na ponta de cada um dos dedos.
-%
-%A Figura~\ref{fig:dedodh} mostra o modelo de dedo indicador que será utilizado posteriormente como modelo final para os testes e simulações, a Tabela~\ref{tab:97} mostra a representação de Denavit-Hartenberg do modelo em questão.
-%
-%\begin{figure}[htbp]
-% \centerline{\includegraphics[width=5em]{dedodh}}
-% \caption{Modelo de dedo utilizado neste trabalho.}
-% \label{fig:dedodh}
-%\end{figure}
-%
-%\begin{table*}[htbp]
-% \begin{center}
-% \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto neste trabalho}
-% \label{tab:97}
-% \begin{tabular}{l|cccc}
-% \hline
-% Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\
-% \hline
-% 1 & \(\theta_{1}\) & $47mm$ & $0$ & $0$\\
-% 2 & \(\theta_{2}\) & $27mm$ & $0$ & $0$\\
-% 3 & \(\theta_{3}\) & $26mm$ & $0$ & $0$\\
-% \hline
-% \end{tabular}
-% \end{center}
-%\end{table*}
+\subsection{Representação de Denavit-Hartenberg}
+
+A evolução das coordenadas das juntas de um robô representa o modelo
+cinemático de um sistema articulado no espaço tridimensional. A notação de Denavit-Hartenberg é uma ferramenta utilizada para sistematizar a descrição cinemática de sistemas mecânicos articulados com \textit{N} graus de liberdade \cite{Hermini:2000}.
+
+Na Figura~\ref{fig:897} podem-se observar dois \textit{links} conectados por uma junta que possui duas
+superfícies deslizantes uma sobre as outras remanescentes em contato. Um eixo de uma junta \textit{i}
+\((i = 1, . . . ,6)\) estabelece a conexão de dois \textit{links}.
+
+Os eixos das juntas devem possuir duas normais conectadas neles, cada uma delas associadas
+aos \textit{links}. A posição relativa dos dois \textit{links} conectados (\textit{link} \(i-1\) e \textit{link} \(i\)) é dada por \(d_{i}\), que é a
+distância medida ao longo do eixo da junta entre suas normais. O ângulo de junta \(\theta_{i}\) entre as
+normais é medido em um plano normal ao eixo da junta. Assim, \(d_{i}\) e \(\theta_{i}\) podem ser chamados
+respectivamente, distância e o ângulo entre \textit{links} adjacentes. Eles determinam a posição relativa
+dos \textit{links} vizinhos.
+
+\begin{figure}[htbp]
+ \centerline{\includegraphics[width=28
+ em]{ima1}}
+ \caption{Parâmetros de Denavit-Hartenberg. Fonte: \cite{Aviles:2008}.}
+ \label{fig:897}
+\end{figure}
+
+Um \textit{link} i pode estar conectado, no máximo, com dois outros \textit{links} (\textit{link} i-1 e \textit{link} i +1),
+consequentemente, dois eixos de junta são estabelecidos em ambos os terminais da conexão. O
+significado dos \textit{links}, do ponto de vista cinemático, é que os mesmos mantem uma configuração fixa entre suas juntas, que são caracterizadas por dois parâmetros: \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\). O parâmetro \(a_{i}\) é a menor distância medida ao longo da normal comum entre os eixos de junta (isto é, os eixos \(z_{i-1}\)
+e \(z_{i}\) para a junta i e junta i+1, respectivamente). Dessa forma, \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) , podem ser chamados respectivamente, comprimento e ângulo de torção do \textit{link} i. Eles determinam a estrutura do \textit{link} i \cite{Aviles:2008}.
+
+A representação de Denavit-Hartenberg de um \textit{link} rígido dependerá de quatro parâmetros associados a ele.
+Estes parâmetros descrevem o comportamento cinemático de uma junta prismática ou de revolução. Estes quatro parâmetros são:
+\begin{itemize}
+ \item \(\theta_{i}\) é o angulo de junta obtido entre os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) no eixo \(Z_{i-1}\) (regra da mão
+ direita).
+ \item \(d_{i}\) é a distância entre a origem do \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas até a interseção do
+ eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\).
+ \item \(a_{i}\) é a distância entre a interseção do eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) até a origem do \(i\)-ésimo
+ sistema de referência ao longo do eixo \(X_{i}\) (ou a menor distância entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\)).
+ \item \(\alpha_{i}\) é o ângulo entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\) medidos no eixo \(X_{i}\) (regra da mão direita).
+\end{itemize}
+
+Para uma junta rotacional, \(d_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, variando o seu valor na rotação do \textit{link} \(i\) em relação ao \textit{link} \(i-1\). Para uma junta prismática, \(\theta_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, enquanto \(d_{i}\) é a variável de junta (deslocamento linear).
+
+Uma vez os sistemas de coordenadas de Denavit-Hartenberg tenham sido estabelecidos, uma matriz de transformação homogênea pode ser desenvolvida relacionando o \(i\)-ésimo ao \((i-1)\)-
+ésimo \textit{frame} de coordenadas. A Figura~\ref{fig:897} mostra que um ponto \(r_{i}\) expresso no \(i\)-ésimo sistema
+de coordenadas pode ser expresso no \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas como \(r_(i-1)\) aplicando sucessivamente as transformações apresentadas a seguir:
+
+\begin{itemize}
+ \item \textbf{Rotação} no eixo \(Z_{i-1}\) de um ângulo de \(\theta_{i}\) para alinhar o eixo \(X_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) (o eixo \(X_{i-1}\) é paralelo ao eixo \(X_{i}\) e aponta para a mesma direção).
+ \item \textbf{Translação} uma distância de \(d_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\) para trazer os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) na
+ coincidência.
