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Universidade Federal de Goiás
Escola de Engenharia Civil
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE VIGAS METÁLICAS
EM PERFIL SOLDADO TIPO “I”, COM EMENDAS
SOLDADAS, SUBMETIDAS À FLEXÃO SIMPLES
THIAGO DIAS DE ARAÚJO E SILVA
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado
da Escola de Engenharia da UFG como parte
dos requisitos para a obtenção do título de
Mestre em Engenharia Civil
Goiânia, 2007
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Universidade Federal de Goiás
Escola de Engenharia Civil
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE VIGAS METÁLICAS
EM PERFIL SOLDADO TIPO “I”, COM EMENDAS
SOLDADAS, SUBMETIDAS À FLEXÃO SIMPLES
THIAGO DIAS DE ARAÚJO E SILVA
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado
da Escola de Engenharia da UFG como parte
dos requisitos para a obtenção do título de
Mestre em Engenharia Civil
ORIENTADOR: Prof. Dr. Orlando Ferreira Gomes
CO-ORIENTADOR: Prof. Dr. Edgar Bacarji
Goiânia
2007
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ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE VIGAS METÁLICAS
EM PERFIL SOLDADO TIPO “I”, COM EMENDAS
SOLDADAS, SUBMETIDAS À FLEXÃO SIMPLES
THIAGO DIAS DE ARAÚJO E SILVA
Dissertação defendida e aprovada em 13 de março de 2007, pela Banca Examinadora
constituída pelos professores:
________________________________________________
Prof. Dr. Orlando Ferreira Gomes, (EEC/UFG)
(Orientador)
________________________________________________
Prof. Dr. Edgar Bacarji, (EEC/UFG)
(Co-orientador)
________________________________________________
Profa. Dra. Andréa Prado Abreu Reis Liserre, (EEC/UFG)
(Examinador Interno)
________________________________________________
Prof. Dr. Carlos Eduardo Javaroni, (UNESP)
(Examinador Externo)
Aos meus pais, Waldir e Fátima
À minha esposa Marina
AGRADECIMENTO
A Deus, Supremo Benfeitor, pelo seu infinito cuidado.
À Universidade Federal de Goiás, especialmente ao Curso de Mestrado em
Engenharia Civil, por haver aprovado o meu ingresso no curso e pelas condições oferecidas
para o desenvolvimento dessa dissertação.
Aos meus orientadores: professor Orlando F. Gomes, pela orientação, incentivo e
apoio na realização desse estudo na área de estruturas metálicas e ao professor Edgar Bacarji,
pelas suas importantes opiniões e pelo cuidado que teve na revisão final desse trabalho.
Ao professor Moacyr Salles Neto do Centro Universitário Luterano de Palmas, pela
sua disposição em ensinar-me a operar a prensa de caracterização do aço.
Ao Laboratório de materiais do Centro Universitário Luterano de Palmas, pelos
ensaios de caracterização do aço, à empresa Estruturas Metálicas Delta, que forneceu toda
chaparia para fabricação dos perfis metálicos tipo I e à empresa Metta Engenharia que
fabricou os perfis.
Ao professor da disciplina “Análise Teórico-Experimental das Estruturas”, Ronaldo
Barros, pela oportunidade de haver realizado em sua matéria, o meu primeiro experimento na
área de aço e pelas suas preciosas considerações.
Ao senhor Mário Rosa dos Santos e Tancredo Elvis Santos Silva, secretários do
curso de Mestrado, pela eficiência e pela forma gentil que desenvolveram seus trabalho na
secretaria.
Agradeço ao meu colega: Murilo Meiron de Pádua, pela boa vontade com a qual me
auxiliou na realização dos ensaios no Laboratório de Estruturas da UFG.
A SANEATINS, em especial ao engenheiro Jeverson Luis Azevedo Carlos e Ana
Cristina H. Silveira, pelo apoio e compreensão no decorrer da minha pesquisa.
Ao meu pai, Sr. Waldir Araújo da Silva, que tanto me ajudou na obtenção de
recursos para os experimentos dessa pesquisa.
À minha esposa, Sra. Marina di Paula Oliveira Peres, que tanto me apoiou e
incentivou meus estudos.
RESUMO
As primeiras obras em aço datam de 1750, quando se descobriu a maneira de produzi-lo
industrialmente. Seu emprego estrutural foi feito na França por volta de 1780, porém a sua
grande utilização nos edifícios deu-se por volta de 1880 nos Estados Unidos, principalmente
em Chicago. O início da fabricação em ferro no Brasil deu-se por volta de 1812. Para
consolidar o mercado entraram em operação na década de 60 a Usiminas e a Cosipa para a
produção de chapas. A partir daí, grandes expansões foram realizadas no setor siderúrgico. A
realização de pesquisas e intensos estudos da composição, bem como do comportamento
desses perfis, viabilizaram o seu emprego em estruturas, não apenas como elementos
secundários. Os perfis soldados são utilizados, atualmente, em larga escala na construção
civil, destacando-se na fabricação de vigas com seção dupla, tipo “I”. O presente trabalho
apresenta aspectos gerais do dimensionamento de vigas com dupla simetria submetidas à
flexão simples e o comportamento estrutural dessas vigas com emendas soldadas com
eletrodo revestido. Considerações sobre o processo de soldagem em perfis, sua influência na
alteração das propriedades do aço e conseqüentemente as alterações que a soldagem pode
causar no comportamento estrutural dos perfis sodados tipo I são encontradas nesse estudo.
Ensaios foram realizados a fim de se estudar o comportamento das vigas de dupla simetria
“tipo I” sob algumas condições específicas: vigas com e sem emendas e vigas com variação
na disposição construtiva de suas emendas soldadas. Foram ensaiadas seis vigas metálicas
formadas por perfil soldado tipo “I”. Os resultados obtidos sob as várias condições estudadas
foram comparados entre si e com os valores teóricos normalizados. Verificou-se que as vigas
metálicas com emendas soldadas tiveram uma redução na sua flecha e um aumento na sua
carga última, mostrando que a emenda soldada quando bem executada contribui com a
estrutura da viga.
Palavras-chave: PERFIS soldados tipo “I”; estruturas de aço; Flexão simples; Vigas; Emendas
soldadas.
ABSTRACT
The first steel’s building began in 1750’s when had being discovered the way to produce it
industrialized use of steel in France was made aroud 1780’s, but your great utilization in
builting in USA had happened around 1880’s, firstly in Chicago. The beginning of steel
production in brazil had happened around 1812’s. To consolidate the market, in the sixty
decade companies as Usiminas and Cosipa started work in the production of metal plate.
Since that, greater expansions took place on the steel metallurgy. Researches and greater
studies of composition, as well as study of their structural behavior made their use possible in
structures not necessarily as secondary elements. Nowadays, welded steel sheets are largely
used in civil engineering, specially in the manufacture of compound beams with double
section, “I” type. This research presents general aspects of the design of compound sheets
submitted to simple flexure and their structural performance tith splices welded by reveted
electrode. Considerations about the splicing process in steel sheets, the respective influence in
modifying the properties of the steel and consequently the alterations that the splices can
cause in the structural performances of the welded steel sheets “I” type are mentioned in the
study. Tests were made in order to study the performance of the double symmetry beams
under some specific conditions, spliced or non-spliced beams, beams with variation in their
constructive arrangement of the welded splices. The results obtained under a variety of
conditions were systematically compared with theoretical code values.
Keywords: Welded steel sheets “I” type; steel structures; simple buckling; beams, welded
splices.
LISTA DE FIGURAS
1.1 - Cobertura com vigas soldadas tipo I – vão livre 20 m (JAEPEL, 2005) ....................... 25
2.1 - Seção transversal em forma de I .................................................................................... 30
2.2 - Flambagem local da mesa e da alma.............................................................................. 32
2.3 - Flambagem lateral com torção....................................................................................... 32
2.4 - Diagrama de deformação para incrementos de carga .................................................... 33
2.5 - Diagrama esbeltez x momento fletor ............................................................................. 34
2.6 - Detalhe dos enrijecedores ..............................................................................................39
2.7 - Diagrama de momento fletor .........................................................................................40
3.1 - Definição para filetes de solda ....................................................................................... 44
3.2 - Definição para soldas em chanfro.................................................................................. 45
3.3 - Exemplos de gargantas efetivas em soldas de penetração parcial executadas pelo
processo SMAW ............................................................................................................ 46
3.4 - Comportamento força-deformação em filetes de solda .................................................47
3.5 - Análise de soldas de filete.............................................................................................. 48
3.6 - Distribuição típica de tensões em filetes de solda..........................................................49
4.1 - Representação do processo de soldagem do oscilograma da tensão e da corrente ........ 60
4.2 - Representação do processo de soldagem a arco com eletrodo revestido (SMAW),
processo manual............................................................................................................. 63
4.3 - Representação do processo de soldagem a arco submerso (SAMW) ............................ 65
4.4 - Representação do processo de soldagem com gás de proteção (GNAW) ..................... 67
4.5 - Esquemas de transferências mostrando o comportamento da tensão e da corrente
de soldagem.................................................................................................................... 69
4.6 - Juntas soldadas............................................................................................................... 81
4.7 - Exemplos de soldas de filete.......................................................................................... 83
4.8 - Formas para o filete de solda .........................................................................................83
4.9 - Exemplo de soldas em chanfro ......................................................................................84
4.10 - Exemplo de solda de tampão.......................................................................................... 85
4.11 - Símbolos de solda segundo AWS .................................................................................. 86
4.12 - Solda de filete com múltiplos passes .............................................................................88
4.13 - Preparação de extremidades de soldas em chanfro........................................................ 89
4.14 - Exemplos de defeitos de mordedura .............................................................................. 90
4.15 - Exemplos de inclusão de escória.................................................................................... 91
4.16 - Exemplo de falta de penetração ..................................................................................... 91
4.17 - Exemplo de falta de fusão.............................................................................................. 92
4.18 - Exemplos de trincas na zona afetada pelo calor............................................................. 93
4.19 - Exemplos de trincas devido a solidificação do metal de solda ...................................... 94
4.20 - Esquema do teste de inspeção de fissuras por líquidos penetrantes............................... 96
4.21 - Influência dos defeitos no fluxo magnético ................................................................... 97
4.22 - Fundamentos do método de inspeção por radiografia.................................................... 97
4.23 - Exemplos de detecção de defeitos pelo método ultra-sônico......................................... 99
5.1 - Prensa DL 30000 EMIC............................................................................................... 102
5.2 - Dimensões do corpo de prova para ensaio a tração ..................................................... 102
5.3 - Vista do chanfro para soldagem das chapas.................................................................104
5.4 - Corpo de prova (solda) para ensaio de tração .............................................................. 104
5.5 - Ensaio viga teste preliminar......................................................................................... 105
5.6 - Esquema geral do conjunto dos ensaios....................................................................... 107
5.7 - Tipos de apoios utilizados nos ensaios......................................................................... 107
5.8 - Vista do aparelho de apoio (apoio 2º gênero) .............................................................. 107
5.9 - Computador com software do sistema de aquisição de dados ..................................... 108
5.10 - Componentes do sistema de aquisição de dados.......................................................... 108
5.11 - Macaco hidráulico e célula de carga ............................................................................ 119
5.12 - Disposição dos deflectômetros na seção transversal da viga....................................... 110
6.1 - Fotos dos corpos de prova............................................................................................ 112
6.2 - Seção dos perfis ensaiados........................................................................................... 113
6.3 - Exemplo de modo de falha por FLM e FLA................................................................ 115
6.4 - Viga 01 sem emenda soldada....................................................................................... 115
6.5 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 01............................................ 116
6.6 - Viga 02 com emenda soldada na face do apoio ........................................................... 116
6.7 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 02............................................ 116
6.8 - Viga 03 com emenda soldada no ponto de aplicação da carga.................................... 117
6.9 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 03............................................ 117
6.10 - Viga 04 com uma emenda soldada no meio do vão..................................................... 117
6.11 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 04............................................ 118
6.12 - Viga 05 com duas emendas soldadas no ponto de aplicação da cargas....................... 118
6.13 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 05............................................ 119
6.14 - Viga 06 com três emendas soldadas, uma no meio do vão e duas nos pontos de
aplicação das cargas ..................................................................................................... 119
6.15 - Gráfico força aplicada X deslocamento vertical - viga 06........................................... 120
6.16 - Fotos de todas as vigas, ilustrando o modo e falha...................................................... 120
7.1 - Disposição dos deflectômetros na seção transversal da viga....................................... 125
7.2 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 01 (sem emenda soldada)....... 125
7.3 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 01
(sem emenda soldada).................................................................................................. 126
7.4 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação da carga
- viga 01 (sem emenda soldada)................................................................................... 126
7.5 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 02 (com uma emenda
soldada na face do apoio)............................................................................................. 127
7.6 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 02
(com uma emenda soldada na face do apoio) .............................................................. 127
7.7 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação das
cargas - viga 02 (com uma emenda soldada na face do apoio).................................... 128
7.8 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 03 (com uma emenda
soldada no ponto de aplicação da carga)...................................................................... 129
7.9 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 03
(com uma emenda soldada no ponto de aplicação da carga) ....................................... 129
7.10 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação das cargas
- viga 03 (com uma emenda soldada no ponto de aplicação da carga)........................ 130
7.11 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 04 (com uma emenda
soldada no meio do vão da viga).................................................................................. 131
7.12 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 04
(com uma emenda soldada no meio do vão da viga) ................................................... 131
7.13 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação das cargas
- viga 04 (com uma emenda soldada no meio do vão da viga).................................... 132
7.14 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 05 (com duas emendas
soldadas nos pontos de aplicação das cargas).............................................................. 132
7.15 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face do apoio - viga 05
(com duas emendas soldadas nos pontos de aplicação das cargas) .............................133
7.16 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação da carga
- viga 05 (com duas emendas soldadas nos pontos de aplicação das cargas) .............. 133
7.17 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 06 (com três emendas
soldadas, duas nos pontos de aplicação das cargas e uma no meio do vão) ................ 134
7.18 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face do apoio - viga 06
(com três emendas soldadas, duas nos pontos de aplicação das cargas e
uma no meio do vão).................................................................................................... 134
7.19 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação da carga
- viga 06 (com três emendas soldadas, duas nos pontos de aplicação das cargas
e uma no meio do vão)................................................................................................. 135
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 - Garganta efetiva em soldas em chanfro de penetração parcial. Adaptada
da NBR 8800 ..................................................................................................... 46
Tabela 3.2 - Propriedades mecânicas dos eletrodos e aços para metal base (A), (B),
(C), (D). Adaptada de Gaylord et al; Salmon & Johnson e NBR 8800 ............. 50
Tabela 3.3 - Resistência de cálculo ao cisalhamento de soldas de filete φR
n
, em
N/mm, pelo processo SMAW. Adaptada de Salmon & Johnson ...................... 54
Tabela 3.4 - Resistência de cálculo ao cisalhamento de soldas de filete φR
n
, em
N/mm, pelo processo SAW. Adaptada de Salmon & Johnson..........................54
Tabela 3.5 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração total, de acordo
com o AISC/LRFD 93 ....................................................................................... 55
Tabela 3.6 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração total, de acordo
com a NBR 8800................................................................................................ 56
Tabela 3.7 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração parcial, de
acordo com o AISC/LRFD 93 ........................................................................... 56
Tabela 3.8 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração parcial, de
acordo com a NBR 8800.................................................................................... 57
Tabela 3.9 - Tensões admissíveis nas soldas, de acordo com o AISC/ASD.......................... 58
Tabela 4.1 - Características e aplicações de processos de soldagem. Adaptada de
Wainer et al........................................................................................................ 61
Tabela 4.2 - Condições de emprego dos processos de soldagem. Adaptada de
Wainer et al........................................................................................................ 62
Tabela 4.3 - Algumas características dos modos de transferência. Adaptada de
Wainer et al........................................................................................................ 70
Tabela 4.4 - Requisitos de propriedades mecânicas para o metal de solda, em
soldagem SAW, conforme AWS A 5.17. Adaptada de Wainer et al................. 76
Tabela 4.5 - Composição química de eletrodos para soldagem SAW. Adaptada de Cunha......76
Tabela 4.6 - Parâmetros para soldagem de aço-carbono com soldagem SAW
automática. Adaptada de Wainer et al ............................................................... 77
Tabela 4.7 - Composição química dos eletrodos nus para soldar aço-carbono e
requisitos de propriedades mecânicas dos cordões de solda em CCPR(+)
(soldagem TIG e MIG/MAG). Adaptada de Wainer et al ................................. 79
Tabela 4.8 - Valores recomendados para soldagem de aço-carbono, em soldagem TIG.
Adaptada de Wainer et al................................................................................... 79
Tabela 4.9 - Parâmetros para soldagem MIG/MAG. Adaptada de Wainer et al ...................80
Tabela 4.10 - Descontinuidades encontradas nos processos de soldagem. Adaptada de
Cunha................................................................................................................. 89
Tabela 4.11 - Principais características dos métodos de inspeção de soldas. Adaptada
de Bellei e ENGINEERING FOR STEEL CONSTRUCTION....................... 100
Tabela 5.1 - Nomenclatura das vigas ensaiadas................................................................... 106
Tabela 6.1 - Propriedades mecânicas do aço USI-SAC-41 (USIMINAS, 2000) ................ 111
Tabela 6.2 - Características mecânicas do aço (USI-SAC-41) obtidas no ensaio a
tração................................................................................................................ 112
Tabela 6.3 - Características mecânicas do aço obtidas no ensaio a tração de corpos de
prova soldados ................................................................................................. 113
Tabela 6.4 - Propriedades geométricas da seção transversal das vigas estudadas...............114
Tabela 6.5 - Resultados obtidos no cálculo e nos ensaios a flexão...................................... 114
Tabela 6.6 - Resultados dos deslocamentos verticais (flechas) obtidos no cálculo e
nos ensaios a flexão – (Ensaios experimentais)............................................... 121
Tabela 7.1 - Comparação entre as médias dos resultados dos ensaios a tração para os
corpos de prova sem e com emenda soldada ................................................... 123
Tabela 7.2 - Comparação entre os valores das flechas das vigas ensaiadas ........................ 136
Tabela 7.3 - Comparação, por viga, das flechas máximas (f
máx
) das vigas, em relação
à flecha máxima da viga sem emenda (f
máx-1
)..................................................137
LISTA DE SÍMBOLOS
Letras romanas maiúsculas
A - área bruta da seção transversal da barra
- área estabelecida para cálculo de enrijecedores transversais
A
d
- área bruta da mesa comprimida e do respectivo enrijecedor de borda
A
ef
- área efetiva da seção transversal da barra, ou do enrijecedor intermediário ou
de borda
A
eq
- área da seção transversal da barra comprimida equivalente
A
n
- área líquida da seção transversal da barra
A
s
- área reduzida do enrijecedor de borda
A
st
- área da seção do enrijecedor de borda excluindo qualquer parte de elementos
adjacentes
B
- distância entre almas
C
b
- coeficiente de equivalência de momentos na flexão
C
t
- coeficiente de redução da área líquida
C
y
- fator de deformação a comprenssão
C
w
- constante de empenamento da seção
C
1
e C
2
- coeficientes empregados no cálculo da força resistente de cálculo F
Rd
em
almas sem enrijecedores transversais
C
θ
- coeficiente empregado no cálculo da força resistente de cálculo F
Rd
em almas
sem enrijecedores transversais
D - largura nominal do enrijecedor de borda
E - módulo de elasticidade do aço (205 000 MPa)
F
Rd
- força resistente de cálculo, em geral
F
Sd
- força solicitante de cálculo, em geral
F
xx
- limite de resistência do eletrodo
G - módulo de elasticidade transversal do aço (0,385E = 78 925 MPa)
I
- corrente de soldagem
I
a
- momento de inércia de referência do enrijecedor intermediário ou de borda
I
s
- momento de inércia da seção bruta do enrijecedor, em torno do seu próprio
eixo baricêntrico paralelo ao elemento a ser enrijecido
I
s,min
- momento de inércia mínimo do enrijecedor em relação ao plano médio da
alma
I
x
; I
y
- momentos de inércia da seção bruta em relação aos eixos principais x e y,
respectivamente
I
t
- momento de inércia à torção uniforme
K
x
L
x
- comprimento efetivo de flambagem da barra em relação ao eixo x
K
y
L
y
- comprimento efetivo de flambagem da barra em relação ao eixo y
K
t
L
t
- comprimento efetivo de flambagem da barra por torção
L - distância entre pontos travados lateralmente da barra
- comprimento da barra
- comprimento do cordão de solda
- vão teórico entre apoios ou o dobro do comprimento teórico do balanço
- comprimento sem contenção transversal do elemento sujeito à distorção
L
b
- comprimento do trecho sem contenção lateral
L
x
- comprimento de flambagem da barra em relação ao eixo x
L
y
- comprimento de flambagem da barra em relação ao eixo y
L
t
- comprimento de flambagem da barra por torção
M
A
- momento fletor solicitante, em módulo, no 1
o
. quarto do segmento analisado
para FLT
M
B
- momento fletor solicitante, em módulo, no centro do segmento analisado para
FLT
M
C
- momento fletor solicitante, em módulo, no 3
o
. quarto do segmento analisado
para FLT
M
d
- momento resistente de cálculo da peça fletida
M
e
- momento fletor de flambagem lateral com torção
M
máx
- momento fletor solicitante máximo, em módulo, no segmento analisado para
FLT
M
Rd
- momento fletor resistente de cálculo
M
x,Rd
; M
y,Rd
- momentos fletores resistentes de cálculo em relação aos eixos principais x e y,
respectivamente
M
Sd
- momento fletor solicitante de cálculo
M
x,Sd
; M
,y,Sd
- momentos fletores solicitantes de cálculo em relação aos eixos principais x e
y, respectivamente
M
xt,Rd
; M
yt,Rd
- momentos fletores resistentes de cálculo, na seção considerada, em relação
aos eixos x e y, respectivamente, calculados com base no escoamento da fibra
tracionada da seção bruta
M
0,Rd
- momento fletor resistente de cálculo, obtido com base no início de
escoamento da seção efetiva
M
n
- momento resistente nominal a flexão
My
- momento resistente nominal a tensão de escoamento
Mpl
- momento de plastificação
N
et
- força normal de flambagem elástica por torção
N
ex
, N
ey
- forças normais de flambagem elástica por flexão em relação aos eixos x e y,
respectivamente
N
s,Rd
- força normal de compressão resistente de cálculo do enrijecedor de alma
P - força solicitante aplicada
Q
t
- quantidade de energia fornecida ao arco de solda
T
c
- temperatura crítica
T
p
- temperatura de pico
V
- tensão do arco de solda
V
Rd
- força cortante resistente de cálculo
V
Sd
- força cortante solicitante de cálculo
W
c
- módulo de resistência elástico da seção bruta em relação à fibra comprimida
W
c,ef
- módulo de resistência elástico da seção efetiva em relação à fibra
comprimida, referente à flambagem lateral com torção
W
ef
- módulo de resistência elástico da seção efetiva referente ao início de
escoamento da seção efetiva
W
xt
; W
yt
- módulos de resistência elásticos da seção bruta em relação aos eixos x e y,
respectivamente, referentes à fibra tracionada
Letras romanas minúsculas
a - distância entre enrijecedores transversais de alma
b - largura do elemento, é a dimensão plana do elemento sem incluir dobras
b
c
- largura do trecho comprimido de elementos sob gradiente de tensões normais
b
ef
- largura efetiva
b
1
; b
2
- larguras efetivas de elementos enrijecidos submetidos a tensão não uniforme
b
f
- largura nominal da mesa ou do conjunto mesa - enrijecedores de borda
b
t
- largura do trecho tracionado de elementos sob gradiente de tensões normais,
b
w
- largura nominal da alma
c - comprimento, na direção longitudinal da barra, de atuação da força aplicada
d - largura do enrijecedor de borda
d
a
- distância entre as fibras tracionadas e comprimidas
d
c
- distância entre o eixo neutro e a fibra extrema comprimida da seção
d
ef
- largura efetiva do enrijecedor de borda
d
s
- largura efetiva reduzida do enrijecedor de borda
d
t
- distância entre o eixo neutro e a fibra extrema tracionada da seção
e
a
- fator de redução para computar a perda de calor na soldagem
f
1
, f
2
, f
3
- tensões no elemento enrijecido
f
cr
- tensão crítica de flambagem
f
máx
- tensão máxima nas bordas
f
u
- resistência à ruptura do aço na tração
f
w
- resistência à ruptura da solda
f
y
- resistência ao escoamento do aço
g - distância entre os parafusos ou soldas na direção perpendicular ao eixo da barra
h - largura da alma (altura da parte plana da alma)
k - coeficiente de flambagem local da chapa
k
a
- parâmetro empregado no cálculo do coeficiente de flambagem local k de elementos
uniformemente comprimidos com enrijecedor de borda
k
v
- coeficiente de flambagem local por cisalhamento
m - parâmetro empregado no cálculo da resistência ao escoamento da região das
dobras f
yc
q - valor de cálculo da força uniformemente distribuída de referência empregada no
dimensionamento das ligações de barras compostas submetidas à flexão
r - raio de giração da seção bruta
r
e
- raio externo de dobramento
r
i
- raio interno de dobramento
r
o
- raio de giração polar da seção bruta em relação ao centro de torção
r
x
- raio de giração da seção bruta em relação ao eixo principal x
r
y
- raio de giração da seção bruta em relação ao eixo principal y
s - espaçamento dos parafusos ou soldas, na direção do eixo da barra, em barras com
seção I compostas por dois perfis U, submetidas à flexão
s
máx
- espaçamento máximo entre as ligações para a formação de uma seção composta
t - espessura da chapa ou do elemento
t
1
, t
2
- espessuras do metal base
t
ef
- dimensão efetiva (garganta efetiva) da solda de penetração ou de filete
t
p
- tempo de permanência acima da temperatura crítica
t
s
- espessura do enrijecedor transversal
w
- largura do elemento enrijecido
w
1
; w
2
- pernas do filete de solda em superfícies planas
x
0
, y
0
- coordenadas do centro de torção, na direção dos eixos principais x e y,
respectivamente
y
c
- distância entre o eixo neutro da seção bruta e o centróide da barra comprimida
equivalente
y
t
- distância entre o eixo neutro e a extremidade da fibra tracionada
Letras gregas minúsculas
β - parâmetro empregado no cálculo do fator de redução associado à flambagem ρ
γ - coeficiente de ponderação das ações ou das resistências, em geral
λ - índice de esbeltez
λ
p0
- valor de referência do índice de esbeltez reduzido do elemento
λ
0
- índice de esbeltez reduzido da barra
ν - coeficiente de Poisson do aço, adotado igual a 0,3
θ - ângulo entre o plano da mesa e o plano do enrijecedor de borda simples
ρ - fator de redução associado à flambagem da barra
ρ
FLT
- fator de redução associado à flambagem lateral com torção da barra
σ - tensão normal, em geral
σ
dist
- tensão convencional de flambagem elástica por distorção
Ψ - relação f
1
/f
2
empregada no cálculo do coeficiente de flambagem local k
∆
t
- variação de tempo na soldagem
Ø
b
- relação f
1
/f
2
empregada no cálculo do coeficiente de flambagem local k
ε
y
- deformação específica de correspondente ao limite de escoamento
ε
cu
- deformação específica de compressão última
SUMÁRIO
RESUMO................................................................................................................. 5
ABSTRACT ............................................................................................................ 6
LISTA DAS FIGURAS........................................................................................... 7
LISTA DAS TABELAS........................................................................................ 11
LISTA DOS SÍMBOLOS...................................................................................... 13
1 INTRODUÇÃO..................................................................................................... 23
1.1 Aspectos gerais sobre do uso de perfis soldados...................................................23
1.2 Aspectos gerais do uso da solda nas estruturas ..................................................... 24
1.3 Breve histórico sobre o uso da solda em perfis metálicos.....................................26
1.4 Objetivo e escopo do trabalho ............................................................................... 28
2 PERFIS DE AÇO SOLDADO TIPO I.................................................................. 29
2.1 Introdução.............................................................................................................. 29
2.2 Vigas de alma cheia............................................................................................... 30
2.3 Dimensionamento de perfis fletidos...................................................................... 31
2.3.1 Introdução.............................................................................................................. 31
2.3.2 Resistência ao momento fletor .............................................................................. 33
2.3.3 Barras submetidas à flexão simples....................................................................... 34
2.3.3.1 Flambagem local.................................................................................................... 35
2.3.3.2 Flambagem lateral com torção............................................................................... 36
2.3.3.3 Força cortante ........................................................................................................ 37
2.3.3.4 Limites de flecha ................................................................................................... 40
2.3.3.5 Cálculo a flexão simples pelas tensões admissíveis .............................................. 40
3 LIGAÇÕES SOLDADAS EM PERFIS SOLDADOS TIPO I ............................. 42
3.1 Introdução.............................................................................................................. 42
3.2 Dimensionamento de ligações soldadas ................................................................ 44
3.2.1 Áreas efetivas de cisalhamento e outros parâmetro dos cordões de solda ............44
3.3 Resistência de soldas de filete ............................................................................... 47
3.4 Resistência de soldas de chanfro ........................................................................... 55
3.4.1 Penetração total...................................................................................................... 55
3.4.2 Penetração parcial.................................................................................................. 56
3.5 Resistência de soldas de tampão............................................................................ 57
4 METALURGIA DA SOLDAGEM....................................................................... 59
4.1 Processos básicos de soldagem.............................................................................. 59
4.1.1 Soldagem a arco com eletrodo revestido (SMAW)............................................... 62
4.1.2 Soldagem a arco submerso (SAW)........................................................................ 64
4.1.3 Soldagem com gás de proteção (GMAW)............................................................. 67
4.1.4 Soldagem arco elétrico com fluxo no núcleo (FCAW) ......................................... 72
4.2 Fluxos de soldagem e classificação de eletrodos................................................... 72
4.3 Posição de soldagem e tipos de juntas soldadas .................................................... 81
4.4 Tipos de soldas ...................................................................................................... 82
4.4.1 Soldas de filete....................................................................................................... 83
4.4.2 Soldas em chanfro ................................................................................................. 83
4.4.3 Soldas de tampão em furos e rasgos (ranhura) ...................................................... 84
4.5 Simbologia de soldagem........................................................................................ 85
4.6 Fatores que afetam a qualidade de conexões soldadas .......................................... 87
4.6.1 Eletrodos, dispositivos de soldagem e procedimentos .......................................... 87
4.6.2 Preparação das juntas............................................................................................. 88
4.7 Defeitos na solda ................................................................................................... 89
4.7.1 Mordedura ............................................................................................................. 89
4.7.2 Inclusão de escória................................................................................................. 90
4.7.3 Penetração incompleta........................................................................................... 91
4.7.4 Fusão incompleta................................................................................................... 92
4.7.5 Porosidade ............................................................................................................. 92
4.7.6 Trincas por introdução de hidrogênio na zona afetada pelo calor.........................93
4.7.7 Trincas devido a solidificação do metal de solda .................................................. 94
4.8 Controle de qualidade da soldagem....................................................................... 95
4.8.1 Inspeção visual ...................................................................................................... 95
4.8.2 Líquidos penetrantes.............................................................................................. 96
4.8.3 Inspeção por partícula magnética .......................................................................... 96
4.8.4 Inspeção radiográfica com raio X e raio Gama ..................................................... 97
4.8.5 Inspeção ultra-sônica ............................................................................................. 98
5 PROGRAMA EXPERIMENTAL....................................................................... 101
5.1 Introdução ........................................................................................................... 101
5.2 Ensaios de caracterização .................................................................................... 101
5.2.1 Caracterização do aço..........................................................................................101
5.2.2 Caracterização da solda ....................................................................................... 103
5.2.2.1 Processo de soldagem.......................................................................................... 103
5.2.2.2 Ensaio de tração................................................................................................... 104
5.3 Ensaios das vigas soldas tipo “I” submetidas à flexão simples...........................105
5.3.1 Testes preliminares.............................................................................................. 105
5.3.2 Ensaios experimentais ......................................................................................... 106
5.3.2.1 Metodologia empregada nos ensaios...................................................................106
5.3.2.2 Instrumentação e sistema de aquisição de dados................................................. 108
5.3.2.2.1 Atuador hidráulico e célula de carga ................................................................... 109
5.3.2.2.2 Leitura dos deslocamentos verticais (deflectômetros)......................................... 109
5.3.2.2.3 Leitura das deformações específicas (extensômetros)......................................... 110
5.3.2.2.4 Execução dos ensaios das vigas........................................................................... 110
6 APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS..........................................................111
6.1 Introdução............................................................................................................ 111
6.2 Ensaios de caracterização .................................................................................... 111
6.2.1 Caracterização do aço..........................................................................................111
6.2.1.1 Ensaio de tração................................................................................................... 112
6.2.1.2 Ensaio de líquido penetrante................................................................................ 113
6.3 Ensaio das vigas soldadas tipo “I” submetidas à flexão simples......................... 113
6.3.1 Modos e cargas de ruptura................................................................................... 114
6.3.2 Deslocamentos verticais ...................................................................................... 115
7 ANÁLISE DOS RESULTADOS ........................................................................ 122
7.1 Introdução............................................................................................................ 122
7.2 Ensaios de caracterização .................................................................................... 122
7.2.1 Caracterização do aço..........................................................................................122
7.2.2 Caracterização da solda ....................................................................................... 122
7.2.2.1 Ensaio de tração................................................................................................... 122
7.2.2.2 Ensaio de líquido penetrante................................................................................ 123
7.3 Ensaios das vigas soldas tipo “I” submetidas à flexão simples...........................124
7.3.1 Ensaios experimentais ......................................................................................... 124
7.3.1.1 Modos e cargas de ruptura................................................................................... 124
7.3.1.2 Deslocamentos verticais ...................................................................................... 125
7.3.1.3 Deformações específicas ..................................................................................... 137
8 CONSIDERAÇÕES FINAIS .............................................................................. 138
9 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................ 140
1 INTRODUÇÃO
1.1 Aspectos gerais sobre o uso dos perfis soldados
A estrutura metálica como processo construtivo tem sido utilizada em larga escala
e notadamente. O seu emprego nas mais diversas áreas da construção civil tem crescido
consideravelmente. Isso advém de inúmeras vantagens desta modalidade estrutural, dentre as
quais se podem destacar:
- Alta qualidade técnica de todo o processo, desde o projeto até o acabamento.
- Alta resistência do material nos diversos estados de tensão (tração, compressão,
flexão etc.), o que permite aos elementos estruturais suportarem grandes esforços
apesar da área relativamente pequena das suas seções.
- Rapidez na fabricação e montagem da estrutura, minimizando o tempo de retorno
do investimento.
- Os elementos de aço oferecem uma grande confiabilidade, o que se deve ao fato
do material ser único e homogêneo, com limite de escoamento, ruptura e módulo
de elasticidade bem definido.
- Canteiro de obras racionalizado, diminuindo os riscos com acidentes e desperdícios.
- Economia, oriunda especialmente de diminuição do peso próprio da estrutura, em
comparação com outros materiais.
Dentro do uso de perfis de aço destinados à fabricação de estruturas encontramos
três grupos: os perfis laminados, os perfis soldados e os perfis de chapa dobrada ou perfis
formados a frio (perfis leves).
No Brasil os perfis laminados e soldados são bem conhecidos e sua utilização já
faz parte de nossa história. Os perfis tipo “I” soldados, das séries CVS e VS e “I” laminados
são os mais utilizados para vigas. Pela própria forma da seção são bastante adequados para
resistir, por intermédio das mesas, aos esforços de compressão e de tração. As mesas de perfis
“I” são sempre mais espessas do que as almas.
24
Nas estruturas metálicas de grande porte, geralmente a estrutura principal é
constituída de perfis laminados e soldados, enquanto que os perfis formados a frio são
empregados em elementos secundários tais como contraventamentos, tapamentos laterais,
terças e longarinas.
No dimensionamento destes perfis utiliza-se o método das tensões admissíveis ou
método dos estados limites. Quando o dimensionamento se efetua com base nas tensões
admissíveis considera-se que a estrutura, submetida às cargas previstas em normas, funcione
nas condições normais de projeto. Uma estrutura tem a resistência necessária se as tensões
causadas em seus elementos pelas cargas estabelecidas (por normas) não ultrapassam as
tensões admissíveis estabelecidas, que são iguais a uma determinada parte da tensão limite do
material; esta é considerada igual ao limite de escoamento, no caso do aço.
Os perfis soldados tipo “I” podem apresentar instabilidade por flexão ou torção, ou
por flexo-torção. As normas contemplam todos estes casos, bem como a interação dos mesmos.
A flambagem com torção tem uma significativa importância no uso de seções
mais finas fabricadas com aços de alta resistência, por isso tem sido muito estudada. Vlassov
(1962) propôs uma teoria a qual considera não válida a hipótese de Bernoulli, ou seja, as
seções planas permanecem planas e ortogonais ao eixo após a flexão, aparecendo tensões
normais oriundas do empenamento das seções transversais das vigas.
1.2 Aspectos gerais sobre o uso da solda nas estruturas
A soldagem, segundo Quites & Dutra (1979), pode ser encarada sob dois aspectos,
que são: reparação e fabricação. Tem-se que por muito tempo a soldagem foi considerada
somente como um processo de reparação, sendo que apenas no segundo quarto do século
passado que ocorreu sua aceitação em fabricações que requerem qualidade estrutural. Com isso,
Quites & Dutra (1979) definem soldagem como “a operação que visa a união de duas peças,
assegurando na junta, a continuidade das propriedades químicas e físicas”. Deste modo, uma
operação de soldagem é obtida pela interposição de material adicional na junta e pela aplicação
de energia, de modo a produzir a fusão do material de adição e do material de base.
A soldagem tem desempenhado um papel muito importante em nossa economia.
O desenvolvimento de novos equipamentos e eletrodos e as pesquisas realizadas nas áreas de
projeto, arquitetura e cálculo, tem proporcionado o uso cada vez mais intenso das estruturas
soldadas dentro da construção civil.