+ \item \textbf{Translação} ao longo do eixo \(X_{i}\) uma distância de ai para trazer as duas origens também
+ como o eixo X na coincidência.
+ \item \textbf{Rotação} do eixo \(X_{i}\) um ângulo de \(\alpha_{i}\) para trazer os dois sistemas de coordenadas na
+ coincidência.
+\end{itemize}
+
+Cada uma dessas quatro operações pode ser expressa através de uma matriz homogênea de rotação-translação, e o produto destas quatro matrizes de transformações elementares produzem uma matriz de transformação homogênea composta \(_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}\) , conhecida como matriz de
+transformação de Denavit-Hartenberg, para sistemas de coordenadas adjacentes, \(i\) e \(i-1\):
+
+
+
+
+\begin{equation}
+_{ }^{i-1}\textrm{A}=R_{z,\theta}T_{z,d}T_{x,a}R_{x,a}
+
+_{ }^{i-1}\textrm{A}=
+\begin{bmatrix}
+
+1 & 0& 0& 0\\
+
+0 & 1& 0&0\\
+
+0& 0& 1& d_{i}\\
+
+0& 0& 0& 1
+
+\end{bmatrix}
+\begin{bmatrix}
+
+$cos\theta_{i}$ & $-sen\theta_{i}$ & 0& 0\\
+
+$sen\theta_{i}$ & $cos\theta_{i}$ & 0& 0\\
+
+0& 0& 1& 0\\
+
+0& 0& 0& 1
+
+\end{bmatrix}
+\begin{bmatrix}
+
+1 & 0 & 0& ai\\
+
+0& 1& 0& 0\\
+
+0& 0& 1& 0\\
+
+0& 0& 0& 1
+
+\end{bmatrix}\begin{bmatrix}
+
+1 & 0& 0& 0\\
+
+0& cos\alpha_{i}& -sen\alpha_{i}& 0\\
+
+0& sen\alpha_{i}& cos\alpha_{i}& 0\\
+
+0& 0& 0& 1
+
+\end{bmatrix}
+
+\_{ }^{i-1}\textrm{A}=\begin{bmatrix}
+
+cos\theta_{i} & -cos\alpha_{i}sen\theta_{i} & sen\alpha_{i}sen\theta \_{i} & a_{i}cos\theta_{i}\\
+
+sen\theta _{i} & cos\alpha_{i}cos\theta _{i} & -sen\alpha _{i}cos\theta _{i} & a_{i}sen\theta_{i}\\
+
+0& sen\alpha _{i} & cos\alpha _{i}& d _{i}\\
+
+0& 0& 0 & 1
+
+\end{bmatrix}
+\end{equation}
+
+Na Figura~\ref{fig:40} é apresentado o modelo de uma mão antropomórfica na forma de cadeia
+cinemática e sua representação em Denavit-Hartenberg será mostrada a seguir, de acordo com os graus de mobilidade de cada uma das articulações. No entanto,
+para este modelo, proposto por Aviles, foram consideradas as seguintes restrições \cite{Aviles:2008}:
+
+\begin{enumerate}
+ \item O pulso tem todos os movimentos, portanto possui três graus de liberdade, para efeitos do
+ modelo, todos os dedos podem ser movimentados.
+ \item A articulação Metacarpo falângica (MCP) possui duas juntas de revolução independentes
+ que são mutuamente ortonormais.
+ \item As articulações; distal inter falângica (DIP) e proximal inter falângica (PIP) são juntas de
+ revolução (1GDL).
+
+\end{enumerate}
+
+\begin{figure}[htbp]
+ \centerline{\includegraphics[width=35
+ em]{40}}
+ \caption{Estrutura biomecânica da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.}
+ \label{fig:40}
+\end{figure}
+
+A Figura~\ref{fig:41} apresenta em forma geral os parâmetros geométricos da mão, onde \(q_{1}, q_{2}, q_{3}\) \( q_{4m}, q_{5m}, q_{6m}, q_{7m}\), são as variáveis de junta, textit{p} é o comprimento da palma, e \(f_{1m}, q_{2m}, q_{3m}\) são os
+comprimentos das falanges dos dedos.
+
+\begin{figure}[htbp]
+ \centerline{\includegraphics[width=18em]{41}}
+ \caption{Parâmetros Geométricos da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.}
+ \label{fig:41}
+\end{figure}
+
+\begin{table*}[htbp]
+ \begin{center}
+ \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto por Aviles}
+ \label{tab:5}
+ \begin{tabular}{l|cccc}
+ \hline
+ Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\
+ \hline
+ 1 & \(q_{1}\) & $0$ & $0$ & $90$\\
+ 2 & \(q_{2}\) & $0$ & $0$ & $90$\\
+ 3 & \(q_{3}\) & p & $0$ & $0$\\
+ 4 & \(q_{4m}\) & $0$ & $0$ & $-90$\\
+ 5 & \(q_{5m}\) & \(f_{1m}\) & $0$ & $0$\\
+ 6 & \(q_{6m}\) & \(f_{2m}\) & $0$ & $0$\\
+ 7 & \(q_{7m}\) & \(f_{3m}\) & $0$ & $0$\\
+ \hline
+ \end{tabular}
+ \end{center}
+\end{table*}
+
+Baseado na representação de \textit{Denavit-Hartenberg}, mostrada na Tabela~\ref{tab:5} e nos parâmetros apresentados, podem-se obter as matrizes de transformação homogênea para encontrar a posição e orientação na ponta de cada um dos dedos.
+
+A Figura~\ref{fig:dedodh} mostra o modelo de dedo indicador que será utilizado posteriormente como modelo final para os testes e simulações, a Tabela~\ref{tab:97} mostra a representação de Denavit-Hartenberg do modelo em questão.
+
+\begin{figure}[htbp]
+ \centerline{\includegraphics[width=5em]{dedodh}}
+ \caption{Modelo de dedo utilizado neste trabalho.}
+ \label{fig:dedodh}
+\end{figure}
+
+\begin{table*}[htbp]
+ \begin{center}
+ \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto neste trabalho}
+ \label{tab:97}
+ \begin{tabular}{l|cccc}
+ \hline
+ Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\
+ \hline
+ 1 & \(\theta_{1}\) & $47mm$ & $0$ & $0$\\
+ 2 & \(\theta_{2}\) & $27mm$ & $0$ & $0$\\
+ 3 & \(\theta_{3}\) & $26mm$ & $0$ & $0$\\
+ \hline
+ \end{tabular}
+ \end{center}
+\end{table*}
\section{Representação Denavit-Hartenberg Modificado}
\section{Modelagem dos atuadores}
\begin{figure}[htbp]
+ \centerline{\includegraphics[width=70mm]{motordc.png}}
+ \caption{Imagem do atuador utilizado no projeto.}
+ \label{fig:dcmotor}
+\end{figure}
+
+\begin{table*}[htbp]
+ \begin{center}
+ \caption{Tabela dos Parâmetros de Datasheet do atuador utilizado.}
+ \label{tab:motorparameters}
+ \begin{tabular}{l|c}
+ \hline
+ Parâmetro & Valor \\
+ \hline
+ Tensão Nominal & \SI{12}{\volt} \\
+ Velocidade a Vazio & \SI{10.47198}{\radian\per\second} \\
+ Torque Nominal & \SI{0.1962}{\newton\meter} \\
+ \hline
+ \end{tabular}
+ \end{center}
+\end{table*}
+
+\begin{table*}[htbp]
+ \begin{center}
+ \caption{Tabela dos Parâmetros de Medidos do atuador utilizado.}
+ \label{tab:medmotorparameters}
+ \begin{tabular}{l|c}
+ \hline
+ Parâmetro & Valor \\
+ \hline
+ Resistência de Armadura & \SI{12.5}{\ohm} \\
+ Corrente a Vazio & \SI{0.0395}{\ampere} \\
+ Zona Morta & \SI{0.46}{\volt} \\
+ Diâmetro da Polia do Motor & \SI{0.0075}{\meter} \\
+ Diâmetro das Polias nas Juntas & \SI{0.014}{\meter} \\
+ \hline
+ \end{tabular}
+ \end{center}
+\end{table*}
+
+\begin{table*}[htbp]
+ \begin{center}
+ \caption{Tabela dos Parâmetros de Calculados referentes ao atuador utilizado.}
+ \label{tab:calcmotorparameters}
+ \begin{tabular}{l|c}
+ \hline
+ Parâmetro & Valor \\
+ \hline
+ Relação das Polias & 0.535714 \\
+ Velocidade Máxima das Juntas & \SI{5.609987}{\radian\per\second} \\
+ Torque Nominal nas Juntas & \SI{0.36624}{\newton\meter} \\
+ Constante de Armadura & \SI{1.098766}{\volt\second\per\radian} \\
+ Constante de Torque & \SI{1.098766}{\newton\meter\per\ampere} \\
+ Torque Máximo nas Juntas & \SI{1.968989}{\newton\meter} \\
+ Atrito Seco & \SI{0.075478}{\newton\meter} \\
+ Atrito Viscoso & \SI{0.336538}{\newton\meter\second\per\radian} \\
+ \hline
+ \end{tabular}
+ \end{center}
+\end{table*}
+
+\begin{figure}[htbp]
\centerline{\includegraphics[width=25em]{motorccR}}
\caption{Representação de um servomecanismo baseado em um motor de corrente contínua com imã permanente.} %\cite{Fu1987}
\label{fig:servomecanism}
\end{figure}
-Conforme a Figura~\ref{fig:servomecanism}, o eixo do motor é acoplado à carga por meio de um sistema de transmissão.
-Supondo que não haja escorregamento neste sistema, pode-se assumir que os deslocamentos lineares nas engrenagens, do lado do motor ($d_m$) e do lado da carga ($d_l$), são os mesmos $(d_m = d_l )$. %Talvez trocar engrenagens por polias, conferir com o professor.
-Por outro lado, o deslocamento linear em cada engrenagem é dado pelo produto entre o deslocamento angular ($\varphi$) e o raio ($r$), conforme:
+Na Figura~\ref{fig:servomecanism}, o eixo do motor é acoplado à carga por meio de um sistema de transmissão.
+Supondo que não haja escorregamento neste sistema, pode-se assumir que os deslocamentos lineares nas polias, do lado do motor ($d_m$) e do lado da carga ($d_l$), são os mesmos $(d_m = d_l )$. %Talvez trocar engrenagens por polias, conferir com o professor.