25
Blodgett (1996) ressalta que a utilização da soldagem na construção de edifícios e
pontes tem crescido consideravelmente nos últimos anos e o seu uso tende a continuar
crescendo à medida que mais pessoas tiverem conhecimento sobre o assunto. O
reconhecimento da soldagem como um processo eficiente e seguro para realizar ligações em
estruturas metálicas somente aconteceu depois de anos de intensos esforços e pesquisas
realizadas pelos engenheiros e construtores.
Vários são os processos de soldagem existentes hoje. Algumas descobertas
recentes estão se tornando um grande incentivo para a utilização da solda na confecção de
estruturas metálicas.
Os vários processos de soldagem são contemplados por importantes códigos
construtivos como o AISC (American Institute of Steel Construction) e a AWS (American
Welding Society), além desses códigos, as especificações das normas AISI (1996) e NBR
8800 são consideradas neste trabalho.
O emprego do processo de soldagem em estruturas metálicas constituídas de
perfis soldados é bastante diversificado, além da solda ser usada nas ligações, ela é bastante
empregada nas emendas de elementos estruturais, além de ser utilizada na composição de
seções compostas tipo “I” e “caixa”.
Na região Centro-Oeste os perfis são produzidos com dimensões longitudinais
máximas de 6 m para seções catalogadas, isso torna o uso do processo de soldagem
indispensável para a execução de peças projetadas cujas dimensões ultrapassem àquelas
fornecidas no mercado.
Figura 1.1 - Cobertura com vigas soldadas tipo I – vão livre de 20 m (JAEPEL, 2005)
26
Outra utilização importante da soldagem e que se relaciona diretamente com a
economia é a execução de peças estruturais utilizando partes de perfis disponíveis, geralmente
sobras de obra. Essa opção também evita desperdícios, pois utiliza peças de pequenas
dimensões, as quais só possuem utilidade se forem emendadas a outras a fim de formarem
uma peça com dimensão maior.
1.3 Breve histórico sobre o uso da solda em perfis metálicos
Segundo Salmon & Johnson (1996), historiadores têm especulado que os egípcios
podem ter sido os primeiros a usarem soldagem por pressão por volta de 5.000 a.C. A
soldagem por forjamento foi o primeiro dos processos inventados para ligar peças de metais.
Hoje soldagem por forjamento é praticamente uma arte esquecida.
Em 1822, segundo Quites & Dutra (1979), N. R. Benardos inventou a soldagem
elétrica por fusão, onde o processo constava do estabelecimento de um arco elétrico entre um
eletrodo de carvão e o material de base. O material de adição era introduzido à parte. Esse
sistema foi modificado em 1889 por Zerener, introduzindo mais um eletrodo de carvão, onde,
neste caso, o arco elétrico não se produzia entre o eletrodo e a peça, mas sim nos dois
eletrodos de carvão. Nesse processo nem o material de base nem o de adição eram percorridos
por corrente, podendo ser aplicado à materiais não condutores de eletricidade.
Segundo Salmon & Johnson (1996), pequenos progressos em tecnologia de
soldagem ocorreram até 1877. A origem da soldagem por resistência iniciou em torno de
1877, quando o Professor Elihu Thompson iniciou uma série de experimentos invertendo a
polaridade de uma bobina de transformador. Ele recebeu sua primeira patente em 1885 e a
primeira máquina de soldagem por resistência foi demonstrada no American Institute Fair
em 1887.
N. G. Slavianoff em 1888 na Rússia foi o primeiro a usar o processo a arco de
metal usando eletrodos nus. Assim surgiu em 1890 o processo Slavianoff, onde o arco elétrico
ocorria entre um eletrodo consumível e as peças do metal base. Coffin trabalhando
independentemente também investigou o processo a arco de metal e foi lançada uma patente
em 1892. Em 1889, A. P. Strohmeyer introduziu o conceito de eletrodos de metais revestidos
para eliminar os problemas associados ao uso de eletrodos nus. Assim, segundo Quites &
Dutra (1979) em 1905, com a invenção do primeiro eletrodo revestido por Kjellberg, teve
inicio a época da soldagem elétrica moderna.
27
Thomas Fletcher em 1887, apud Salmon & Johnson (1996), usou um maçarico
queimando hidrogênio e oxigênio e mostrou que ele podia cortar ou fundir metais. Em 1901-
1903 Fouche e Picard desenvolveram maçaricos que podiam ser usados com acetileno,
desenvolvendo a soldagem e corte a oxiacetileno.
No período entre 1903 e 1918 observou-se o uso de soldagem primeiramente
como um método de reparo, o mesmo ocorrido durante a I Guerra Mundial (1914-1918), onde
as técnicas de soldagem foram desenvolvidas para serem especialmente adaptadas para
reparos de navios que haviam sidos prejudicados.
Após a I Guerra Mundial (1918) continuou-se a experimentação com eletrodos
nus e vários fluxos de gases inertes para proteger o arco e a área soldada. Nessa época,
embora constatassem melhorias nas propriedades da solda, esse processo não teve o
merecido desenvolvimento. Em 1930, mediante a utilização de eletrodos permanentes de
tungstênio, desenvolveu-se a soldagem TIG (Tungsten Inert Gas), que consiste em uma
soldagem sob atmosfera gasosa com eletrodos de tungstênio. Em 1940 se deu o início da
soldagem MIG (Metal Inert Gas), que consiste em uma soldagem com eletrodo
consumível em atmosfera gasosa inerte. Mais tarde, segundo Quites & Dutra (1979), em
virtude dos gases até então usados (hélio e argônio), passou-se a utilizar o CO
2
como gás
de proteção, no entanto, apesar do CO
2
ser um gás inerte, ele decompõe-se na região do
arco formando uma atmosfera composta de CO e O
2
. Com o posterior uso de eletrodos
contendo elementos desoxidantes, a partir de 1950, a soldagem com eletrodo nu em
atmosfera ativa de CO
2
, que tomou o nome de processo MAG (Metal Active Gas), passou
a ser usada em larga escala.
Segundo Salmon & Johnson (1996), durante o período de 1930 a 1950 muitas
melhorias ocorreram, incluindo em 1932 a introdução do uso de fluxo granular para proteger a
solda, que quando acoplada ao uso de um eletrodo alimentado continuamente resultou no
desenvolvimento da soldagem a arco submerso SAW (Submerged Arc Welding). Este
processo, amplamente utilizado a partir dos anos 80, foi patenteado em 1935.
Em 1958 a soldagem FCAW (Flux Cored Arc Welding) auto protegida foi
desenvolvida, na qual o fluxo granular usado para proteger a solda é contido dentro do núcleo
do eletrodo contínuo, chamado eletrodo tubular, deste modo permitindo o maior uso de
equipamentos automáticos e semi-automáticos.
Segundo Cooper (1985), os tipos mais comuns de conexões usadas em oficinas
hoje em dia são as soldadas, sendo muito comuns também em montagens de campo. De certa
forma, isso representou uma mudança revolucionária, porque durante a década de 30 o tipo
28
mais comum de conexão era a rebitada, que foi progressivamente substituída por parafusos e
soldas devido ao avanço das respectivas tecnologias.
A partir dos anos 80 a automação vem tornando-se um significativo fator em
tecnologia de soldagem e o extensivo uso de soldagens robóticas vem ocorrendo.
1.4 Objetivo e escopo do trabalho
Este trabalho tem como objetivo apresentar a análise do comportamento de vigas
com emendas soldadas com eletrodos revestidos constituídas de perfis soldados com dupla
simetria (viga tipo “I”) submetidas à flexão simples. O estudo foi realizado em seis situações
distintas:
- A primeira refere-se ao ensaio de uma viga sem emenda, utilizando solda
apenas na união das chapas para compor uma seção dupla tipo “I”.
- A segunda situação refere-se ao ensaio de uma viga com apenas uma emenda
soldada na região de maior força cortante e baixo momento fletor, ou seja, na
face do apoio.
- A terceira situação refere-se ao ensaio de uma viga com apenas uma emenda
soldada na região de maior força cortante e maior momento fletor, ou seja, no
ponto de aplicação da carga.
- A quarta situação refere-se ao ensaio de uma viga com apenas uma emenda
soldada na região de maior momento fletor e cortante nulo, ou seja, no meio da
viga.
- A quinta situação refere-se ao ensaio de uma viga com duas emendas soldadas
na região de maior força cortante e maior momento fletor, ou seja, no ponto de
aplicação das cargas.
- Por fim a sexta situação refere-se ao ensaio de uma viga com três emendas
soldadas, duas na região de maior força cortante e maior momento fletor, ou
seja, no ponto de aplicação das cargas e uma no meio da mesma.
Essas vigas foram submetidas à ação de forças concentradas, verificando seus
diversos modos de falha, seus deslocamentos, suas deformações e a carga última de ensaio.
2 PERFIS DE AÇO SOLDADOS TIPO I
2.1 Introdução
No Brasil os perfis laminados e soldados são bem conhecidos e sua utilização já
faz parte de nossa história. Os perfis tipo “I” soldados, da série CVS e VS e “I” laminados são
os mais utilizados para vigas. Pela própria forma da seção são bastante adequados para
resistir, por intermédio das mesas, aos esforços de compressão e de tração. As mesas de perfis
“I” são sempre mais espessas do que as almas.
Os perfis estruturais soldados são aqueles obtidos pelo corte, composição e
soldagem de chapas planas de aço, permitindo grande variedade de formas e dimensões de
seções. Os perfis são classificados em séries, de acordo com a sua utilização na estrutura. A
série VS compreende os perfis soldados para vigas, em que 2 < d / b
f
< 4, já a série CVS
compreende os perfis soldados para vigas e pilares, em que 1 < d / b
f
< 1,5 e por fim a séria
CS compreende os perfis soldados para pilares, em que d / b
f
= 1,0.
Os perfis estão divididos em três categorias de padrão de qualidade de acordo
com sua utilização, montagem e condições de aplicação. Padrão de qualidade I (rigorosa)
para perfis utilizados em estruturas especiais, com exigência de elevado rigor de tolerância,
padrão de qualidade II (normal) para perfis utilizados em estruturas convencionais, tais
como edificações em geral e por fim padrão de qualidade III (comercial) para perfis de usos
gerais.
30
2.2 Vigas de alma cheia
Vigas de alma cheia que possuem a seção transversal em forma de “I” como
mostrada na Figura 2.1:
b
f
= largura da mesa
d = altura total
h = altura entre as faces internas das mesas
t
f
= espessura da mesa
t
w
= espessura da alma
Figura 2.1 - Seção transversal em forma de I
O cálculo das características geométricas das seções transversais I podem ser
calculado através de programas computacionais ou manualmente, fazendo uso das fórmulas
que seguem abaixo.
Área: A = (b
f
x t
f
) x 2 + t
w
x h (2.1)
I
x
= (b
f
x d
3
) / 12 – (b
f
– t
w
) x h
3
/ 12 (2.2)
Inércia
I
y
= 2 x (t
f
x b
f
3
) / 12 + (h x t
w
3
) / 12 (2.3)
r
x
=
x
I
A
(2.4)
Raio de Giração
r
y
=
y
I
A
(2.5)
31
W
x
= I
x
/ YG (2.6)
Módulo de resistência elástico
W
y
= I
y
/ XG (2.7)
Z
x
= (b
f
x t
f
) x (d – t
f
) + (t
w
/ 4) x (d – 2 t
f
)
2
(2.8)
Módulo de resistência plástico
Z
y
= (b
f
2
x t
f
) / 2 + (d – 2 t
f
) t
w
2
/ 4 (2.9)
Constante de Empenamento (2.10)
Momento de inércia a torção I
t
=
3
1
3
b t
Σ ⋅
(2.11)
2.3 Dimensionamento de perfis fletidos
2.3.1 Introdução
As vigas com seção transversal I são as mais indicadas para trabalharem a flexão,
pois possuem maior inércia no plano de flexão (I
x
> I
y
). Isto é, as massas estão mais afastadas
do eixo neutro, porém por serem peças esbeltas, seu dimensionamento deve obedecer as
limitações de flambagens.
A esbeltez de um a chapa (λ) é dada pela relação:
t
b
=
λ
onde:
b = largura da chapa
t = espessura da chapa
Em relação as flambagens estas podem ser:
Flambagem local: perda da estabilidade das chapas comprimidas componentes do
perfil, conforme se ilustra na Figura 2.2.
C
w
= I
y
(d – t
f
)
2
4
32
Flambagem Local da Mesa (FLM)
Flambagem Local da Alma (FLA)
Figura 2.2 - Flambagem local da mesa e da alma
Flambagem global: perda da estabilidade no plano principal da flexão, passando a
apresentar deslocamentos laterais e rotações de torção, Figura 2.3.
Flambagem Lateral com torção (FLT)
Figura 2.3 - Flambagem Lateral com torção
33
Figura 2.4 - Diagrama de deformações para incrementos de carga
Vigas de seção tipo I não-esbeltas são aquelas cujas almas, quando
perpendiculares ao eixo de flexão, têm parâmetro de esbeltez λ inferior ou igual a λ
r
,
conforme a equação (2.13). O dimensionamento deve ser feito como apresentado no anexo D
da NBR 8800/86. Já vigas esbeltas são aquelas que têm o parâmetro de esbeltez λ superior λ
r
,
conforme a equação (2.14) e o dimensionamento deve ser feito como apresentado no anexo F
da NBR 8800/86.
w
t
h
=
λ
<
y
r
f
E
6,5=
λ
(2.13)
w
t
h
=
λ
>
y
r
f
E
6,5=
λ
(2.14)
2.3.2 Resistência ao momento fletor
O momento fletor resistente de cálculo, M
Rd
, deve ser determinado de acordo com
os anexos D ou F da NBR 8800. Devem ser considerados, conforme o caso, os estados limites
últimos de flambagem lateral com torção (FLT), flambagem local da mesa comprimida
(FLM), flambagem local da alma (FLA).
34
No dimensionamento, para que não ocorram estados limites últimos relacionados
ao momento fletor e à força cortante, devem ser atendidas as seguintes condições: M
sd
≤ M
rd
e
V
sd
≤ V
rd
.
Figura 2.5 - Diagrama esbeltez x momento fletor
Ao se fazer um estudo da instabilidade de um chapa, pode-se verificar que a faixa
de esbeltez da chapa e resistência ao momento fletor são as seguintes:
λ
≤
λ
p
→
n pl x y
M M Z f
= = ⋅
(2.15)
λ
p
<
λ
≤
λ
r
→
( )
p
n pl pl r
r p
M M M M
λ λ
λ λ
−
= − −
−
(2.16)
λ
>
λ
r
→
1
2
2
1
b
n cr
C
M M
β
β
λ λ
⋅
= = ⋅ +
(exceto para alma) (2.17)
2.3.3 Barras submetidas à flexão simples
A flexão pode introduzir efeitos globais ou locais, pois uma parte da seção fica
submetida a compressão e a outra a tração. Dessa forma, o projeto de elementos fletidos
envolve verificações de instabilidades locais (mesa comprimida e alma) e instabilidades
globais, cujo fenômeno é flambagem lateral com torção.
( )
r y r x
r y x
M f f W
M f W
= −
= ⋅
(para alma)
35
2.3.3.1 Flambagem local
Devido à compressão que surge na flexão, as chapas que formam a seção podem
apresentar instabilidades locais. Para levar em conta estes efeitos analisa-se a mesa
comprimida (FLM) e a alma comprimida (FLA).
Segundo a NBR 8800/86 o procedimento de cálculo para flambagem local da
alma (FLA) deve ser calculado como segue:
w
t
h
=
λ
(2.18)
3,5
p
y
E
f
λ
=
(2.19)
y
r
f
E
6,5=
λ
(2.20)
r x y
M W f
= ⋅
(2.21)
M
cr
= ver anexo F na NBR 8800/86
Caso onde
λ
= h / t
w
>
λ
r
, sendo que
λ
max
=
0,48 E / [f
y
(f
y
+ 115)]
1/2
(E, f
y
em M
pa
).
Segundo a NBR 8800/86 o procedimento de cálculo para flambagem local da
mesa (FLM) deve ser calculado como segue:
f
f
t
b
2
=
λ
(2.22)
0,38
p
y
E
f
λ
=
(2.23)
y
rr
f
E
K=
λ
(2.24)
36
2
cr
cr c
K E
M W
λ
⋅
= ⋅
(2.25)
para perfis soldados: K
r
= 0,62; K
cr
= 0,38
para perfis laminados: K
r
= 0,82, K
cr
= 0,67
( )
y r c
r
y t
f f W
M
f W
−
≤
⋅
(2.26)
W
c
= módulo elástico do lado comprimido da seção
W
t
= módulo elástico do lado tracionado da seção
f
r
= tensão residual = 115M
Pa
2.3.3.2 Flambagem lateral com torção
O roteiro de cálculo para flambagem lateral com torção segue abaixo:
1. Seções com 2 eixos de simetria
y
b
r
L
=
λ
(2.27)
1,75
p
y
E
f
λ
=
(2.28)
2
1
2
2 2
1
0,707
4
1 1
b
r r
r b
C
M
M C
β
β
λ
β
⋅ ⋅
⋅
= + +
⋅
(2.29)
L
b
= comprimento sem contenção lateral
r
y
= raio de giração da seção em relação ao eixo y
1
T
G E I A
β π
= ⋅ ⋅ ⋅
(2.30)
2
2
2
( )
4
f
T
A d t
E
G I
π
β
−
⋅
= ⋅
⋅
(2.31)
37
r x y
M W f
= ⋅
(2.32)
1
2
2
1
b
cr
C
M
β
β
λ λ
⋅
= ⋅ +
(2.33)
2. Seções com um eixo de simetria
c
b
b
L 12
=
λ
(2.34)
1,50
p
y
E
f
=
λ
(2.35)
λ
y
= valor de
λ
para o qual M
cr
= M
r
b
c
= largura da mesa comprimida
( )
y r c
r
y t
f f W
M
f W
−
≤
⋅
(2.36)
2.3.3.3 Força cortante
A tenção de cisalhamento que ocorre em um ponto p da seção transversal de uma
viga é dado pela expressão (2.37), já conhecida da resistência dos materiais
fv = VQ / Ib (2.37)
onde:
V = força cortante na seção analisada.
Q = momento estático com relação ao eixo neutro.
I = momento de inércia da seção transversal com relação ao eixo neutro.
b = largura da seção transversal.
Para as seções dos perfis I duplamente simétricos e perfis C, o diagrama de forças
cortante apresenta duas particularidades:
38
– Variação brusca da tensão de cisalhamento na transição da mesa para alma
motivado pela variação, também brusca das larguras das seções transversais da
mesa e da alma;
– Pequenos valores de tensão de cisalhamento na mesa.
Por causa dessas particularidades a norma NBR 8800 substitui o diagrama da
resistência dos materiais por um diagrama constante, que corresponde à tensão média de
cisalhamento na alma e, por conseqüência, também a fórmula da tensão de cisalhamento por,
fv = V / Aw, onde Aw é a área da alma do perfil.