+Por outro lado, o deslocamento linear em cada polia é dado pelo produto entre o deslocamento angular ($\theta$) e o raio ($r$), dado por:
\begin{eqnarray}
\label{eq:linear_dp_transmission}
-r_m\varphi_m &=& r_l\varphi_l \label{eq:transmission_01}
+r_m\theta_m &=& r_l\theta_l \label{eq:transmission_01}
\end{eqnarray}
-Uma vez que o número de dentes é proporcional ao raio de cada engrenagem, são obtidas as equações:
+Uma vez que o número de dentes é proporcional ao raio de cada engrenagem, tem-se:
\begin{eqnarray}
-N_m\varphi_m &=& N_l\varphi_l
+N_m\theta_m &=& N_l\theta_l
\label{eq:transmission_02} \\
-\frac{N_m}{N_l} &=& \frac{\varphi_l}{\varphi_m} = n \label{eq:transmission_03}
+\frac{N_m}{N_l} &=& \frac{\theta_l}{\theta_m} = n \label{eq:transmission_03}
\end{eqnarray}
-onde $n$ representa a relação de engrenagens. Desta forma, as variáveis de junta, medidas no lado da carga, são obtidas a partir das seguintes expressões: %\cite{Fu1987}
+\noindent onde $n$ representa a relação de engrenagens. Desta forma, as variáveis de junta, medidas no lado da carga, são dadas por: %\cite{Fu1987}
\begin{eqnarray}
-\varphi_l &=& n\varphi_m \label{eq:transmission_04}\\
-\dot{\varphi}_l &=& n\dot{\varphi}_m \label{eq:transmission_05}\\
-\ddot{\varphi}_l &=& n\ddot{\varphi}_m \label{eq:transmission_06}
+\theta_l &=& n\theta_m \label{eq:transmission_04}\\
+\dot{\theta}_l &=& n\dot{\theta}_m \label{eq:transmission_05}\\
+\ddot{\theta}_l &=& n\ddot{\theta}_m \label{eq:transmission_06}
\end{eqnarray}
-O torque desenvolvido pelo atuador ($\tau$), na presença de uma carga acoplada ao mecanismo, é igual à soma dos torques dissipados
-por perdas no eixo do motor ($\tau_m$) e por reações da carga ($\tau_l$), referidas ao eixo do motor ($\tau_l^*$), conforme:
+O torque de reação percebido pelo atuador ($\tau$), é igual à soma dos torques dissipados
+por perdas no eixo do motor ($\tau_m$) e por reações da carga ($\tau_l$), referidas ao eixo do motor ($\tau_l^*$), dado por:
\begin{equation}
\tau = \tau_m + \tau_l^{*}
\label{eq:torque_servo01}
\end{equation}
-As perdas do lado do motor ($\tau_m$) e o torque de reação da carga ($\tau_l$) são caracterizados pelas seguintes expressões: %\cite{Fu1987}
+As perdas do lado do motor ($\tau_m$) e o torque de reação da carga ($\tau_l$) são caracterizados por: %\cite{Fu1987}
\begin{eqnarray}
-\tau_m &=& J_m\ddot{\varphi}_m + f_m\dot{\varphi}_m \label{eq:motor_loss}\\
-\tau_l &=& J_l\ddot{\varphi}_l + f_l\dot{\varphi}_l
+\tau_m &=& J_m\ddot{\theta}_m + f_m\dot{\theta}_m \label{eq:motor_loss}\\
+\tau_l &=& J_l\ddot{\theta}_l + f_l\dot{\theta}_l
\label{eq:load_torque}
\end{eqnarray}
onde $f_m$ e $J_m$ representam, respectivamente, o coeficiente de atrito viscoso com os mancais e o momento de inércia do rotor. De forma similar, $f_l$ e $J_l$ caracterizam, respectivamente, o coeficiente de atrito viscoso e o momento de inércia da carga.
-O princípio da conservação da energia requer que o trabalho realizado pela carga, referido ao eixo da mesma ($\tau_l \varphi_l$), seja igual ao trabalho realizado por esta, refletido ao eixo do motor ($\tau_l^* \varphi_m$), conforme: %\cite{Fu1987}
+O princípio da conservação da energia requer que o trabalho realizado pela carga, referido ao eixo da mesma ($\tau_l \theta_l$), seja igual ao trabalho realizado por esta, refletido ao eixo do motor ($\tau_l^* \theta_m$), dado por: %\cite{Fu1987}
\begin{equation}
-\tau_l^* \varphi_m = \tau_l \varphi_l \label{eq:work_conserv01}
+\tau_l^* \theta_m = \tau_l \theta_l \label{eq:work_conserv01}
\end{equation}
-Desta condição é obtida a expressão que define o torque de carga refletido ao eixo do motor ($\tau_l^*$), dada por:
+Desta condição é obtida a expressão do torque de carga refletido ao eixo do motor ($\tau_l^*$), dada por:
\begin{equation}
-\tau_l^* = \frac{\tau_l \varphi_l }{\varphi_m} = n\tau_l \label{eq:work_conserv02}
+\tau_l^* = \frac{\tau_l \theta_l }{\theta_m} = n\tau_l \label{eq:work_conserv02}
\end{equation}
-Substituindo as expressões (\ref{eq:transmission_05}), (\ref{eq:transmission_06}) e (\ref{eq:load_torque}) em (\ref{eq:work_conserv02}) é obtida sua forma explícita, representada por:
+Substituindo as expressões (\ref{eq:transmission_05}), (\ref{eq:transmission_06}) e (\ref{eq:load_torque}) em (\ref{eq:work_conserv02}) é obtida:
\begin{eqnarray}
-\tau_l^* &=& n^2 (J_l\ddot{\varphi}_m + f_l\dot{\varphi}_m) \label{eq:load_torque_reflected}
+\tau_l^* &=& n^2 (J_l\ddot{\theta}_m + f_l\dot{\theta}_m) \label{eq:load_torque_reflected}
\end{eqnarray}
-A forma explícita do torque gerado pelo atuador ($\tau$) em relação ao eixo do motor é encontrada substituindo (\ref{eq:load_torque}) e (\ref{eq:load_torque_reflected}) em (\ref{eq:torque_servo01}), conforme:
+A forma explícita do torque de reação percebido pelo atuador ($\tau$) em relação ao eixo do motor é encontrada substituindo (\ref{eq:load_torque}) e (\ref{eq:load_torque_reflected}) em (\ref{eq:torque_servo01}), dada por:
\begin{eqnarray}
-\tau &=& (J_m +n^2 J_l)\ddot{\varphi}_m +(f_m + n^2f_l)\dot{\varphi}_m = J_e\ddot{\varphi}_m + f_e\dot{\varphi}_m \label{eq:torque_servo02}
+\tau &=& (J_m +n^2 J_l)\ddot{\theta}_m +(f_m + n^2f_l)\dot{\theta}_m = J_e\ddot{\theta}_m + f_e\dot{\theta}_m \label{eq:torque_servo02}
\end{eqnarray}
-Nesta expressão $J_e = J_m + n^2J_l$ e $f_e = f_m + n^2f_l$ representam, respectivamente, os valores efetivos do momento de inércia e do coeficiente de atrito viscoso referenciados ao eixo do motor.
+%Nesta expressão $J_e = J_m + n^2J_l$ e $f_e = f_m + n^2f_l$
+\noindent onde representam, respectivamente, os valores efetivos do momento de inércia e do coeficiente de atrito viscoso referenciados ao eixo do motor.
A análise do subsistema mecânico foi realizada nos parágrafos acima. Serão, a partir de agora, verificadas as relações que regem as dinâmicas do dispositivo, tomando como referência o circuito equivalente da Figura~\ref{fig:servodc}.
-Sabe-se que, em um motor de corrente contínua com ímãs permanentes, o torque desenvolvido no eixo do motor ($\tau$) possui dependência apenas com a corrente de armadura ($i_a$), conforme a seguinte equação:
+Sabe-se que, em um motor de corrente contínua com ímãs permanentes, o torque desenvolvido no eixo do motor ($\tau$), é:
\begin{equation}
\tau = K_T i_a \label{eq:torque_motor_dc1}
\end{equation}
-onde $K_T$
+\noindent onde $K_T$
é a constante de proporcionalidade de torque do motor. % (constante de torque).
-Já a força contra-eletromotriz desenvolvida pelo motor possui dependência apenas com a velocidade angular ($\dot{\varphi}_m$):
+Já a força contra-eletromotriz desenvolvida pelo motor possui dependência apenas com a velocidade angular ($\dot{\theta}_m$):
\begin{equation}
-e_a = K_a\dot{\varphi}_m \label{eq:fce_motor_dc1}
+e_a = K_a\dot{\theta}_m \label{eq:fce_motor_dc1}
\end{equation}
-Na expressão anterior, $K_a$ representa a constante de proporcionalidade da força contra-eletromotriz. %(constante elétrica).
-A partir da malha do subsistema eletromagnético, verifica-se a relação entre a tensão de entrada ($V_a$), a velocidade angular ($\dot{\varphi}_m$) e a corrente de armadura ($i_a$), dada por:
+\noindent onde, $K_a$ representa a constante de proporcionalidade da força contra-eletromotriz. %(constante elétrica).
+A partir da malha do subsistema eletromagnético, verifica-se a relação entre a tensão de entrada ($V_a$), a velocidade angular ($\dot{\theta}_m$) e a corrente de armadura ($i_a$), dada por:
\begin{eqnarray}
V_a &=& R_a i_a + L_a \frac{di_a}{dt} + e_a \label{eq:malha_motor_dc1}
T(s) = K_T I_a(s) = K_T\frac{V_a(s) - sK_a\Phi_m(s)}{R_a + sL_a} \label{eq:torque_motor_dc12}
\end{equation}
-Ainda em relação ao torque gerado, porém em relação ao subsistema mecânico (\ref{eq:torque_servo02}), esta transformada resulta em:
-
-\begin{eqnarray}
-T(s) = s^2J_e\Phi_m(s) + sf_e\Phi_m(s) \label{eq:torque_servo03}
-\end{eqnarray}
-
-\begin{figure}[htbp]
- \centerline{\includegraphics[width=25em]{tikz}}
- \caption{Representação do circuito elétrico equivalente de um motor de corrente contínua com imã permanente controlado pela tensão de armadura. Fonte: \cite{Alves:2018}.}
- \label{fig:servodc}
-\end{figure}
-
-Assim, igualando-se (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e rearranjando o resultado, de modo a explicitar
-$\Phi_m(s)/V_a(s)$,
-é encontrada a função de transferência entre o deslocamento angular ($\varphi_m$) e a tensão de armadura ($V_a$), dada por:
-
-\begin{equation}
-\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} = \frac{K_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]}
-\label{eq:servo_tf_displacement_va}
-\end{equation}
-
-De forma similar, a função de transferência entre o deslocamento angular na carga ($\varphi_l$) e a tensão de armadura é obtida aplicando-se a relação (\ref{eq:transmission_04}) à (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}), o que leva à expressão:
-
-\begin{eqnarray}
-\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} = \frac{nK_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]}
-\label{eq:load_tf_displacement_va}
-\end{eqnarray}
-
-%A função de transferência entre o deslocamento angular ($\varphi_m$) e a tensão de armadura ($V_a$) pode ser obtida igualando-se as equações (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e, em seguida, rearranjando o resultado de modo a obter $\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)}$. %(\ref{eq:servo_tf_displacement_va})
-
-
-
-Frequentemente pode-se assumir que a constante de tempo elétrica ($L_a/R_a$) é suficientemente menor que a constante de tempo mecânica ($J_e/f_e$), de modo que o efeito da indutância de armadura ($L_a$) possa ser desprezado. Esta consideração é razoável para a maioria dos sistemas eletromecânicos e, principalmente, para o atuador em estudo nesta subseção, permitindo que as funções de transferência (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}) e (\ref{eq:load_tf_displacement_va}) sejam simplificadas para: %\cite{Spong2005}
-
-\begin{eqnarray}
-\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} =
-\frac{K_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{K}{s(T_ms + 1)}
-\label{eq:servo_tf_displacement_va2} \\
-\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} =
-\frac{nK_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{nK}{s(T_ms + 1)}
-\label{eq:load_tf_displacement_va2}
-\end{eqnarray}
-
-onde os parâmetros $K$ e $T_m$ representam, respectivamente, as constantes de ganho e de tempo do motor, definidas por:
-
-\begin{eqnarray}
-K = \frac{K_T}{R_af_e + K_aK_T} \\
-T_m = \frac{R_aJ_e}{R_af_e + K_aK_T}
-\end{eqnarray}
+%Ainda em relação ao torque gerado, porém em relação ao subsistema mecânico (\ref{eq:torque_servo02}), esta transformada resulta em:
+%
+%\begin{eqnarray}
+%T(s) = s^2J_e\Phi_m(s) + sf_e\Phi_m(s) \label{eq:torque_servo03}
+%\end{eqnarray}
+%
+%\begin{figure}[htbp]
+% \centerline{\includegraphics[width=25em]{tikz}}
+% \caption{Representação do circuito elétrico equivalente de um motor de corrente contínua com imã permanente controlado pela tensão de armadura. Fonte: \cite{Alves:2018}.}
+% \label{fig:servodc}
+%\end{figure}
+%
+%Assim, igualando-se (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e rearranjando o resultado, de modo a explicitar