Te-se que a resistência de cálculo ao cisalhamento, para perfis I duplamente
simétricos, é dada por:
tw
h
=
λ
(2.38)
1,08
p
y
k E
f
λ
⋅
= (2.39)
1,40
r
y
k E
f
λ
⋅
= (2.40)
onde:
k = 4 + 5,34 (a / h)
2
quando, a / h < 1 (2.41)
k = 5,34 + 4 (a / h)
2
quando, a / h ≥ 1 (2.42)
k = 5,34 para a / h > 3 (chapa longa) (2.43)
λ
≤
λ
p
→
V
n
= V
pl
= 0,6 · A
w
· f
y
(2.44)
λ
p
<
λ
≤
λ
r
→
V
n
= (
λ
p
/
λ
) · V
pl
(2.45)
λ
>
λ
r
→
V
n
= 1,28 (
λ
p
/
λ
)
2
· V
pl
(2.46)
39
Caso sejam necessários enrijecedores transversais de cisalhamento, eles deverão
ser projetados segundo as seguintes condições:
Os enrijecedores são dispensados quando:
w
h
t
λ
=
≤ 2,49
y
E
f
ou (2.47)
260
w
h
t
<
e V
d
< 0,9 · A
w
· 0,6 · f
y
(2.48)
Figura 2.6 - Detalhe dos enrijecedores
Caso seja necessário,
Espaçamento entre enrijecedores:
a / h ≤ [260 / (h / t)]
2
(2.49)
Largura:
b ≤ (b
f
– t
w
) / 2 (2.50)
Espessura para ser classe 3 (eliminar o problema de flambagem):
λ = b / t ≤ 0,55 · (E / fy)
1 / 2
(2.51)
Inércia:
I
≥ (h / 50)
4
(h em cm) (2.52)
40
Com esses valores calcula-se novamente a resistência à força cortante e verifica a
resistência ao esmagamento nos apoios e a resistência à compressão.
2.3.3.4 Limites de flecha
Existem vários processos para a determinação de deslocamentos em estruturas.
Para as estruturas de alma cheia podem ser citados:
- processo da linha elástica
- processo da analogia de Mohr
- processo da carga unitária
Na determinação de deformações, que é um estado limite de utilização, são
empregadas as cargas ou esforços nominais, ao contrário das verificações de resistência, que é
um estado limite último, que empregam cargas ou esforços majorados.
Neste trabalho para limitação das deformações, foi usada a Tabela 26 da
NBR8800/86.
2.3.3.5 Cálculo da flexão simples pelas tensões admissíveis
Quando o dimensionamento se efetua com base nas tensões admissíveis
considera-se que a estrutura, submetida às cargas previstas em normas, funcione nas
condições normais de projeto. Uma estrutura tem a resistência necessária se as tensões
causadas em seus elementos pelas cargas estabelecidas (por normas) não ultrapassam as
tensões admissíveis estabelecidas, que são iguais a uma determinada parte da tensão limite do
material; esta é considerada igual ao limite de escoamento, no caso do aço.
Figura 2.7 - Diagrama de momento fletor
41
δ
max
= M
max
/ W
x
(2.53)
M
max
= f
y
x W
x
(2.54)
P
a
= f
y
x W
x
(2.55)
P
max
= (f
y
x W
x
) / a (2.56)
onde:
δ
max
= tensão máxima
M
max
= Momento Máximo
f
y
= tensão de escoamento
a = distância do apoio ao ponto de aplicação da carga
3 LIGAÇÕES SOLDADAS EM PERFIS SOLDADO TIPO I
3.1 Introdução
Ligações são geralmente usadas para a união de elementos individuais
componentes da estrutura. Atualmente, os dispositivos mais utilizados para a união de
elementos estruturais de aço são os parafusos e a solda.
Segundo Malite et al. (2000), até a década de 50, os rebites eram utilizados com
freqüência, que apesar do bom comportamento estrutural se encontram em desuso atualmente,
devido ao seu alto custo de execução se comparado à solda e aos parafusos.
As ligações soldadas e parafusadas são contempladas por especificações nas
principais normas internacionais e na NBR 8800/86.
As soldas utilizadas na construção civil podem ser classificadas como solda por arco
voltaico e solda por resistência. As soldas por resistência não são tratadas nesse capítulo, pois não
foram usadas nesse trabalho. A obtenção da solda por arco voltaico é devido à fusão das partes
adjacentes e essa fusão do aço é provocada pelo calor produzido pelo arco. Nos tipos mais usuais,
o arco voltaico se dá entre um eletrodo metálico e o aço a soldar, havendo deposição do material
do eletrodo. O material fundido deve ser isolado da atmosfera para evitar formação de impurezas
na solda. O isolamento pode ser feito de diversas maneiras, sendo os mais comuns:
- Eletrodo manual revestido: o revestimento é consumido juntamente com o
eletrodo, transformando-se parte em gases inertes e partes em escória, sendo
esse o utilizado nas emendas soldadas dos perfis estudados nesta pesquisa.
- Arco submerso em material granular fusível: o eletrodo é um fio metálico sem
revestimento, porém o arco voltaico e o material fundido ficam isolados pelo
material granular, sendo este o utilizado na fabricação dos perfis estudados
nesta pesquisa.
Os tipos de solda, de arco voltaico, geralmente utilizados na fabricação de
estruturas de aço constituídas de perfis soldados tipo I:
43
- Solda de entalhe;
- Solda em “orifício” alongado;
- Solda de filete;
- Solda em superfície curva em bisel simples;
- Solda em superfície curva em “V” simples.
As informações necessárias para a correta execução das soldas devem ser
apresentadas de maneira clara e concisa. Em 1940, a AWS (American Welding Society)
recomendou um sistema completo de especificações, por intermédio de símbolos
ideográficos, que foram amplamente aceitos em nível mundial e são utilizados no Brasil.
Os símbolos individuais básicos são postos sob a forma esquemática a fim de
descrever qualquer combinação possível de soldas em uma junta completa. Cada solda
individual, fazendo parte de uma junta completa, deve ser representada.
O símbolo de solda é composto por uma linha de referência, uma seta, uma cauda
(opcional) e uma série de informações posicionadas em locais padronizados sobre este símbolo.
A utilização de solda possui várias vantagens e desvantagens. Segundo Bellei,
dentre as vantagens pode-se citar:
- a economia de material, pois a soldagem permite o aproveitamento total do
material, ou seja, área líquida igual a área bruta. Além disso, as estruturas
soldadas permitem eliminar grande quantidade dos elementos de ligação (chapas
e perfis auxiliares), em relação às estruturas parafusadas (em algumas estruturas
como pontes e treliças é possível economizar 15% ou mais de peso em aço);
- estruturas soldadas são mais “rígidas”, pois os elementos normalmente estão
soldados diretamente um ao outro, diferentemente de conexões parafusadas,
onde a união é feita através de chapas ou cantoneiras;
- conexões soldadas usam uma quantidade menor de peças, tendo como
resultado um menor tempo de detalhe, fabricação e montagem.
Dentre as desvantagens de conexões soldadas pode-se citar:
- estruturas soldadas de grandes extensões sofrem uma redução no comprimento
devido aos efeitos cumulativos de retração;
- necessidade da colocação de geradores quando a energia elétrica é insuficiente;
- conexões soldadas são mais susceptíveis a falhas por fadiga em comparação
com conexões parafusadas.
44
3.2 Dimensionamento de ligações soldadas
3.2.1 Áreas efetivas de cisalhamento e outros parâmetros dos cordões de solda
Um parâmetro muito importante no estudo da resistência de soldas é a garganta
efetiva, que é a parte da solda assumida para ser efetiva na transferência de tensão e pode ser
considerada como uma profundidade mínima do plano de falha esperado (ver Figura 3.1).
Tanto para soldas de filete quanto para soldas em chanfro, além da garganta
efetiva, existem outros importantes parâmetros que devem ser definidos. No caso de soldas de
filete, segundo a SIDERBRÁS, têm-se as seguintes definições (ver Figura 3.1):
- face de fusão: região da superfície original do metal base onde ocorreu a fusão
do metal base e do metal da solda;
- raiz da solda: linha comum as duas faces de fusão;
- perna do filete b: menor dos lados, medidos nas faces de fusão, do maior
triângulo inscrito dentro da seção transversal da solda (o filete de solda é
especificado através da dimensão de sua perna);
- garganta efetiva a: é a mais curta distância entre a raiz da solda e a hipotenusa
desse triângulo inscrito;
- comprimento efetivo da solda L: comprimento total da solda de dimensão
uniforme, incluindo os retornos nas extremidades;
- área efetiva da solda A
W
: área considerada como de resistência da solda, que
é igual à garganta efetiva vezes o comprimento efetivo; (A
W
= a.L) (3.1)
- área teórica da face de fusão AMB: área considerada como de resistência do
metal base junto à solda, que é igual à perna do filete vezes o comprimento
efetivo da solda. (A
MB
= b.L) (3.2)
Figura 3.1 - Definições para filetes de solda. Adaptada de SIDERBRÁS
45
As pernas do filete são usualmente iguais, mas em algumas condições pernas
desiguais são requeridas. Para o caso de filete de pernas iguais a dimensão da garganta efetiva
é 0,707b. A NBR 8800/86, considera que a maior penetração de soldas de filete executadas a
arco submerso justifica uma maior liberdade na definição da garganta efetiva. Nesta
especificação a garganta efetiva para este tipo de solda é:
a = b para b ≤ 9,5 mm (3.3)
a = 0,707b + 2,8 mm para b ≥ 9,5 mm (3.4)
Para as soldas em chanfro, segundo a SIDERBRÁS, são feitas as seguintes
definições e notações, exemplificadas na Figura 3.2, que são: ângulo do chanfro α;
profundidade do chanfro S; nariz do chanfro f; raio do chanfro r; abertura da raiz R.
Figura 3.2 - Definições para soldas em chanfro. Adaptada de SIDERBRÁS
O comprimento efetivo L, que é o comprimento real da solda, no caso de solda em
chanfro, deve coincidir com a largura da peça ligada, já a área efetiva A
W
é o produto da
garganta efetiva pelo comprimento efetivo.
(A
W
= a.L) (3.5)
A garganta efetiva para solda em chanfro de penetração total é a menor espessura
das chapas conectadas. Já a garganta efetiva para soldas em chanfro de penetração parcial
dependem da forma da ligação, exemplificadas na Figura 3.3.
46
Figura 3.3 - Exemplos de gargantas efetivas em soldas de penetração parcial executadas pelo
processo SMAW. Adaptada de Gaylord et al., através da ANSI/AWS D 1.1, 1988
A solda com o chanfro reto (ou sem chanfro) é considerada de penetração parcial
porque ela é soldada por apenas um lado, sem chapa de base.
Segundo a NBR 8800/86, a garganta efetiva para soldas em chanfro de penetração
parcial é apresentada na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 - Garganta efetiva em soldas em chanfro de penetração parcial. Adaptada da NBR 8800
Processo de
soldagem
Posição de
soldagem
Tipo de chanfro Garganta efetiva
Chanfro em J ou U
Chanfro em bisel ou chanfro em V, com ângulo
de abertura ≥ 60º.
Profundidade do chanfro
SMAW
SAW
GMAW
FCAW
Todas
Chanfro em bisel ou chanfro em V, com ângulo
de abertura entre 45º e 60º.
Profundidade do chanfro
menos 3 mm
De acordo com a NBR 8800/86, no que se refere a soldas de tampão em furo ou
rasgo, a área efetiva de cisalhamento para essas soldas deve ser igual a área nominal da seção
transversal do furo ou rasgo, no plano das superfícies em contato.
A NBR 8800/86 especifica, se forem utilizados em uma ligação dois ou mais tipos
de solda, que a resistência de cálculo de cada um desses tipos deve ser determinada
separadamente e referida ao eixo do grupo, para se determinar a resistência de cálculo da
combinação. Todavia, isso não é aplicável se soldas de filete são superpostas a soldas em
chanfro, utilizando-se nos cálculos somente a resistência das últimas.
47
3.3 Resistência de soldas de filete
O comportamento estrutural de soldas de filete varia de acordo com a direção da
força em relação ao eixo da solda, ver Figura 3.4. Quando θ = 90º o eixo da solda é normal à
força, e a solda desenvolve sua mais elevada resistência. Segundo Owens & Cheal (1989),
neste caso a tensão média na garganta efetiva, na ruptura, é aproximadamente igual à
resistência à tração do metal de solda, todavia a ductilidade é muito limitada, com máxima
capacidade de deformação ∆ i/b antes da falha de aproximadamente 0,06. No outro extremo,
quando θ = 0º, o eixo da solda é paralelo à força, e a resistência ao cisalhamento da solda é
limitada para pouco mais que metade da resistência à tração do metal de solda. Todavia, esse
filete apresenta consideravelmente maior ductilidade, onde a máxima capacidade de
deformação antes da falha é maior que 0,15. Direções intermediárias mostram valores
intermediários para resistência e ductilidade. Devido a esta ductilidade, as soldas solicitadas
tanto paralelamente quanto perpendicularmente ao seu eixo são assumidas, para propósito de
projeto, para resistirem igualmente em qualquer lugar ao longo de seu comprimento.
Figura 3.4 - Comportamento força-deformação em filetes de solda.
Adaptada de Salmon & Johnson
48
As especificações AISC/ASD e AISC/LRFD 86 consideram apenas a resistência
de soldas longitudinais (θ = 0º), não prevendo valores maiores desta resistência para outras
direções da solda. Com isto, a resistência ao cisalhamento do filete de solda, por unidade de
comprimento, é dada por (0,60f
wa
). A última edição do AISC, o AISC/LRFD 93, permite
aumentar a resistência da solda em função da direção θ, o que será apresentado mais
adiante.
A verdadeira distribuição de tensões em soldas de filete é complexa. De modo a
exemplificar, Owens & Cheal (1989) mostra na Figura 3.5 uma distribuição de esforços
resultantes no filete de solda sob cisalhamento longitudinal P
s
, cisalhamento transversal P
t
e
tração transversal P
n
. Além dessas forças aplicadas haverá também os momentos M
1
e M
2
atuando nas faces da solda, necessários para o equilíbrio; reações de interface Q provenientes
da contração da solda durante o resfriamento e as forças oriundas de tensões residuais como a
tensão residual longitudinal R mostrada.
Figura 3.5 - Análise de soldas de filete. Adaptada de Owens & Cheal
A Figura 3.6a, adaptada de Salmon & Johnson (1996), mostra a distribuição de
tensões (em serviço) para filetes longitudinais, onde a efetiva variação das tensões de
cisalhamento nos pontos A e B dependem do comprimento da solda e da relação entre as
larguras das chapas presentes na ligação. A Figura 3.6b mostra a típica variação das tensões
de cisalhamento em soldas de filete solicitadas transversalmente ao seu eixo, e a Figura 3.6c a
distribuição de tensões em soldas de filete usadas em conexões “T”, que corresponde a uma
distribuição bem mais complexa.
49
Figura 3.6 - Distribuição típica de tensões em filetes de solda. Adaptada de
Salmon & Johnson
Segundo Owens & Cheal (1989) a mais simples aproximação para projeto é
ignorar a variação da resistência do filete de solda com a direção da força e limitar a tensão na
garganta efetiva a um certo valor. Por exemplo, as forças aplicadas por unidade de
50
comprimento podem ser somadas vetorialmente e então divididas pela garganta efetiva da
solda para determinar uma tensão média. Esta tensão média na garganta efetiva é associada a
uma tensão de cisalhamento na solda, sendo que na realidade ela corresponde à soma vetorial
de tensões normais (tração ou compressão) e cisalhamento.
Segundo Malite et al., citando a NBR 8800/86, a resistência de cálculo de soldas
de filete, soldas em chanfro e soldas de tampão é baseada em dois estados limites últimos: a
ruptura da solda na seção efetiva e o escoamento do metal base na face de fusão.
A NBR 8800/86 também especifica que para soldas de filete, soldas em chanfro e
soldas de tampão em nenhuma situação a resistência da solda poderá ser tomada maior que a
da resistência do metal base na ligação e também deve-se sempre usar para cada metal base o
metal de solda compatível, dado na Tabela 3.2. Esta tabela também fornece algumas
propriedades mecânicas dos eletrodos.
Tabela 3.2 - Propriedades mecânicas dos eletrodos e aços para metal base (A), (B), (C), (D). Adaptada
de Gaylord et al; Salmon & Johnson e NBR 8800
Processos de soldagem e categoria de eletrodo
Propriedades mecânicas
SMAW SAW GMAW FCAW Mín.
resist. à
tração,
MPa
Mín.
limite de
escoa.
MPa
Mín.
along.
Em 2
pol., %
Mín.
resist. ao
impacto J
em -18ºC
Designação ASTM
e ABNT para metais
de bases compatíveis
E60XX 462 345 17-25 * ASTM: A36
(D)
, A53
categoria B, A500, A501,
A529, A507 Grau 40
(D)
,
45
(D)
e 50 A709 Grau 36;
ABNT
(D)
: NBR 6648,
NBR 6649, NBR 6650,
NBR 7007 (MR 250),
NBR 8261 (Grau A)
F6XX-
EXXX
427-552 345 25 *
E70XX 482 393 17-22 *
F7XX-
EXXX
482-655 414 22 *
ER70S-X 496 414 20-22 *
E6XT-X
E7XT-X
(exceto -2,
-3, -10, -GS)
– – – –
E70XX
(F)
F7XX-
EXXX
ER70S-X E7XT-X
(exceto -2,
-3, -10, -GS)
# # # # ASTM: A242
(E)
, A441,
A572 Grau 42 e 50;
A588
(E)
, (t ≤ 100 mm); e
A709 Grau 50 e 50W
ABNT: NBR 5000, NBR
5004, NBR5008
(E)
, NBR
5920
(E)
, NBR 5921
(E)
, NBR
7007 (AR345), NBR 7007
(AR290), NBR 7007
(ARCOR345 A ou B)
(E)
,
NBR 8261 (Graus B e C)
51
E80XX-
X
(F)
551 462 16-19 *
F8XX-
EXX-XX
ER80S-X 551 462 18 27.1
@
E8XTX-X 551-655 469 18 27.1
@
ASTM A572 Grau 60 e 65
E100XX-
X
(F)
689 600 13-16 *
F10XX-
EXX-XX
689-896 606 16 27.1
@
ER100S-X
620 16 27.1
@
E10XTX-X 606 16 27.1
@
ASTM A514 (espessura
acima de 2 1/2”); A709
Grau 100 e 100W (2 1/2”
e 4”)
E110XX-
X
(F)
669 16 *
F11XX-
EXX-XX
675 15 27.1
@
ER110S-X
675 15 27.1
@
E11XTX-X 675 15 27.1
@
ASTM A514 (2 1/2”e
superior); A709 categorias
100 e 100W (2 1/2” e
superior)
(A) Em juntas constituídas de metais base com duas tensões de escoamento ou limites de resistência diferentes entre si, pode ser usado metal
de solda compatível com o metal base de menor resistência; no entanto, devem ser usados eletrodos de baixo hidrogênio se um dos
metais base o exigir.
(B) Quando for feito alívio de tensões nas soldas, o metal da solda não pode conter mais de 0,05% de vanádio.
(C) Ver item 4.16 da AWS D1.1-82 para requisitos referentes ao metal da solda usado com os processos eletro-gás e eletroescória.
(D) Devem ser usados somente eletrodos de baixo hidrogênio ao soldar estes aços, com espessuras maiores que 25 mm, em estruturas
sujeitas à fadiga.
(E) Podem ser necessários processos e materiais de soldagem especiais (Por ex.: eletrodos de baixa liga E80XX) para atender a
características de resistência à corrosão atmosférica e de resistência ao choque.