+%$\Phi_m(s)/V_a(s)$,
+%é encontrada a função de transferência entre o deslocamento angular ($\theta_m$) e a tensão de armadura ($V_a$), dada por:
+%
+%\begin{equation}
+%\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} = \frac{K_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]}
+%\label{eq:servo_tf_displacement_va}
+%\end{equation}
+%
+%De forma similar, a função de transferência entre o deslocamento angular na carga ($\theta_l$) e a tensão de armadura é obtida aplicando-se a relação (\ref{eq:transmission_04}) à (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}), o que leva à expressão:
+%
+%\begin{eqnarray}
+%\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} = \frac{nK_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]}
+%\label{eq:load_tf_displacement_va}
+%\end{eqnarray}
+%
+%%A função de transferência entre o deslocamento angular ($\theta_m$) e a tensão de armadura ($V_a$) pode ser obtida igualando-se as equações (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e, em seguida, rearranjando o resultado de modo a obter $\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)}$. %(\ref{eq:servo_tf_displacement_va})
+%
+%
+%
+%Frequentemente pode-se assumir que a constante de tempo elétrica ($L_a/R_a$) é suficientemente menor que a constante de tempo mecânica ($J_e/f_e$), de modo que o efeito da indutância de armadura ($L_a$) possa ser desprezado. Esta consideração é razoável para a maioria dos sistemas eletromecânicos e, principalmente, para o atuador em estudo nesta subseção, permitindo que as funções de transferência (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}) e (\ref{eq:load_tf_displacement_va}) sejam simplificadas para: %\cite{Spong2005}
+%
+%\begin{eqnarray}
+%\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} =
+%\frac{K_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{K}{s(T_ms + 1)}
+%\label{eq:servo_tf_displacement_va2} \\
+%\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} =
+%\frac{nK_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{nK}{s(T_ms + 1)}
+%\label{eq:load_tf_displacement_va2}
+%\end{eqnarray}
+%
+%onde os parâmetros $K$ e $T_m$ representam, respectivamente, as constantes de ganho e de tempo do motor, definidas por:
+%
+%\begin{eqnarray}
+%K = \frac{K_T}{R_af_e + K_aK_T} \\
+%T_m = \frac{R_aJ_e}{R_af_e + K_aK_T}
+%\end{eqnarray}
-\section{Análise de Preensões de Objetos}
+\chapter{Análise de Preensões de Objetos}
Em geral, o movimento de preensão é definido como o a ato voluntário que é efetuado com o dedo
dobrado nos três pontos de contato da mão para que o objeto permaneça entre os dedos e a palma,
com o polegar atuando como elemento estabilizador adicional \cite{AN:1979}. A preensão proporciona estabilidade e segurança ao custo da manipulabilidade do objeto, permitida pela precisão e a delicadeza que pode obter-se com a mão humana \cite{Napier:1956}.
Todas elas têm um ponto em comum: não há a necessidade, ao contrário das outras
preensões, da participação da gravidade.
-\subsection{As preensões digitais}
+\section{As preensões digitais}
As preensões digitais dividem-se também em dois subgrupos:
\begin{itemize}
\label{fig:23}
\end{figure}
-\subsection{Preensões Palmares}
+\section{Preensões Palmares}
Nas preensões palmares intervém, além dos dedos, a palma da mão. Elas são de dois tipos,
conforme o polegar seja ou não utilizado:
\label{fig:27}
\end{figure}
-\subsection{Preensões centradas}
+\section{Preensões centradas}
As preensões centradas realizam, de fato, uma simetria em torno de um eixo longitudinal,
que se confunde geralmente com o eixo do antebraço. Isto é evidenciado pela batuta do maestro
\label{fig:31}
\end{figure}
-\subsection{As preensões-ações}
+\section{As preensões-ações}
A mão também é capaz de agir segurando. É o que será chamado por preensões mais ação
ou mais simplesmente, "preensões-ações. Estas "preensões-ações", onde a mão age sobre ela
mesma, são inúmeras; a seguir pode-se tomar como exemplos:
Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:200 Ki:50 Kd:10). O gráfico da Figura~\ref{fig:gaz2} mostra o controlador seguindo a referência solicitada e a Figura~\ref{fig:gaz3} mostra a movimentação da junta quando acionada. (Referência=1,2 radianos)
\begin{figure}[htbp]
- \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol_1}}
+ \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol1.png}}
\caption{Gráfico de seguimento de referência, junta 1 do Polegar.}
\label{fig:gaz2}
\end{figure}
Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:0,7 Ki:1 Kd:0,01). O gráfico da Figura~\ref{fig:gaz4} mostra o controlador seguindo a referência solicitada e a Figura~\ref{fig:gaz5} mostra a movimentação da junta quando acionada. (Referência=1,2 radianos)
\begin{figure}[htbp]
- \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol_2}}
+ \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol2.png}}
\caption{Gráfico de seguimento de referência, junta 2 do Polegar.}
\label{fig:gaz4}
\end{figure}
Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:0,1 Ki:0,001 Kd:0,0008). O gráfico da Figura~\ref{fig:gaz6} mostra o controlador seguindo a referência solicitada e a Figura~\ref{fig:gaz7} mostra a movimentação da junta quando acionada. (Referência=1,2 radianos)
\begin{figure}[htbp]
- \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol_3}}
+ \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol3.png}}
\caption{Gráfico de seguimento de referência, junta 3 do Polegar.}
\label{fig:gaz6}
\end{figure}
\bibliographystyle{delaeabnt}
-\bibliography{gabs,modelo,exemplo} % pode-se ter vários arquivos .bib separados
+\bibliography{gabs} % pode-se ter vários arquivos .bib separados
% por vírgulas. Segundo a NBR6023, as
% referências devem ser alinhadas apenas a
% esquerda. É esquisito, mas é assim.
}\r
\r
@article{AN:1979,\r
- author="KN. An and EY. Chao and WP. Cooney and RL. Linscheid",\r
- title="Normative Model of human hand for\r
- biomechanical Analisys",\r
- journal="Journal of biomechanics",\r
- address="",\r
+ author="K. N. An and E. Y. Chao and W. P. Cooney and R. L. Linscheid",\r
+ title="Normative Model of human hand for biomechanical Analisys",\r
+ journal="Journal of Biomechanics",\r
volume="12",\r
pages="775-788",\r
- month="",\r
- year="1979"\r
+ address="Rochester, Minnesota, USA",\r
+ year="1979",\r
}\r
\r
@article{Brook:1995,\r
author="N. Brook and J. Mizrahi and M. Shoham and J. Dayan",\r
title="A biomechanical model of index finger dynamics",\r
- journal="Med. Eng. Phys",\r
- address="",\r
+ journal="Medical Engineering and Physics",\r
+ address="Israel",\r
volume="17",\r
pages="54-63",\r
month="",\r
title="The Mechanical Design of the MARCUS Prosthetic\r
Hand",\r
journal="IEEE International Workshop on Robot and Human Communication",\r
- address="",\r
+ address="Tokyo, Japan",\r
volume="",\r
pages="95-100",\r
month="",\r
author="J. C. Becker and N. V. Thakor and K. V. Gruben",\r
title="A Study of Humand Hand Tendom\r
Kinematics with applications to Robot Hand Design",\r
- journal="IEEE",\r
- address="",\r
- volume="",\r
+ journal="IEEE International Conference on Robotics and Automation",\r
pages="1540-1545",\r
- month="",\r
+ address="San Francisco, CA, USA",\r
year="1986"\r
}\r
\r
Knob",\r
journal="10th Symposium on Haptic Interfaces for Virtual Environment and Teleoperator\r
Systems (HAPTICS 2002)",\r
- address="",\r
+ address="Orlando, FL, USA",\r
volume="",\r
pages="",\r
month="",\r
year="2002"\r
}\r
\r
-@article{Hermini:2000,\r
+@PhdThesis{Hermini:2000,\r
author="H. A. Hermini",\r
title="Modelagem, Implementa{\c{c}}{\~{a}}o e Controle de Sistemas Biomec{\^{a}}nicos envolvendo\r
Aspectos Cinem{\'{a}}ticos",\r
- journal="",\r
- address="Universidade Estadual de Campinas FEM",\r
- volume="",\r
- pages="",\r
- month="",\r
+ type="Tese de Doutorado",\r
+ school="Universidade Estadual de Campinas FEM",\r
+ address="Campinas-SP",\r
year="2000"\r
}\r
\r
year="2007"\r
}\r
\r
-@article{Kapandji:1987,\r
+@book{Kapandji:1987,\r
author="I. A. Kapandji",\r
title="Fisiologia Articular",\r
journal="",\r
- address="Editora Manole LTDA, São Paulo",\r
- volume="",\r
+ publisher="Editora Manole LTDA",\r
+ address="S{\~{a}}o Paulo",\r
pages="",\r
month="",\r
year="1987"\r
desempenho para a identifica{\c{c}}{\~{a}}o do near miss materno.",\r
journal="Cad. Sa{\'{u}}de P{\'{u}}blica.",\r
address="",\r
- volume="",\r
+ volume="29",\r
pages="1333-1345",\r
month="",\r
year="2013"\r
}\r
\r
-@article{Aviles:2008,\r
+@PhdThesis{Aviles:2008,\r
author="F. Aviles",\r
title="Projeto, Concep{\c{c}}{\~{a}}o, Simula{\c{c}}{\~{a}}o de Preens{\~{a}}o para utiliza{\c{c}}{\~{a}}o em Dispositivos Rob{\'{o}}ticos: Estudo de caso dispositivo Mecatr{\^{o}}nico MUC-1",\r
- journal="",\r
- address="Universidade Estadual de Campinas - Campinas-SP",\r
- volume="",\r
- pages="",\r
- month="",\r
- year="2008"\r
+ type="Tese de Doutorado",\r
+ school="Universidade Estadual de Campinas",\r
+ year="2008",\r
+ address= "Campinas-SP",\r
}\r
\r
@article{Kyberd:1995,\r
author="P. Kyberd and O. E. Holland and P. H. Chappell",\r
title="MARCUS: A two degree of freedom hand prosthesis with hierarchical grip control",\r
- journal="IEEE Trans Rehab Eng",\r
+ journal="IEEE Transactions on Rehabilitation Engineering",\r
address="",\r
volume="3",\r
pages="70-76",\r
author="C. M. Light and P. H. Chappell",\r
title="The development of an advanced multi-axis myoprosthesis\r
and controller",\r
- journal="MEC99",\r
+ journal="MEC'99 Conference Proceedings",\r
address="",\r
volume="",\r
pages="70-76",\r
title="Robot Hands and the Mechanics of Manipulation",\r
journal="The MIT Press\r
Series in Artificial Intelligence",\r
- address="",\r
+ address="Cambridge, MA, USA",\r
volume="",\r
pages="",\r
month="",\r