(F) Somente eletrodos de baixo hidrogênio (E7015, E7016, E7018, E7028)
* Não requerido
@ Aplicável somente para pontes
- Não fornecido
# Equivalente aos anteriores
Para soldas de filete, a NBR 8800/86 apresenta a resistência de cálculo com base
em duas situações relativas ao tipo de solicitação e orientação: tração ou compressão paralelas
ao eixo da solda ou cisalhamento na seção efetiva. No primeiro caso, a resistência de cálculo da
solda é admitida como sendo a mesma do metal base, ou seja, a solda de filete não precisa ser
verificada desde que seja usado metal de solda compatível com o metal base. No segundo caso,
a solicitação de cálculo é associada ao cisalhamento resultante da soma vetorial de todas as
forças de cálculo, produzindo tensões normais ou de cisalhamento na superfície de contato das
partes ligadas, a qual deve ser comparada à resistência de cálculo ao cisalhamento ϕR
n
da solda.
Com base nos estados limites aplicáveis tem-se:
Para ruptura da solda na seção efetiva:
ϕR
n
= ϕA
w
0,60f
w
(3.6)
onde:
A
w
= área efetiva da solda
52
f
w
= resistência mínima à tração do metal da solda (para metal de solda
E60XX, F6X-EXXX e E6XT-X, f
w
= 415 MPa e para E70XX, F7X-
EXXX, ER70S-X e E7XT-X, f
w
= 485 MPa)
ϕ = 0,75
Para escoamento do metal base na face de fusão:
φR
n
= φAMB0,60f
y
(3.7)
onde:
AMB = área teórica da face de fusão que é o produto da menor perna do filete
pelo comprimento da solda
f
y
= limite de escoamento do metal base de menor f
y
na junta
φ = 0,9
Nas expressões anteriores, como se trata de cisalhamento, o valor 0,6 é
proveniente do critério de von Mises aplicado ao caso de cisalhamento puro.
Segundo Salmon & Johnson (1996), de acordo com o AISC/LRFD 93, a
resistência de cálculo de soldas de filete sujeitas a cisalhamento na seção efetiva é baseada em
dois estados limites últimos que são: a ruptura da solda na seção efetiva, que não deve ser
maior que a ruptura do metal base na face de fusão. Nesse caso, metal de solda com
resistência igual ou inferior ao metal de solda compatível pode ser usado. Deste modo, a
resistência de cálculo φR
nw
(equivalente a φR
n
, da NBR 8800) de soldas de filete por unidade
de comprimento é dada por:
Para ruptura da solda na seção efetiva, por tensões de cisalhamento:
φR
nw
= φt
e
0,60FEXX (3.8)
onde:
t
e
= dimensão da garganta efetiva
FEXX = resistência à tração do metal da solda (correspondente a f
w
, da NBR 8800)
φ = 0,75
53
Para ruptura do metal base na face de fusão, por tensões de cisalhamento:
φR
nw
= φt0,60F
u
(3.9)
onde:
t = espessura do metal base ao longo do qual a solda é executada, ou seja,
a perna do filete
F
u
= resistência à tração do metal base
φ = 0,75
Deve-se notar que o AISC/LRFD 93, diferentemente da NBR 8800/86, não leva
em consideração o estado limite último referente ao escoamento do metal base na face de
fusão, mas sim sua ruptura por cisalhamento.
De maneira similar à NBR 8800/86, o AISC/LRFD 93 também considera tração
ou compressão paralelas ao eixo da solda, onde a resistência de cálculo é a mesma do metal
base, indicando que essa resistência por unidade de comprimento deve ser tomada como:
Para escoamento do metal base na face de fusão, por tensões normais:
φR
nw
= φtF
y
(3.10)
onde:
F
y
= limite de escoamento do metal base (correspondente a f
y
, da NBR 8800)
φ = 0,9
Como já mencionado, para filetes de solda cuja direção em relação à força aplicada
difere de θ = 0º, ou seja, filetes não longitudinais, é permitido modificar a expressão 3.8 de
maneira a considerar o aumento de resistência da referida solda em função da direção θ.
φR
nw
= φt
e
0,60FEXX(1,0 + 0,50sen1,5θ) (3.11)
onde:
φ = 0,75
θ = direção do filete em relação à força aplicada, em graus
54
Nota-se que para θ = 90º (filete transversal) a resistência é 50% maior que a do
filete longitudinal (θ = 0º).
As Tabelas 3.3 e 3.4 apresentam a resistência de cálculo ao cisalhamento de
soldas de filete, por unidade de comprimento, de acordo com o AISC/LRFD 93, similar a
NBR 8800/86, para os processos SMAW e SAW, respectivamente.
Tabela 3.3 - Resistência de cálculo ao cisalhamento de soldas de filete φR
n
, em N/mm, pelo processo
SMAW. Adaptada de Salmon & Johnson (1996)
Mínima resistência à tração da solda (MPa)
Dimensao nominal
b (mm)
Garganta efetiva
a (mm)
415 485 550 620 690 760
3 2,12
(a)
396
(a)
463 525 592 659 725
4 2,83 528 617 700 789 878 967
5 3,54 660 772 875 986 1098 1209
6 4.24 792 926 1050 1184 1317 1451
8 5,66 1056 1234 1400 1578 1756 1934
10 7,07 1320 1543 1750 1973 2195 2418
12 8,48 1584 1852 2100 2367 2634 2902
14 9,90 1848 2160 2450 2762 3073 3385
16 11,31 2113 2469 2800 3156 3512 3869
18 12,73 2377 2777 3150 3551 3951 4352
20 14,14 2641 3086 3500 3945 4390 4836
(a) a = 0,707 b = 0,707 (3) = 2,12 mm;
(b) φ a (0,60 f
w
) = 0,75 (2,12) (0,60) 415 = 396 N/mm.
Tabela 3.4 - Resistência de cálculo ao cisalhamento de soldas de filete φR
n
, em N/mm, pelo processo
SAW. Adaptada de Salmon & Johnson (1996)
Mínima resistência à tração da solda (MPa)
Dimensao nominal
b (mm)
Garganta efetiva
a (mm)
415 485 550 620 690 760
3 3
(a)
560
(a)
655 742 837 931 1026
4 4
(a)
747 873 990 1116 1242 1368
5 5
(a)
934 1091 1237 1395 1552 1710
6 6
(a)
1120 1309 1485 1674 1863 2052
8 8
(a)
1494 1746 1980 2232 2484 2736
10 9,87
(b)
1843 2154 2443 2754 3065 3375
12 11,28 2107 2463 2793 3148 3504 3859
14 12,70 2371 2771 3143 3543 3943 4343
16 14,11 2635 3080 3493 3937 4382 4826
18 15,53 2899 3388 3843 4332 4821 5310
20 16,94 3163 3697 4193 4726 5260 5793
(a) a = b = dimensão da perna, para dimensões ≤ 9,5 mm;
(b) a = 0,707 b + 2,8 mm para dimensões > 9,5 mm;
(c) φ a (0,60 f
w
) = 0,75 (2,12) (0,60) 415 = 0,75 (3) (0,60) (415) = 560 N/mm.
55
3.4 Resistência de soldas em chanfro
Segundo Gaylord et al (1992), ligações com soldas de chanfro são mais eficientes
que ligações com soldas de filete, pois requerem menos metal de solda depositado que em
soldas de filete de igual resistência e eliminam a necessidade de elementos adicionais na
conexão, como as cobrejuntas por exemplo. Além disso, devido à sua maior resistência à
tensões cíclicas e ao impacto, são preferíveis para os casos de elementos solicitados
dinamicamente.
3.4.1 Penetração total
Conforme descrito por Salmon & Johnson (1996), soldas em chanfro de
penetração total são projetadas para ter a mesma resistência, na área efetiva, que as partes
presentes na ligação. Soldas sujeitas à tração normal na área efetiva devem ser especificadas
com metal de solda compatível conforme Tabela 3.2. Em compressão, onde a estabilidade
do elemento conectado é usualmente o fator preponderante, permite-se que a resistência do
metal de solda seja uma classificação (10 ksi ou 69 MPa) abaixo do metal de solda
compatível.
Quando se especifica metal de solda compatível, esse é mais resistente que o
metal base, desse modo, a resistência de ligações soldadas é controlada pelas propriedades do
metal base.
O AISC/LRFD 93 apresenta as resistências de cálculo φR
nw
de uma solda de
chanfro de penetração total, de acordo com o tipo e orientação, conforme a Tabela 3.5.
Tabela 3.5 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração total, de acordo com o
AISC/LRFD 93
Tipo de solicitação e orientação
Material
φ
Resistência
nominal
Requerimentos para a resistência da
solda
(a)
Tração normal à seção efetiva
da solda
Base 0,90 F
y
Solda compatível deve ser usada
Compreensão normal à seção
efetiva da solda
Tração ou compreensão
paralelas ao eixo da solda
Base
0,90
F
y
Cisalhamento na seção efetiva Base
Solda
0,90
0,80
0,60F
y
0,60F
EXX
Metal de solda com um nível de
resistência igual ou inferior que o
metal de solda compatível é
permitido
(a) Metal de solda com um nível de resistência acima do metal de solda compatível é permitido.
56
A NBR 8800/86, de maneira similar ao AISC/LRFD 93, estabelece as resistências
de cálculo, conforme a Tabela 3.6.
Tabela 3.6 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração total, de acordo com a NBR 8800
Tipo de solicitação e orientação
φ
Resistência nominal R
n
(a)
Tração ou compreensão paralelas ao eixo da solda Mesma do metal base
Tração normal à seção efetiva da solda
Compreensão normal à seção efetiva da solda
0,90 A
w
f
y
Cisalhamento (soma vetorial) na seção efetiva
0,90
0,75
O menor dos dois valores:
a) Metal base: 0,60A
w
f
y
b) Metal da solda: 0,60A
w
f
w
(a) Em soldas sujeitas à tensões não uniformes, a solicitação de cálculo e a resistência de cálculo serão determinadas com base em
comprimentos efetivos uniformes.
3.4.2 Penetração parcial
Segundo Owens & Cheal, soldas em chanfro de penetração parcial requerem
maior cautela. Devido a perda de ductilidade algumas normas impedem o seu uso no caso de
solicitação de tração.
O AISC/LRFD 93 apresenta as resistências de cálculo φR
nw
, de uma solda de
chanfro de penetração parcial, de acordo com o tipo e orientação, conforme a Tabela 3.7.
Tabela 3.7 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração parcial, de acordo com o
AISC/LRFD 93
Tipo de solicitação e orientação
Material
φ
Resistência
nominal
Requerimentos para a resistência da
solda
(a)
Tração normal à seção efetiva
da solda
Solda compatível deve ser usada
Tração ou compreensão
paralelas ao eixo da solda
(c)
Base
0,90
F
y
Cisalhamento paralelo ao eixo
da solda
Base
Solda
0,90
0,80
0,60F
y
0,60F
EXX
Tração normal à seção efetiva
da solda
Base
Solda
0,90
0,80
0,60F
y
0,60F
EXX
Metal de solda com um nível de
resistência igual ou inferior que o
metal de solda compatível é
permitido
(a) Metal de solda com um nível de resistência acima do metal de solda compatível é permitido.
(b) O cálculo do material conectado é coberto pelas seções J4 e J5 do AISC/LRFD 93.
(c) Soldas de filete e soldas de entalhe de penetração parcial, ligando os elementos componentes de perfis soldados (mesas e almas), podem
ser calculadas sem considerar as tensões de tração ou de compressão nesses elementos, paralelas ao eixo da solda
Para a determinação da resistência de cálculo de soldas de chanfro de penetração
parcial, a NBR 8800/86 também leva em consideração o tipo de solicitação e a orientação. As
resistências de cálculo
φR
n
são apresentadas na Tabela 3.8.
57
Tabela 3.8 - Resistência de cálculo de solda de chanfro de penetração parcial, de acordo com a NBR 8800
Tipo de solicitação e orientação
φ
Resistência nominal R
n
(a)
Tração ou compreensão paralelas ao eixo da solda
(b)
Mesma do metal base
Tração ou compreensão normais à seção efetiva da solda
0,90
0,75
O menor dos dois valores:
a) Metal base: A
w
f
y
b) Metal da solda: 0,60A
w
f
w
Cisalhamento (soma vetorial) na seção efetiva
0,90
0,75
O menor dos dois valores:
a) Metal base: 0,60A
w
f
y
b) Metal da solda: 0,60A
w
f
w
(a) Em soldas sujeitas à tensões não uniformes, a solicitação de cálculo e a resistência de cálculo serão determinadas com base em
comprimentos efetivos unitários.
(b) Soldas de filete e soldas de entalhe de penetração parcial, ligando os elementos componentes de perfis soldados (mesas e almas), podem
ser calculadas sem considerar as tensões de tração ou de compressão nesses elementos, paralelas ao eixo da solda; deverão ser
considerados, entretanto, tensões de cisalhamento causadas pelas forças cortantes e os efeitos locais.
3.5 Resistência de soldas de tampão
Segundo a NBR 8800/86, as soldas de tampão em furos ou rasgos podem ser
usadas para transmitir forças paralelas às superfícies de contato, em ligações por
sobreposição, ou o que é mais freqüente, não serem admitidas como solda estrutural, sendo
especificadas apenas para impedir a flambagem ou a separação das partes sobrepostas.
A resistência de soldas de tampão é baseada na área do plano de cisalhamento
entre as partes conectadas. A NBR 8800/86 e o AISC/LRFD 93 apresentam a resistência de
cálculo de soldas de tampão, admitindo como solicitação resultante o cisalhamento na seção
efetiva. Dessa forma, dois estados limites são aplicáveis:
Ruptura da solda na seção efetiva:
φR
n
= φA
w
0,60f
w
(3.12)
onde:
φ = 0,75
Escoamento do metal base na face de fusão:
φR
n
= φAMB0,60fy (3.13)
onde:
φ = 0,9
58
O AISC/ASD apresenta as tensões admissíveis para soldas de filete, de chanfro e
de tampão admitindo fator de segurança FS = 2. A Tabela 3.9 mostra tais valores.
Tabela 3.9 - Tensões admissíveis nas soldas, de acordo com o AISC/ASD
Tipo de solicitação e orientação Tensão admissível Requerimentos para resistência da solda
(a)
Soldas em chanfro de penetração total
Tração normal à seção efetiva da solda Mesma do metal base Metal de solda compatível deve ser usado
Compreensão norma à seção efetiva da
solda
Mesma do metal base
Tração ou compreensão paralelas ao
eixo da solda
Mesma do metal base
Cisalhamento (soma vetorial) na seção
efetiva
0,30f
w
, excetuando-se a tensão de
cisalhamento no metal base, que
não deverá exceder 0,40f
y
Metal de solda com um nível de resistência
igual ou inferior que o metal de solda
compatível é permitido
Soldas em chanfro de penetração parcial
Compreensão norma à seção efetiva da
solda
Mesma do metal base
Tração ou compreensão paralelas ao
eixo da solda
(b)
Mesma do metal base
Cisalhamento paralelo ao eixo da solda 0,30f
w
, excetuando-se a tensão de
cisalhamento no metal base, que
não deverá exceder 0,40f
y
Tração normal à seção efetiva da solda 0,30f
w
, excetuando-se a tensão de
cisalhamento no metal base, que
não deverá exceder 0,60f
y
Metal de solda com um nível de resistência
igual ou inferior que o metal de solda
compatível é permitido
Soldas de filete
Cisalhamento (soma vetorial) na seção
efetiva
0,30f
w
, excetuando-se a tensão de
cisalhamento no metal base, que
não deverá exceder 0,40f
y
Tração ou compreensão paralelas ao
eixo da solda
(b)
Mesma do metal base
Metal de solda com um nível de resistência
igual ou inferior que o metal de solda
compatível é permitido
Tipo de solicitação e orientação Tensão admissível Requerimentos para resistência da solda
(a)
Soldas de tampão em furos ou rasgos
Cisalhamento (soma vetorial) na seção
efetiva paralela às superfícies de
contato
0,30f
w
, excetuando-se a tensão de
cisalhamento no metal base, que
não deverá exceder 0,40f
y
Metal de solda com um nível de resistência
igual ou inferior que o metal de solda
compatível é permitido
(a) Metal de solda com um nível de resistência acima do metal de solda compatível é permitido.
(b) Soldas de filete e soldas de entalhe de penetração parcial, ligando os elementos componentes de perfis soldados (mesas e almas), podem
ser calculadas sem considerar as tensões de tração ou de compressão nesses elementos, paralelas ao eixo da solda
4 METALUGIA DA SOLDAGEM
4.1 Processos básicos de soldagem
Segundo Gaylord et al. (1992), soldagem é considerada como um processo de
união de partes de metal por meios de aquecimento e pressão, que causa fusão das partes
(soldagem por resistência), ou por meio de aquecimento do metal até sua temperatura de
fusão, com ou sem a adição de metal de enchimento (soldagem por fusão). A soldagem por
fusão usualmente emprega tanto um arco elétrico quanto uma chama de oxiacetileno para o
aquecimento do metal. O arco elétrico é usado pela maioria dos processos de soldagem, sendo
esta utilizada neste trabalho.
De acordo com Quites & Dutra (1979), o arco elétrico é a passagem de corrente
elétrica através de um gás. Porém todo gás é isolante elétrico quando submetido a campos
elétricos de intensidades normais. Para exemplificar, o ar situado entre dois eletrodos
afastados de 1 mm, necessita de uma diferença de potencial de 4.000 volts para tornar-se
condutor. Um gás torna-se condutor quando passa a possuir íons e elétrons livres, ou seja, se
ioniza, e seu comportamento muda totalmente de modo a receber a denominação de plasma,
também chamado de quarto estado da matéria. O arco elétrico é uma forma particular de
plasma, que é mantido por uma diferença de potencial elétrico entre 2 eletrodos. As
partículas de carga têm desta maneira um sentido preferencial de percurso e os seus
choques, entre si, com os eletrodos e com os átomos neutros, criam condições para a
continuidade do processo de soldagem. Com isso, conceitualmente, “arco elétrico é a
passagem de uma grande quantidade de corrente elétrica, que chega a milhares de ampères,
através de uma atmosfera gasosa e entre dois eletrodos submetidos a uma diferença de
potencial que pode ser de uns poucos volts”. A vantagem de se utilizar um arco elétrico
como fonte de calor é a alta concentração de calor, na qual se permite obter em pequeno
espaço, elevadas temperaturas, limitando a zona de influência calorífica; uma outra
vantagem é que o arco pode subsistir em qualquer atmosfera gasosa, proporcionando uma
menor contaminação do banho metálico.
60
O processo mais simples de obtenção de um arco elétrico consiste no aquecimento
do gás existente entre o eletrodo e o material de base, sujeitando-o a um bombardeio de
elétrons. Para se obter isso basta dispor de uma diferença de potencial entre a peça e o
eletrodo (tensão em vazio). Como pode ser visto na Figura 4.1a, quando se toca o eletrodo na
peça (instante t1), a tensão cai rapidamente, não atingindo o valor zero devido a resistência de
contato, com isso a corrente cresce a um valor próximo da corrente de curto-circuito. Deste
modo, por efeito Joule, a região presente no contato se aquece até a incandescência. Com isso,
devido a quantidade de calor liberado torna-se fácil o desprendimento dos elétrons dos átomos
do ambiente gasoso, por efeito da emissão termoiônica da zona incandescente. Deste modo, o
gás se ioniza. Com essa ionização pode-se afastar o eletrodo e o material de base, por
exemplo, em 4 mm, que o arco permanecerá.