year="1956"\r
}\r
\r
-@article{Magee:1997,\r
- author="D. Magee",\r
+@book{Magee:1997,\r
+ author="D. J. Magee",\r
title="Orthopedic Physical Assessment",\r
- journal="W. B. Saunders",\r
- address="",\r
- volume="3th edition",\r
- pages="",\r
- month="",\r
+ publisher="W. B. Saunders",\r
+ edition="3th ",\r
year="1997"\r
}\r
\r
-@article{Napier:1980,\r
+@book{Napier:1980,\r
author="J. R. Napier",\r
title="Hands",\r
- journal="George Allen and Unwin",\r
+ publisher="George Allen and Unwin",\r
address="London, England",\r
volume="",\r
pages="",\r
author="S. C. Schulz",\r
title="A New Ultralight Anthropomorphic Hand",\r
journal="IEEE International Conference\r
- on Robotics and Automation, 2001",\r
- address="",\r
+ on Robotics and Automation",\r
+ address="Seoul, South Korea",\r
volume="3",\r
pages="2437-2441",\r
month="",\r
author="S. Schulz and C. Pylatiuk and M. Reischl and J. Martin and R. Mikut and G. Bretthauer",\r
title="A hydraulically driven\r
multifunctional prosthetic hand",\r
- journal="Robotica",\r
+ journal="Robotica - Cambridge University Press",\r
address="",\r
volume="23",\r
pages="293-299",\r
author="G. L. Taylor and R. J. Schwartz",\r
title="The Anatomy and Mechanics of the Human Hand",\r
journal="Artificial\r
- Limbs",\r
+ Limbs - A Review of Current Developments",\r
address="",\r
volume="2",\r
pages="22-35",\r
title="Preval{\^{e}}ncia de amputa{\c{c}}{\~{o}}es de membros superiores e\r
inferiores no estado de Alagoas atendidos pelo SUS\r
entre 2008 e 2015",\r
- journal="",\r
- address="Universidade Estadual de Ci{\^{e}}ncias da Sa{\'{u}}de de Alagoas (Uncisal) Macei{\'{o}} (AL) - Brasil.",\r
- volume="",\r
+ journal="Fisioterapia e Pesquisa",\r
+ volume="24",\r
pages="378-384",\r
month="",\r
year="2017"\r
year="1995"\r
}\r
\r
-@article{Linden 1995,\r
+@article{Linden:1995,\r
author="C. A. Linden and C. A. Trombly",\r
title="Orthoses: Kinds and Purposes",\r
journal="Occupational\r
Rehabilitation Robotic Gloves",\r
journal=" International Conference and Exposition\r
on Electrical and Power Engineering",\r
- address="",\r
+ address="Iasi, Romania",\r
volume="",\r
pages="",\r
month="",\r
year="2017"\r
}\r
\r
-@article{Barros:2014,\r
+@MastersThesis{Barros:2014,\r
author="T. T. T. Barros",\r
- title="Modelagem e Implementa{\c{c}}{\~{a}}o no ROS de um Controlador para\r
- Manipuladores Moveis.",\r
- journal="",\r
- address="Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre",\r
- volume="Dissertação (Mestrado em Engenharia Elétrica)",\r
- pages="157p",\r
- month="",\r
- year="2014"\r
+ title="Modelagem e Implementa{\c{c}}{\~{a}}o no ROS de um Controlador para Manipuladores M{\'{o}}veis",\r
+ school="Universidade Federal do Rio Grande do Sul",\r
+ address="Porto Alegre-RS",\r
+ type="Disserta{\c{c}}{\~{a}}o",\r
+ year="2014",\r
}\r
\r
-@article{Lages:2016,\r
+@book{Lages:2016,\r
author="W. F. Lages",\r
- title="Implementation of Real-Time Joint Controllers.",\r
- journal="KOUBAA, A. (Ed.).\r
- Robot Operating System (ROS)",\r
- address="1.ed. Cham: Springer International Publishing",\r
- volume="",\r
+ title="Robot Operating System (ROS) - Implementation of Real-Time Joint Controllers",\r
+ publisher="Springer International Publishing",\r
pages="671-702",\r
- month="",\r
year="2016"\r
}\r
\r
-@article{Alves:2018,\r
- author="T. G. Alves",\r
- title="Sistema de controle de pose para uma cadeira de rodas inteligente.",\r
- journal="",\r
- address="Universidade Federal do Rio Grande do Sul Porto Alegre",\r
- volume="Dissertação (Mestrado em Engenharia Elétrica)",\r
- pages="143p",\r
- month="",\r
- year="2018"\r
+@MastersThesis{Alves:2018,\r
+ author = "T. G. Alves",\r
+ title = "Sistema de controle de pose para uma cadeira de rodas inteligente",\r
+ school = "Universidade Federal do Rio Grande do Sul",\r
+ address = "Porto Alegre-RS",\r
+ type= "Disserta{\c{c}}{\~{a}}o",\r
+ year = "2018", \r
}\r
\r
\r
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