De acordo com Quites e Dutra, a forma do arco é aproximadamente cônica, possuindo
seu vértice numa região muito pequena do eletrodo e sua base sobre a peça, como na Figura 4.1b. A
distância entre a mancha catódica, que é a região de incidência do arco no pólo negativo e o centro
de incidência de bombardeio de elétrons, chamado ânodo é o comprimento do arco.
Figura 4.1 – Representação do processo de soldagem do oscilograma da tensão e da corrente.
Adaptada de Quites & Dutra (1979)
61
Os elétrons emitidos do cátodo passam pelo arco e alcançam o ânodo, entregando
a sua energia cinética em forma de calor. Os íons são acelerados próximos à região do cátodo,
colidindo com o mesmo. Com isso, o cátodo é aquecido fornecendo a temperatura necessária
para a emissão de elétrons. Com as colisões mútuas entre as partículas de carga e átomos
neutros, o gás no interior do arco é elevado a temperaturas que chegam a 6.000ºC, formando
um plasma térmico altamente luminoso, formado por elétrons, íons, átomos e moléculas.
De acordo com Wainer et al. (1992), cada processo de soldagem possui suas
vantagens e limitações, e um adequado balanço determinará suas aplicações típicas.
Há processos de soldagem que possuem um uso específico para um determinado
metal. Na Tabela 4.1 são mostradas as vantagens e inconvenientes dos processos e algumas
aplicações e a Tabela 4.2 apresenta em função do tipo e espessura do material, quais os
processos comerciais de soldagem que podem ser aplicados. A seguir serão descritos os
principais processos utilizados em estruturas de aço.
Neste trabalho utilizamos a solda com eletrodo revestido nas emendas soldadas e
a solda arco submerso na fabricação dos perfis metálicos tipo I.
Tabela 4.1 - Características e aplicações de processos de soldagem. Adaptada de Wainer et al.
Processo Vantagens Desvantagens Emprego
Eletrodo
Revestido
(SMAW)
Grande versatilidade no projeto de
junta e na posição de soldagem.
Baixo Custo.
União com excelentes propriedades.
Não exige grandes ajustes da estrutura.
Mão-de-obra habilidosa.
Freqüente mudança de eletrodos.
Na soldagem com várias camadas é
necessário remover a escória em cada
passe.
Processo mais usado na
fabricação, na
manutenção e na
emenda de perfis.
Arco submerso
(SAW)
Processo automático.
Alta taxa de deposição.
Somente na posição plana ou
horizontal.
Restrito aos aços.
Cuidado no posicionamento da junta.
Solda de topo ou em
ângulo com mais de 1
m de comprimento e 5
a 50 mm de espessura.
TIG Grande versatilidade manual ou
automática, tipo de junta, posição de
soldagem.
Soldas com elevada qualidade.
Adequado para metais ferrosos e não
ferrosos.
Elevado custo de consumíveis.
Mão de obra habilidosa.
Soldagem com várias camadas em
solda de topo com espessura acima de
5 mm.
Inadequado para utilização em locais
abertos.
Passe da raiz em aços
ligados.
Usado em união de não
ferrosos e inoxidáveis.
MIG gás inerte Solda com alta qualidade para a
maioria das ligas.
Alta taxa de deposição.
Processo semi ou totalmente
automatizado.
Custo elevado do gás inerte.
Mão de obra habilidosa.
Cuidado com o posicionamento da junta.
Inadequado para utilização em locais
abertos.
Usado em aços
inoxidáveis e ligas não
ferrosas.
MIG pulsado Processo semi-automático.
Todas as posições de soldagem.
Aplicado a maioria das ligas e espessuras.
Qualidade de solda muito boa.
Equipamento complexo.
Custo moderado do processo.
Inadequado para utilização em locais
abertos.
Usado principalmente
em soldagem de aço-
carbono, inox e não
ferrosos.
Eletro-escória Soldagem automática com alta
velocidade.
Alta taxa de deposição.
Usado em aço-carbono e de baixa liga
c/ espessura acima de 50 mm.
Posição vertical de soldagem.
Solda e a zona afetada pelo calor com
estruturas grosseiras, exigindo
tratamento térmico após soldagem.
Cuidado na montagem da estrutura.
Solda de chapas
grossas de aço.
62
Tabela 4.2 - Condições de emprego dos processos de soldagem. Adaptada de Wainer et al.
Materiais Espessuras
Eletrodo
revestido
Arco
Submerso
MIG ou
MAG
FCAW TIG
Eletro
escória
Aço-carbono Até 3 mm
3 a 6 mm
6 a 19 mm
Acima de 19 mm
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
Aço de baixa liga Até 3 mm
3 a 6 mm
6 a 19 mm
Acima de 19 mm
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
4.1.1 Soldagem a arco com eletrodo revestido (SMAW - Shield Metal Arc Welding)
Segundo Wainer et al. (1992), este processo teve início no começo do século
passado, com a utilização de arames nus para cercas, ligados à rede elétrica. Arames
enferrujados ou cobertos de cal proporcionavam uma melhor estabilidade do arco, deste modo
no início da primeira década do século passado o revestimento ácido foi adotado. Revestindo
o arame com asbestos (pó de silicato), a poça de solda ficava protegida, enquanto o uso de
algodão aumentava a penetração do arco, dando início ao revestimento celulósico. Em
meados da década de 1930 desenvolveram-se os revestimentos rutílicos. No início da década
de 1940 desenvolveram-se os revestimentos básicos, e em meados da década de 1950
adicionou-se o pó de ferro. No Brasil esse processo é o mais utilizado, sendo empregado em
grande variedade de aplicações.
Em uma soldagem executada com um eletrodo nu, segundo Quites & Dutra
(1979), após a fusão no ar, o eletrodo perde por oxidação grande quantidade de seu
carbono, manganês e silício, enquanto que o nitrogênio existente no ar forma nitretos.
Esses nitretos juntamente com os óxidos formados, ficam confinados na solda reduzindo
sua resistência e ductilidade. Para evitar isso, é necessário formar em torno do arco uma
atmosfera gasosa, que neste caso, é obtida pela queima do revestimento incorporado no
eletrodo.
Segundo Gaylord et al. (1992), a maioria dos procedimentos de soldagem manual
é executada com processos a arco elétrico com eletrodos revestidos. Neste processo, mostrado
na Figura 4.2, o eletrodo é colocado em um alicate para estabelecer contato elétrico e é
posicionado pelo soldador. O revestimento obtido pelo uso de eletrodos totalmente revestidos
é feito com um material de tal composição, que grandes quantidades de gases são produzidos
no aquecimento do arco, protegendo o metal de solda contra a ação do nitrogênio e do
63
oxigênio da atmosfera, já que nenhum gás protetor é utilizado. O revestimento é fundido em
uma razão mais lenta que o metal do núcleo, o que direciona e concentra o fluxo do arco. O
revestimento também forma uma escória que flutua sobre o metal fundido protegendo-o da
contaminação atmosférica enquanto resfria, além de controlar a taxa de resfriamento,
contribuindo no acabamento do cordão. Essa escória é facilmente removida após ocorrer o
resfriamento.
Segundo Cunha (1985), o revestimento também possui a função de isolamento
elétrico, pois ele é um mau condutor de eletricidade, isolando a alma do eletrodo, evitando-
se assim aberturas de arcos laterais e conseqüentemente orientando o arco; função de
ionização, pois contém silicatos de sódio e potássio que ionizam a atmosfera do arco,
facilitando a passagem da corrente elétrica, originando um arco estável; função metalúrgica,
pois pode contribuir como um elemento de liga, de maneira a alterar as propriedades da
solda.
Figura 4.2 - Representação do processo de soldagem a arco com eletrodo
revestido (SMAW), processo manual. Adaptada de Owens & Cheal
De acordo com Wainer et al., a corrente de soldagem controla todas as
características operatórias do processo, o aspecto do cordão, as propriedades da junta soldada,
além de controlar a magnitude e a distribuição da energia térmica presente no arco. A
intensidade da corrente é um parâmetro determinante, levando em consideração a taxa de
deposição, e é também o mais importante efeito controlador da penetração da solda, da
largura e do reforço do cordão (metal de solda excedente depositado para reforçar o cordão),
além da diluição (metal base fundido na soldagem). A corrente de soldagem possui também
um efeito inversamente proporcional sobre a velocidade de resfriamento.
64
A segunda mais importante variável operacional é a velocidade de avanço. A
altura e a largura do cordão variam inversamente com a velocidade de avanço. Considerando
altas correntes a energia de soldagem pode ser mantida reduzida, com o uso de altas
velocidades de avanço.
Um dos principais fatores limitantes da faixa útil de corrente de soldagem é o
diâmetro do eletrodo. Ele controla a densidade de corrente por unidade de área de seção
transversal da alma do eletrodo. A escolha de um maior diâmetro de eletrodo maximiza a taxa
de deposição, e esse maior diâmetro é função de fatores como a posição de soldagem, formato
do chanfro e tipo de revestimento.
O ângulo do eletrodo em relação a peça é também uma variável importante,
pois ajusta o fluxo térmico, controla o banho na poça de fusão e influencia no formato do
cordão.
Este é certamente o processo mais versátil, podendo ser usado em todas as
posições de soldagem. Além disso, o eletrodo pode ser conduzido a locais de difícil acesso,
onde outros processos não atingem e a montagem do processo é extremamente simples. É
provavelmente, o processo mais comum em fabricação de estruturas.
4.1.2 Soldagem a arco submerso (SAW - Submerged Arc Welding)
Segundo Wainer et al. (1992), esse processo teve início em 1935, sendo utilizado
em fabricação de tubos e navios. No período de 1939-1945 (II Guerra Mundial) seu uso foi
intensificado. No Brasil esse tipo de soldagem é amplamente usado na fabricação de tubos,
navios, perfis, plataformas marítimas, trocadores de calor e equipamentos pesados.
Neste processo o arame eletrodo é alimentado mecanicamente a partir de uma
bobina para a pistola ou cabeçote de soldagem, e pela velocidade mantém-se um comprimento
constante de arco. Além disso, o arco é inteiramente submerso em um fluxo granular, onde
altas correntes podem ser usadas sem perigo do ar suspender gotículas de líquido ou haver
respingos. Esse fluxo granular é um material fusível que é alimentado na área de trabalho por
gravidade em uma quantidade suficiente para submergir o arco completamente. Alguns dos
materiais granulares fundem-se para formar um revestimento sobre a solda, que além de
protege-lá da atmosfera, ajuda no controle do grau de velocidade de resfriamento da mesma.
A Figura 4.3 mostra uma representação de um único arame individual submerso no arco, no
referido processo de soldagem.
65
Figura 4.3 - Representação do processo de soldagem a arco submerso (SAW).
Adaptada de Owens & Cheal
Segundo Wainer et al. (1992), a corrente elétrica determina a taxa de deposição, a
profundidade de penetração da poça de solda, além de controlar a quantidade de metal base
fundido. Uma elevação da corrente aumenta a penetração e a taxa de deposição. Uma corrente
muito alta produz um cordão muito alto e estreito, e mordeduras. Uma corrente muito baixa
produz um arco instável.
O tipo de corrente também influencia no processo de soldagem. A CCPR (+)
(corrente contínua de polaridade reversa) é recomendada quando uma rápida seqüência de
deposição de passes ou penetração total são recomendadas. Essa corrente diminui a
porosidade e melhora o formato do cordão de solda. A CCPD (–) (corrente contínua de
polaridade direta) fornece uma taxa de deposição 30% maior que a obtida por CCPR (+),
produzindo uma menor penetração.
A velocidade de soldagem controla o tamanho do cordão e a penetração.
Velocidades excessivamente altas aumentam a tendência da ocorrência de mordeduras, e
estimulam o apagamento do arco, proporcionando o surgimento de trincas e porosidades.
Velocidades excessivamente baixas produzem cordões em forma de chapéu, sujeitos à trincas,
e cordões rugosos, além de respingos e inclusões de escória, devido à grande poça de solda
formada.
Tem-se também que o aumento da distância tubo de contato/peça, que é a
distância entre o ponto de contato elétrico no bico do cabeçote e a ponta do eletrodo, aumenta
a taxa de deposição.
Um outro fator de influência é a tensão do arco, que influencia a forma da seção
transversal do cordão e a aparência da solda. Deste modo, um aumento da tensão produz um
66
cordão mais amplo e largo, aumenta o consumo de fluxo, aumenta a resistência à porosidade e
aumenta o teor de liga proveniente do fluxo. Contudo, tensões excessivamente altas produzem
cordão em forma de chapéu, sujeito à trincas, além de tornar difícil a remoção da escória.
Utilizando um eletrodo de diâmetro maior, a largura do cordão aumenta e diminui
a densidade da corrente, a penetração e a taxa de deposição.
Segundo Owens & Cheal (1989), a velocidade de deposição para esse processo é
consideravelmente maior, comparada com a soldagem a arco com eletrodo revestido ou
soldagem com CO
2
(MAG). Pode-se ainda aumentar esse grau de deposição pelo uso de dois
ou três arames eletrodos na mesma poça de solda.
A aparência da solda é boa, particularmente devido a natureza automática do
processo e ao natural aplainamento e confinamento da escória fundida. Requisitos mínimos de
proteção não são necessários, pois nenhum arco de soldagem é visível, gerando pouca
fumaça. O uso de altas correntes também produz uma melhor penetração em comparação com
a ocorrida nos outros processos.
As duas principais desvantagens deste processo são: primeiro, devido ao fluxo
granular, pode-se somente ser utilizado em posições planas e horizontais e segundo, em altas
velocidades de deposição, metais de solda de baixa resistência podem ser produzidos devido a
uma associada baixa velocidade de resfriamento, conduzindo para uma microestrutura
altamente refinada. Todavia, o pré aquecimento da chapa pode aliviar esta segunda
desvantagem.
As altas correntes usadas causam considerável fusão do metal base, deste modo
menos metal de enchimento é requerido e a abertura da junta pode ser menor que a necessária
para outros processos de soldagem.
Esse processo de soldagem aplica-se a uma ampla faixa de espessuras, sendo mais
utilizado em soldagem de chapas espessas de aço, como por exemplo: vasos de pressão,
tanques, tubos de grandes diâmetros e vigas.
Nesse processo a alimentação do eletrodo nu e o comprimento do arco são
controlados pelo alimentador de arame e pela fonte de energia, no caso de processo semi-
automático. No caso de processo automático um mecanismo de avanço movimenta tanto o
alimentador do fluxo quanto o arame, e normalmente um sistema de recuperação de fluxo
recircula o fluxo granular não utilizado.
Segundo Owens & Cheal (1989), diâmetros de eletrodos para trabalhos estruturais
variam entre 2 e 5 mm. A voltagem de soldagem varia entre 30 e 40 V. Correntes para
soldagem de um só arame podem atingir 1.200A. A taxa de deposição para soldagem de um
67
só arame pode atingir 300 g/min e 5 vezes esse valor para grupos de diversos arames.
Aplicável a espessuras acima de 5 mm. Até 15 mm de espessura pode-se soldar chapas sem
chanfrar as bordas e, em vários passes, é possível soldar chapas espessas, com até 50 mm.
4.1.3 Soldagem com gás de proteção (GMAW - Gas Metal Arc Welding)
Segundo Wainer et al.(1992), este processo teve início no começo dos anos 30.
Ele foi viabilizado somente depois da II Guerra Mundial, para soldagem de magnésio e suas
ligas e mais tarde para os outros metais, utilizando gás inerte. Posteriormente introduziu-se o
CO
2
.
Esse tipo de soldagem é também chamada de soldagem com gás ativo (MAG),
adequado para soldagem de aços de baixo carbono e aços de baixa liga ou soldagem com gás
inerte (MIG), adequado para soldagem de aços carbono, aços de baixa, média e alta liga, aços
inoxidáveis, alumínio, magnésio, cobre e suas ligas, sendo que este termo é propriamente
aplicado somente para soldagem onde o gás de proteção é argônio ou hélio.
Segundo Owens & Cheal (1989), neste processo, o eletrodo nu, o arco e poça de
solda são protegidos da atmosfera somente pelo gás de proteção, como na Figura 4.4.
Geralmente não há fluxo, não ocorrendo a formação de escórias, que é comum nos outros
processos. Uma mangueira flexível fornece a tocha de soldagem, o arame eletrodo, o gás de
proteção e a corrente elétrica, todos eles automaticamente controlados.
Figura 4.4 - Representação do processo de soldagem com gás de proteção (GMAW).
Adaptada de Owens & Cheal
68
O gás protetor é usualmente dióxido de carbono, algumas vezes com uma certa
adição de argônio, para aços carbono/manganês e aços carbono. O argônio como um gás de
proteção favorece a soldagem de todos os metais, todavia, devido ao seu custo, outros gases
de proteção e suas misturas são aceitáveis e recomendados para a soldagem de aços.
Segundo Gomes, as características deste processo dependem do método de
transferência do eletrodo à poça da solda. Essa transferência pode acontecer por queda livre
quando o material atravessa o arco na forma de gotículas, ou pode acontecer transferência por
curto-circuito, onde o arco é extinto em intervalos regulares e o arame participa do metal de
solda quando entra em contato com a poça de solda fundida.
No método de transferência por queda livre há a subdivisão em transferência
globular, transferência por borrifo e transferência pulsada.
A transferência globular, ver Figura 4.5a (MIG/MAG), que é pouco utilizada, é
caracterizada pela formação de uma gota grande, bem maior que o diâmetro do arame, que se
desprende por gravidade; ocorre em corrente baixa e pode ser conseguida quando arames de
aço são utilizados juntamente com uma proteção de dióxido de carbono. As vezes essa
transferência é irregular e instável, com uma grande quantidade de respingos. Ela pode gerar
falta de penetração, falta de fusão e excessivo reforço do cordão de solda.
Na transferência por borrifo, ver Figura 4.5b (MIG), que é a mais indicada devido
a estabilidade do arco e a alta taxa de deposição, a freqüência de transferência é aumentada e
o arco torna-se mais estável com um baixo nível de respingos. Para isso ocorrer a corrente de
soldagem é aumentada e o gás argônio é usado, diminuindo o tamanho da gota até atingir
aproximadamente o tamanho do arame consumível. Este tipo de transferência, onde a
penetração é elevada, é adequado para soldagem de chapas espessas, devido a quantidade de
calor gerado.
A transferência pulsada, ver Figura 4.5c (MIG) produz transferência por
pulverização em uma corrente de intensidade média, muito mais baixa que aquelas usadas
para transferência por borrifo. Nesse processo os níveis de respingos são desprezíveis. Devido
a menor quantidade de calor gerado pode-se soldar espessuras mais finas. Suas aplicações
incluem soldagem de aços de alta resistência e baixa liga.
No caso de transferência por curto-circuito, ver Figura 4.5d (MIG/MAG) a
corrente de centelhamento é insuficiente para fundir o arame, quando este é dirigido em
direção à chapa. O intervalo do arco gradualmente diminui, levando o arame a tocar na poça
de solda, ocasionando um curto-circuito. A corrente cresce rapidamente e na ruptura do curto-
circuito desprende uma porção do arame e o arco se restabelece. Esse tipo de transferência é
69
recomendado para soldagem de chapas finas em aço carbono, onde a penetração não é grande,
mas existe o problema de respingos e instabilidade do arco.
Figura 4.5 - Esquemas de transferência mostrando o comportamento da tensão e da corrente
de soldagem. Adaptada de Wainer et al.
De uma maneira qualitativa, segundo Wainer et al., a Tabela 4.3 resume algumas
características dos tipos de transferência.
70
Tabela 4.3 - Algumas características dos modos de transferência. Adaptada de Wainer et al.
Tipo de
transferência
Gás de
proteção
Posição de
soldagem
Energia de
soldagem *
Penetração * Estabilidade
de arco
Globular Todos Plana 1,2 1,2 Intermediário
Borrifo Argônio e misturas
ricas em argônio
Plana/Horizontal 1,8 1,8 Boa
Arco Pulsado Argônio e misturas
ricas em argônio
Todas 1,2-1,6 1,2-1,6 Boa
Curto-circuito Todos Todas 1,0 1,0 Ruim
* Valores relativos tomada como base a transferência por curto-circuito.
Segundo Wainer et al. (1992), a adição de gases ativos (CO
2
e/ou oxigênio) aos
gases inertes (argônio e hélio) melhora e estabilidade do arco, além de mudar o contorno do
cordão na seção transversal, diminuir a ocorrência de respingos e de mordedura e aumentar a
penetração.
Esses gases, além de proteger o metal fundido da atmosfera, controlam o arco e as
características de transferência do metal; afetam a penetração, a largura da poça de fusão, a
forma da região soldada e a velocidade de soldagem; influenciam nas perdas de elementos
químicos, na temperatura da poça de fusão, na sensibilidade à fissuração e porosidade e
controlam os defeitos de mordedura. Deve-se levar em consideração que quanto mais denso
for o gás, mais eficiente será a proteção do arco.
A polaridade da corrente influencia no modo de transferência. No processo
MIG/MAG a corrente mais utilizada é a CCPR (+).
Quando se utiliza valores elevados de tensão pode-se ocasionar porosidades,
excesso de respingos e mordeduras. Utilizando valores baixos de tensão, pode-se proporcionar
também o aparecimento de porosidades.
Quando a tocha de soldagem é manual o processo é considerado semi automático
e apesar dos consumíveis serem controlados automaticamente, a habilidade de manipulação é
ainda requerida. Todavia, o processo é usualmente incorporado dentro dos processos
automáticos. Suas vantagens particulares como um “processo automático” é que ele pode ser
utilizado para várias posições de soldagem.
Segundo Owens & Cheal (1989), com seu precoce desenvolvimento, esse
processo possuía uma medíocre reputação em relação à qualidade. Sua aparência não era
muito boa, com muitos respingos. Todavia, com a utilização de operadores habilidosos e
modernas aparelhagens, particularmente àquelas com corrente contínua, a qualidade da solda
nesse processo é hoje comparada com a soldagem a arco com eletrodo revestido, e uma vez
que há eficiente proteção da poça de solda em relação aos elementos atmosféricos, as soldas
71
são mais resistentes, mais dúcteis e mais imunes à ações corrosivas. A velocidade de
deposição é certamente mais alta, conduzindo à uma maior economia. Nesse processo, existe
também uma baixa liberação de gás e fumaça e uma ampla faixa de materiais e espessuras que
podem ser soldadas.
O equipamento de soldagem MIG/MAG, segundo Cunha (1985), consiste em uma
tocha de soldagem, que contém um tubo de contato para transmitir a corrente de soldagem
para o eletrodo e um bico de gás para direcionar o gás de proteção, além de um suprimento de
energia, um suprimento de gás e uma sistema para o acionamento do arame.
Segundo Owens & Cheal (1989), diâmetros típicos de eletrodos para trabalhos
estruturais variam entre 0,75 e 2,00 mm. Voltagens de soldagem variam entre 20 e 30V.
Correntes típicas ficam entre 50 e 200A para transferência por curto circuito e 150 a 500A
para transferência por borrifo. Velocidades de deposição podem atingir 150 g/min para
soldagem descendente com transferência por borrifo.
Um outro processo usando gás inerte é o processo de arco tungstênio (TIG). Nesse
processo, segundo Quites & Dutra (1979), a fusão dos metais é produzida por um arco elétrico
que é produzido em uma atmosfera de gás inerte (argônio, hélio e suas misturas), entre um
eletrodo de tungstênio não consumível e o metal base. O gás possui um caráter ionizante e
protege o metal de solda contra a oxidação. O metal de enchimento, se requerido, é somado
pela alimentação de uma barra de soldagem, dentro da poça de solda. Os eletrodos de
tungstênio embora considerados não consumíveis, se gastam, sendo que um eletrodo de 170
mm possui vida útil de aproximadamente 30 horas.
As características do arco elétrico alteram-se de acordo com o tipo de corrente
utilizada, por exemplo, segundo Wainer et al. (1992), quando se usa corrente contínua de
polaridade direta (eletrodo negativo) existe um fluxo de elétrons em direção ao metal base,
aquecendo-o mais em relação ao eletrodo, tendo como conseqüência uma grande e estreita
penetração. No caso da corrente contínua com polaridade reversa (eletrodo positivo), existe
um fluxo de elétrons em direção ao eletrodo, aquecendo-o mais, tendo como conseqüência
uma pequena e larga penetração.
Esse processo é utilizado em aços comuns e especiais, principalmente em
espessuras finas (inferior a 3 mm). Os eletrodos são relativamente caros e a mão-de-obra para
esse processo deve possuir boa formação e submeter-se a treinamentos adequados.
72
4.1.4 Soldagem arco elétrico com fluxo no núcleo (FCAW-Flux Cored Arc Welding)
A soldagem FCAW é um processo similar ao GMAW (MIG/MAG), porém
utilizando uma escória protetora. Nesse processo, segundo Quites & Dutra (1979), a proteção do
arco é feita pela queima do fluxo em pó contido no arame tubular. Outra maneira de se proteger o
fluxo é envolver o arco por um fluxo adicional de gás protetor aplicado externamente, que flui do
mesmo bocal que emerge o eletrodo. Em ambas as aplicações o material do núcleo do eletrodo,
que contém ingredientes geradores de gases e vapores de proteção do arco elétrico da ação do ar,
produzem uma relativamente fina escória de revestimento para proteger a solidificação do metal
de solda. Essa escória também ajuda a desoxidar o material de base e o metal de solda, além de
introduzir elementos necessários de liga para corrigir a composição química da mesma. Segundo
Gaylord et al., o FCAW é usualmente um processo semi-automático onde o canhão, que controla
a velocidade de alimentação, é mantido e manipulado por um soldador. Esse processo também
pode ser usado em máquinas de soldagem, em que o operador monitora o arco durante a
progressão mecanizada.
4.2 Fluxos de soldagem e classificação de eletrodos
O fluxo, que é um composto granular de origem mineral, protege a poça de fusão
da atmosfera, através da cobertura que a escória fundida exerce sobre o metal. Além disso, o
fluxo purifica a poça de solda, modifica a composição química do metal de solda e influência
no acabamento e nas propriedades mecânicas da solda.
Segundo Owens & Cheal (1989), os fluxos para serem usados nos diversos tipos
de soldagem, variam seus componentes e funções consideravelmente de processo para
processo, mas é possível categorizar seus constituintes nos seguintes tipos:
- formas de gases que se decompõem para suprir gases de proteção quando
ocorre aquecimento. Os carbonatos produzem CO
2
, fluoretos desenvolvem
fluoreto de proteção e materiais orgânicos produzem hidrocarbonetos e CO
2
;
- formas das escórias que produzem a crosta de escória para proteção do metal
de solda após solidificação. Estes incluem carbonetos de cálcio e manganês,
titânio, silício, manganês e óxidos de ferro, silicatos e argilas;
- arcos iniciadores e estabilizadores. Estes são tanto metálicos, tal como níquel
pulverizado ou ferro, ou elementos produzindo íons de potássio e sódio, tal
como feldspato e argila;
73
- agentes de fluxo. Estes reduzem impurezas na solda, e eles são geralmente
carbonatos e óxidos;
- desoxidantes. Reduzem agentes, de modo que ferrosilício, ferromanganês e
ferro triturado são adicionados para reduzir o oxigênio da poça de solda;
- minerais controlando propriedades físicas do fluxo. Estes influenciam o perfil
das gotas e o desprendimento da escória, e inclui muitos dos óxidos e fluoretos
requeridos para outras funções;
- adições metálicas. Ferro triturado e ligas ferrosas podem ser adicionadas para
melhorar o grau de velocidade de deposição;
- aglutinantes tal como mica, silicato de sódio e aglutinantes orgânicos são
adicionados para melhorar a resistência do fluxo.
A AWS classifica os fluxos em quatro tipos, baseada no método de fabricação,
que são: fluxos fundidos, fluxos aglutinados, fluxos aglomerados e fluxos misturados.
A classificação de fluxos varia também com alguns fatores de avaliação de
desempenho, como controle da composição química do metal depositado, capacidade de
conduzir altas correntes para soldar juntas de grandes espessuras em um único passe e
capacidade de soldar pequenas espessuras usando altas velocidades.
Em soldagem eletro-escória há consideravelmente mais tempo disponível para
interações entre o fluxo fundido e a poça de solda, e esta interação pode significativamente alterar
a composição do metal de solda. Independente das adições associadas com essa interação, fluxos
eletro-escória têm muitas similaridades com àqueles por soldagem a arco submerso.
Os eletrodos para soldagem SMAW são classificados com base nas propriedades
mecânicas do metal de solda, com a posição de soldagem, com o tipo de revestimento e com o
tipo da corrente requerida. Eletrodos para SMAW são cobertos pela AWS A5.1 e AWS A5.5.
Cada eletrodo é identificado por um número de código E XXX X X - X, onde E representa
“eletrodo” e X representa um número. Os primeiros dois (ou três) números indicam a mínima
resistência à tração do metal de solda, em ksi. O próximo número denota a posição em que
cada eletrodo pode ser usado. O número 1 significa todas as posições, o número 2 plana e
horizontal, o número 3 soldagem plana somente e o número 4 posição plana, horizontal,
sobrecabeça e vertical descendente. O penúltimo número, que varia de 0 a 8, denota o tipo de
revestimento, o tipo de corrente (contínua ou alternada) e a polaridade (direta ou reversa),
melhor exemplificado na tabela 4.4. Polaridade direta significa que o eletrodo é negativo. A
referência após o traço é utilizada somente pela especificação AWS A-5.5, indicando a
74
composição química do material. Tem-se os seguintes sufixos com as seguintes composições
químicas aproximadas: A1 (0,5% Mo); B1 (0,5% Cr, 0,5% Mo); B2 (1,25% Cr, 0,5% Mo);
B2L (1,25% Cr, 0,5% Mo (baixo carbono)); B4L (2% Cr; 0,5% Mo (baixo carbono)); C1
(2,5% Ni); C2 (3,5% Ni); C3 (1% Ni); B3 (2,25% Cr, 1% Mo); B3L (2,25% Cr, 1% Mo
(baixo carbono)); D1 (1,5% Mn, 1,5% Mo); D2 (2% Mn, 1,5% Mo); G (aço de alta resistência
com 5 diferentes composições de Mn, Ni, Cr, Mo e V); M (aço de alta resistência com 4
diferentes composições de Mn, Ni, Cr, Mo e V).
Os revestimentos dos eletrodos, segundo Quites & Dutra (1979), podem ser
reunidos em três grupos: os revestimentos a base mineral, que protegem o metal de solda dos
efeitos nocivos do oxigênio e nitrogênio do ar; os revestimentos a base de matéria orgânica,
que protegem por meio de uma cortina gasosa; e os revestimentos a base de carbonato de
cálcio, que protegem pelos dois meios. Dentro de cada um desses grupos, têm-se ainda tipos
particulares indicados a seguir:
- revestimento oxidante, composto principalmente de óxido de ferro e manganês;
produz uma escória espessa, compacta e facilmente destacável; produz cordões
de bom aspecto; é usado para soldas “sem responsabilidade”; obtém-se
pequena penetração.
- revestimento ácido, composto a base de óxido de ferro, óxido de manganês e
sílica; produz uma escória abundante de fácil remoção; indicado somente na
posição plana; obtém-se média penetração. Apresentam bons fluxos
estabilizadores e produzem uma solda de excelente qualidade de contorno.
Todavia, a solda muitas vezes terá alto conteúdo de oxigênio, hidrogênio e
silício com conseqüente baixa resistência e dureza.
- revestimento rutílico; possui uma grande quantidade de rutilo (TiO2); produz
uma escória espessa, compacta, facilmente descartável e cordões de bom
aspecto; soldável em todas as posições; obtém-se penetração média ou
pequena; por sua versatilidade é chamado de eletrodo universal.
- revestimento titânico; derivado do tipo rutílico, porém com um mais alto teor
de óxido de titânio e com escória mais fluida; obtém-se média penetração.
- revestimento básico; possui grande quantidade de carbonato de cálcio e possui
um baixo teor de hidrogênio; produz pouca escória e com aspecto vítreo; o
material depositado possui boas características mecânicas; é aplicado em
soldagens de grande responsabilidade e de grandes espessuras; obtém-se média
penetração.
75
- revestimento celulósico; contém grandes quantidades de substâncias orgânicas
combustíveis; produz grandes quantidades de gases protetores e pouca escória;
a soldagem com esse revestimento é difícil em virtude dos gases formados não
serem de fácil ionização; produz muito salpico, resultando uma solda de mau
aspecto; obtém-se grande penetração, porém com aumento do nível de
hidrogênio e da probabilidade de ocorrer trincas.
Os fluxo para arames com fluxo no núcleo, para uso sem qualquer gás de
proteção, não segue a classificação esboçada anteriormente. Todos eles contém fluoreto de
cálcio para dar proteção de gás fluoreto e alguns contém carbonato de cálcio para originar
dióxido de carbono. Em alguns, a desoxidação é conduzida pelo alumínio, em outros pelo pó
de ferro. Rutilo é algumas vezes usado.
Segundo ENGINEERING FOR STEEL CONSTRUCTION, de uma maneira mais
específica, temos que os eletrodos para soldagem SMAW são feitos de uma variedade de
composições de baixo carbono, a partir de um mínimo de 0,05% para um limite entre 0,07% a
0,15%. O revestimento do eletrodo é composto de uma mistura de silicatos aglutinantes e
materiais pulverizados, tal como fluoretos, carbonatos, óxidos, ligas de metal e celulose.
Para soldagem de aços de baixa liga ou de alto carbono, eletrodos de baixo
hidrogênio são requeridos pela AWS para serem usados no processo SMAW para todos os aços.
Quanto maior a resistência à tração de um aço soldado, mais baixa deve ser a
umidade do revestimento do eletrodo para evitar a fissura da solda. Para isso, tem-se os
eletrodos de baixo hidrogênio (E7015, E7016, E7018 e E7028) que contém carbonato de
sódio como revestimento, e possuem uma limitada umidade (hidrogênio) em teor de peso. Os
revestimentos das séries E70 podem conter uma máxima umidade de 0,04%, mas as séries
E120 são limitadas em somente 0,015%.
Combinações de fluxo e eletrodos para SAW são cobertos pela AWS A5.23 e
AWS A5.17. Segundo Cunha, um fluxo para soldagem SAW (F X X) é designado pela letra F
seguida por dois dígitos denotando a mínima resistência à tração do metal de solda
depositado, resultante da combinação do fluxo com determinada classificação de eletrodo (ver
Tabela 4.4). O outro dígito indica a menor temperatura na qual a resistência ao impacto do
metal de solda depositado, iguala ou excede 27 J no ensaio de impacto Charpy de chanfro V,
onde os números 0, 2, 4, 5, 6 e 8 referentes a este dígito, referem-se às temperaturas de ensaio
mínimas de -18ºC, -29ºC, -40ºC, -46ºC, -51ºC, -62ºC, respectivamente, para a obtenção do
mínimo nível de energia de 27 J. A letra Z indica que o ensaio de impacto não é requerido.
76
Tabela 4.4 - Requisitos de propriedades mecânicas para o metal de solda, em soldagem SAW,
conforme AWS A 5.17. Adaptada de Wainer et al.
Classificação do fluxo
Resistência à tração
(MPa)
Limite de escoamento *
(MPa)
Alongamento mínimo*
(%)
F6X-EXXXX 414-552 351 22
F7X-EXXXX 483-655 400 22
* Limite de escoamento mínimo (offset 0,2%) e alongamento medido em comprimento padrão de 51 mm.
Esta classificação é seguida por uma série de letras e números denotando o
eletrodo usado (E XXXX), para classificar o fluxo. A letra E representa “eletrodo”, os
próximos dígitos que variam de dois a quatro referem-se a composição química do eletrodo
(L, M, H significam eletrodos de baixo teor de manganês, médio teor de manganês, e alto teor
de manganês, respectivamente; K significa eletrodo de aço acalmado ao silício). A Tabela 4.5
fornece a composição química desses eletrodos, em porcentagem.
Segundo o ENGINEERING FOR STEEL CONSTRUCTION, os fluxos para esse
processo podem ser tanto fundidos quanto aglomerados, que são constituintes finamente
triturados “colados” junto a silicatos. Esses fluxos devem ser adequadamente armazenados
para evitar umidade.
De acordo com a AWS e segundo Quites & Dutra (1979), os fluxos são
classificados de acordo com as propriedades mecânicas do material depositado por um
determinado eletrodo, em combinação com o fluxo.
Tabela 4.5 - Composição química de eletrodos para soldagem SAW. Adaptada de Cunha
Classificação AWS Carbono Manganês Silício
Baixo Manganês
EL8
EL8K
EL12
0,10
0,10
0,07 a 0,15
0,30 a 0,55
0,30 a 0,55
0,35 a 0,60
0,05
0,10 a 0,20
0,05
Médio Manganês
EM5K*
EM12
EM12K
EM13K
EM15K
0,06
0,07 a 0,15
0,07 a 0,15
0,07 a 0,19
0,12 a 0,20
0,90 a 1,40
0,85 a 1,25
0,85 a 1,25
0,90 a 1,40
0,85 a 1,25
0,40 a 0,70
0,05
0,15 a 0,35
0,45 a 0,70
0,15 a 0,35
Alto Manganês
EH14
0,10 a 0,18
1,75 a 2,25
0,05
* Este eletrodo possui ainda 0,035% de enxofre; 0,03% de fósforo; 0,15% de cobre; 0,05 a 0,15% de titânio; 0,02 a 0,12% de zircônio; e
0,05 a 0,15% de alumínio, além de 0,5% de outros elementos.
Segundo Wainer et al., a Tabela 4.6 apresenta alguns parâmetros de soldagem
para arco submerso automático, tomando-se como base as juntas mostradas.
77
Tabela 4.6 - Parâmetros para soldagem de aço-carbono com soldagem SAW automática. Adaptada de
Wainer et al.
(a) Soldagem usando eletrodo nu de φ de 4,8 mm, para junta de topo com chapa de base de aço, Figura (A). Soldagem em
um único passe. Posição de soldagem plana.
Espessura da
chapa e (mm)
Corrente (A)
CCPR (+)
Tensão
(V)
Velocidade
(cm/min)
t
(mm)
w
(mm)
Folga g
(mm)
4,8 800 32 125 4,8 20 2,4
6,4 850 33 82 6,4 25 3,2
9,5 900 34 60 8,0 25 4,0
12,7 1000 35 42 9,5 25 4,8
(b) Soldagem usando eletrodo nu de φ de 4,8 mm, para junta de topo, Figura (B). Posição de soldagem plana.
Espessura da
chapa e (mm)
Corrente (A)
CCPR (+)
Tensão
(V)
Velocidade
(cm/min)
Passe
6,4 600 31 175 1
6,4 750 33 175 2
9,5 650 33 120 1
9,5 800 35 120 2
12,7 750 35 87 1
12,7 850 36 87 2
16,0 750 35 60 1
16,0 850 36 60 2
19,0 800 36 55 1
19,0 900 37 55 2
(c) Soldagem com eletrodo nu, para junta de topo, Figura (C). Posição de soldagem plana.
Espessura da
chapa e (mm)
Diâmetro do
eletrodo (mm)
Passe
Corrente (A)
CCPR (+)
Tensão
(V)
Velocidade
(cm/min)
Profundidade
a (mm)
Profundidade
b (mm)
6,4 4,0 1 475 29 120 – –
6,4 4,0 2 575 32 120 – –
12,7 4,8 1 700 35 67 – –
12,7 4,8 2 950 36 67 – –
19,0 4,8 1 700 35 75 3,0 10,0
78
(d) Soldagem com eletrodo nu com φ de 4,8 mm, para junta de topo, Figura (D). Posição de soldagem plana.
Espessura da
chapa e (mm)
Passe
Corrente
(A)
Tensão
(V)
Velocidade
(cm/min)
Profundidade
a (mm)
Profundidade
b (mm)
Ângulo
C
Ângulo
D
31,0 1 850 35 34 10,0 16,0 60º 70º
31,0 2 1000 36 30 10,0 16,0 60º 70º
31,0 3 850 35 22 10,0 16,0 60º 70º
38,0 1 1000 36 22 13,0 16,0 70º 90º
38,0 2 1000 36 25 13,0 16,0 70º 90º
38,0 3 950 34 28 13,0 16,0 70º 90º
(e) Soldagem com eletrodo nu com φ de 4,0 mm, com chanfro em V, Figura (E). Corrente: 550 A CCPR (+); tensão: 28 V;
velocidade: 40 cm/min. Posição de soldagem plana.
Espessura da chapa e (mm) 16,0 25,0 38,0
Passe 2-7 2-14 2-28
OBS.: o primeiro passe deve ser feito com eletrodo revestido (E7018), de diâmetro 4 mm, 16 A, 23 V, 20 cm/min.
(f) Soldagem com eletrodo nu, para soldas em ângulo, Figura (F). Soldagem em um só passe. Posição de soldagem plana.
Espessura da
chapa e (mm)
Tamanho do
filete f (mm)
Diâmetro do
Eletrodo (mm)
Corrente (A)
CCPR (+)
Tensão
(V)
Velocidade
(cm/min)
8,0 3,2 3,2 425 26 150
9,5 4,8 4,0 575 28 100
12,7 6,4 4,8 675 31 75
16,0 8,0 4,8 775 34 55
19,0 9,5 4,8 850 35 45
22,0 12,7 4,8 950 36 30
25,0 16,0 4,8 1000 37 22
32,0 19,0 4,8 1000 38 17
(g) Soldas em ângulo em um único passe, Figura (G). Posição de soldagem plana.
Espessura da
chapa e (mm)
Tamanho do
filete f (mm)
Diâmetro do
Eletrodo (mm)
Corrente (A)
CCPR (+)
Tensão
(V)
Velocidade
(cm/min)
8,0 3,2 3,2 425 23 125
9,5 4,8 3,2 420 25 105
11,0 4,8 3,2 450 27 85
12,7 6,4 4,0 525 28 60
16,0 8,0 4,0 575 30 40
Os eletrodos para soldagem GMAW são cobertos pela AWS A5.28 e AWS
A5.18. Esses eletrodos possuem a seguinte denominação ER XX S-X, a letra E representa
“eletrodo”, R significa arame nu (pode ser usado arame alimentado com independente fonte
de aquecimento, ou seja, arco tungstênio), os dois dígitos seguintes identificam a mínima
resistência à tração, em ksi e a letra S significa eletrodo sólido (pode existir eletrodo com
fluxo no núcleo), já o último número identifica a composição química do material.
A Tabela 4.7 retirada da AWS 5.18 e mostrada por Wainer et al. (1992), apresenta
a classificação de eletrodos nus de aço-carbono, fornecendo sua composição química tanto
79
para soldagem TIG, quanto para MIG/MAG, além disso indica requisitos necessários das
propriedades mecânicas para os metais de adição.
Tabela 4.7 - Composição química dos eletrodos nus para soldar aço-carbono e requisitos de
propriedades mecânicas dos cordões de solda em CCPR (+) (soldagem TIG e
MIG/MAG). Adaptada de Wainer et al.
Composição química
(% em peso)
(a)(b)
Classificação
AWS
C Mn Si
Gás de
proteção
Limite de
resistência
MPa
Limite de
escoamento
em 0,2% MPa
Alongamento
em 50 mm %
Requisito
mínimo de
impacto
ER70S-2
(c)
0,07
máx.
0,90 a
1,40
0,40 a
0,70
CO
2
≥ 500 ≥ 420 ≥ 22
27 J a -29ºC
ER70S-3 0,06 a
0,15
0,90 a
1,40
0,45 a
0,70
CO
2
≥ 500 ≥ 420 ≥ 22
27 J a -18ºC
ER70S-4 0,07 a
0,15
1,00 a
1,50
0,65 a
0,80
CO
2
≥ 500 ≥ 420 ≥ 22
Não se aplica
ER70S-5
(d)
0,07 a
0,19
0,90 a
1,40
0,30 a
0,60
CO
2
≥ 500 ≥ 420 ≥ 22
Não se aplica
ER70S-6 0,07 a
0,15
1,40 a
1,85
0,80 a
0,60
CO
2
≥ 500 ≥ 420 ≥ 22
27 J a -29ºC
ER70S-7 0,07 a
0,15
1,50 a
2,00
0,50 a
0,80
CO
2
≥ 500 ≥ 420 ≥ 22
27 J a -18ºC
ER70S-G Sem requisitos de análise
química, por acordo entre
fabricante e susário
Por acordo
entre
fabricante e
usuário
≥ 500 ≥ 420 ≥ 22
Por acordo
entre
fabricante e
usuário
(a) Em todos os tipos especificados P ≤ 0,025%; S ≤ 0,035%; Cu ≤ 0,5%
(b) Níquel, cromo, molibdênio e vanádio podem estar presentes, mas não devem ser adicionados intencionalmente
(c) Possui também 0,05 a 0,15% de Ti; 0,02 a 0,12% de Zr; e 0,05 a 0,15% de Al
(d) Possui também 0,50 a 0,90% de Al
Para a soldagem TIG, a Tabela 4.8 mostra alguns dados para a soldagem de aço-
carbono para as juntas de topo na posição plana mostrada.
Tabela 4.8 - Valores recomendados para soldagem de aço-carbono, em soldagem TIG. Adaptada de
WAINER et al.
Juntas para aço carbono na posição plana, topo a topo
80
Corrente de soldagem
(A)
Espessura
(mm)
Diâmetro do eletrodo
de enchimento
(mm)
Diâmetro do
eletrodo no passe
da raiz (mm)
Velocidade de
soldagem
(cm/mm)
Passe de raiz
Outros passes
Vazão de
argônio
(1/min)
0,5 1,6 – 15-25 15-20 15-30 4
0,8 1,6 – 30-40 25-30 35-50 4
1,0 1,6 0,8 30-50 25-35 35-50 4
1,2 1,6 1,2 40-80 35-70 50-80 4
1,5 1,6 1,2 50-100 50-70 70-100 5
2,0 3,2 1,2 70-100 70-90 80-120 5
Segundo Wainer et al. (1992), a Tabela 4.9a apresenta sugestões de parâmetros de
soldagem MAG com transferência por curto-circuito. Nas Tabelas 4.9b até 4.9e são
fornecidas sugestões de parâmetros de soldagem MIG, levando em consideração transferência
por borrifo. As Tabelas 4.9f, 4.9g e 4.9h apresentam sugestões de parâmetros para soldagem
MAG, levando em consideração transferência globular.
Tabela 4.9 - Parâmetros para soldagem MIG/MAG. Adaptada de Wainer et al.
(a) Parâmetros de soldagem em junta topo a topo na posição plana para aço-carbono ou de baixa liga. (preparação da junta A).
e
(mm)
r
(mm)
φ
φφ
φ do eletrodo
nu (mm)
Velocidade de alimentação
do eletrodo nu (m/min)
Corrente
(A)
Tensão
(V)
Velocidade de
soldagem (cm/min)
1,6 0,8 0,8 6,6 110-130 19 63
1,6 1,6 1,2 4,3 140-160 20 89
3,0 1,2 0,8 7,6 120-140 21 51
3,0 1,6 1,2 4,3 140-160 21 63
OBS.: o gás de proteção é o CO2 puro, com vazão de 15 a 20 l/min; a distância entre o tubo de contato e a peça é de 6 mm; soldagem em
apenas um passe.
(b) Parâmetros de soldagem em junta topo a topo na posição plana para aço-carbono ou de baixa liga. (preparação da junta A).
e
(mm)
r
(mm)
φ
φφ
φ do eletrodo
nu (mm)
Velocidade de alimentação
do eletrodo nu (m/min)
Corrente
(A)
Tensão
(V)
Velocidade de
soldagem (cm/min)
3,2 1,6 0,9 9,2 180-200 1 57
4,8 0 1,6 4,8 340-410 2 64
6,4 4,8 1,6 4,8 300-340 1 24
OBS.: o gás de proteção é o argônio com 5% de oxigênio, com vazão de 18 a 25 l/min; a distância entre o tubo de contato e a peça é de 12 a
16 mm; tensão de 26 a 27 V.
81
(c) Parâmetros de soldagem em junta topo a topo na posição plana para aço-carbono ou de baixa liga. (preparação da junta
B), com r = 2,4 mm e α = 45-600).
e
(mm)
r
(mm)
φ
φφ
φ do eletrodo
nu (mm)
Velocidade de alimentação
do eletrodo nu (m/min)
Corrente
(A)
Tensão
(V)
Velocidade de
soldagem (cm/min)
6,4 2 1,2 10,5 300-350 29-31 48
6,4 2 1,6 4,5 280-320 25-26 36
9,5 2 1,6 5,6 320-370 26-27 36
12,7 4 1,6 5,1 300-350 26-27 48
OBS.: o gás de proteção é o argônio com 5% de oxigênio, com vazão de 18 a 25 l/min; a distância entre o tubo de contato e a peça é de 12 a
16 mm.
4.3 Posições de soldagem e tipos de juntas soldadas
As juntas podem ser executadas de diversas posições de soldagem como mostra a
Figura 4.6a. De acordo com Salmon & Johnson (1996), o tipo de ligação depende de fatores
tais como tamanho e forma dos perfis envolvidos na ligação, o tipo de solicitação, a área
ligada disponível para soldagem e os relativos custos dos vários tipos de soldas. Os tipos
básicos de juntas soldadas são: extremidade, sobreposição, te, canto e borda, como mostrados
na Figura 4.6b, e descritos logo em seguida, segundo Salmon & Johnson (1996).
Figura 4.6 - Juntas soldadas. Adaptada de Gaylord et al.
A junta de extremidade, ou de topo, é usada principalmente para unir as
extremidades de chapas niveladas de mesma espessura ou com espessuras relativamente
próximas. A principal vantagem deste tipo de junta é eliminar a excentricidade desenvolvida
nas juntas de uma só sobreposição. Quando utilizadas em conjunto com soldas em chanfro de
penetração total, as ligações de extremidade minimizam o tamanho de uma conexão e são
82
usualmente mais agradáveis esteticamente. Sua principal desvantagem consiste no fato que as
extremidades para serem conectadas, devem ser especialmente preparadas e muito
cuidadosamente alinhadas antes da soldagem. Pequenos ajustes são possíveis e as partes
devem ser cuidadosamente detalhadas e fabricadas. Devido à estes cuidados, a maioria das
ligações de extremidade são executadas em fabrica onde os processos de soldagem podem ser
mais cuidadosamente controlados.
A junta de sobreposição é o tipo mais comum. Ela tem duas principais vantagens:
facilidade de ajuste, pois as partes presentes na ligação não requerem a precisão na fabricação
exigida nos outros tipos de juntas, podendo ser levemente deslocadas para acomodar
pequenos erros de fabricação ou para fazer ajustes de comprimento; a outra vantagem é a
facilidade de união, pois as extremidades das partes não necessitam de preparações especiais e
são usualmente cortadas com maçarico. As juntas de sobreposição utilizam soldas de filete e
são por essa razão, apropriadas para soldagem tanto em oficina quanto em campo. As partes
são na maioria dos casos simplesmente posicionadas sem o uso de gabaritos especiais, sendo
que ocasionalmente esse posicionamento pode ser feito por um pequeno número de parafusos
de montagem, que podem ser tanto deixados no local ou removidos após a soldagem estar
completada.
Uma outra vantagem das juntas de sobreposição é a facilidade da união de chapas
de diferentes espessuras.
A junta tê é utilizada para fabricar perfis tais como o perfil “T” e o perfil “I”, e
para fixação de enrijecedores em geral.
As juntas de canto são usadas principalmente para constituir seções caixão, sendo
também empregadas na fixação de enrijecedores de extremidade.
As juntas de borda são geralmente não estruturais, sendo freqüentemente
utilizadas para manter duas ou mais chapas em uma determinada posição ou para manter
alinhamento inicial.
4.4 Tipos de soldas
Os quatro tipos usuais de soldas são: filete, chanfro, tampão em furo e tampão em
rasgo (ranhura). Segundo Salmon & Johnson (1996), os quatro tipos representam as seguintes
porcentagens de utilização nas construções soldadas: soldas de filete 80%, soldas em chanfro
15%, e os remanescentes 5% correspondem a tampão em furo, em rasgo e outras soldas especiais.
83
4.4.1 Soldas de filete
As soldas de filete apresentam seção transversal aproximadamente triangular, e
ligam superfícies não coplanares, como na Figura 4.7. Devido a facilidade de execução e
versatilidade, são as mais utilizadas. Os filetes na Figura 4.8a são convexos, mas soldas que
possuem filetes em forma côncava (Figura 4.8c), segundo SIDERBRÁS, são de melhor
qualidade, consomem menos eletrodos, possuem uma melhor penetração e apresentam um
melhor fluxo de tensões, porém sua execução é mais trabalhosa.
Figura 4.7 - Exemplos de soldas de filete. Adaptada de Cooper
Figura 4.8 - Formas para o filete de solda. Adaptada de SIDERBRÁS
Segundo Salmon & Johnson (1996), as soldas de filete geralmente requerem
menor precisão na fabricação, devido à sobreposição das partes, e conseqüentemente são mais
vantajosas para soldagem em campo. Além disso, as extremidades das partes raramente
necessitam preparações especiais, tal como chanfros, desde que as condições da extremidade
resultantes do corte por chama ou corte por cisalhamento sejam adequadas.
4.4.2 Soldas em chanfro
O principal uso de soldas em chanfro é para conectar perfis estruturais que são
alinhados no mesmo plano. Segundo Gaylord et al. (1992), a solda em chanfro é feita na
abertura (chanfro), entre duas partes presentes na ligação. As ligações soldadas em chanfro,
84
podem ser de penetração parcial ou total. Em alguns casos a penetração é intencionalmente
parcial, de tal maneira que a solda é menos profunda que a espessura da parte ligada,
enquanto em outros casos ela é parcial devido ao procedimento de soldagem não produzir
efetiva penetração, caso contrário será uma solda de penetração total. Alguns exemplos de
soldas em chanfro são mostrados na Figura 4.9.
A escolha entre chanfros simples ou duplos é usualmente uma questão do custo de
preparação versus o consumo de metal de solda. De uma maneira geral, segundo Quites &
Dutra (1979), a finalidade da preparação das extremidades a serem soldadas é obter uma junta
adequada para a soldagem, levando em consideração os seguintes aspectos: o processo de
soldagem; a localização da soldagem; a espessura do material e o tipo da junta; as tensões e as
deformações resultantes; a economia na preparação das faces soldadas e na quantidade de
material de preenchimento depositado; a natureza do material de base e a penetração que é
necessária nas faces soldadas.
Figura 4.9 - Exemplo de soldas em chanfro. Adaptada de Cooper
4.4.3 Soldas de tampão em furos e rasgos (ranhura)
Uma solda de tampão é feita pela deposição de metal de solda em um furo
circular, ou em um rasgo, em uma ou duas partes sobrepostas. Este furo, ou rasgo deve ser
preenchido completamente. Essas soldas podem ser usadas exclusivamente em uma conexão,
ou elas podem ser usadas em combinação com soldas de filete como na Figura 4.10. Segundo
85
Salmon & Johnson (1996), a principal finalidade destas soldas é transmitir cisalhamento em
uma ligação de sobreposição, quando o tamanho da conexão limita o comprimento disponível
para o filete. Essas soldas são também indicadas para impedir o empenamento das partes
sobrepostas.
Figura 4.10 - Exemplos de solda de tampão. Adaptada de Salmon & Johnson
4.5 Simbologia de soldagem
Devido à necessidade de um método simples e preciso para a comunicação entre o
projetista e o executor, a AWS (American Welding Society) recomendou, em 1940, um
sistema completo de especificações, por meio de símbolos ideográficos, os quais podem
descrever qualquer combinação possível de soldas em uma junta. Os símbolos padrões da
AWS, indicados na Figura 4.11, indicam o tipo, tamanho, comprimento e localização da
solda, bem como outras instruções especiais. A Figura 4.11b mostra localizações
padronizadas para os vários elementos de um símbolo de soldagem.
86
1 - Cauda do símbolo, que pode ser omitida quando não se usar nenhuma referência;
2 - Símbolo básico de solda ou referência de chanfro de solda a ser consultado;
3 - Linha de referência;
4 - Seta ligando a linha de referência ao lado indicado da junta;
5 - Os elementos constantes desta área permanecem inalterados, mesmo nos casos em que a cauda e a seta do
símbolo são invertidas;
A - Ângulo do chanfro;
F - Símbolo (tipo) de acabamento;
(E) - Garganta efetiva;
L - Comprimento da solda;
P - Espaçamento entre centros de soldas intermitentes;
(N) - Número de soldas por pontos;
R - Abertura da raiz, altura do enchimento para soldas de tampão;
S - Profundidade de preparação: dimensão ou resistência para certas soldas;
T - Especificação, processo ou outra referência.
Figura 4.11 - Símbolos de solda segundo a AWS 2.4
Segundo Bellei, o significado de “lado da seta” e “lado oposto” referem-se à
posição da seta em relação à junta a ser soldada. O símbolo de soldagem para uma solda a ser
executada do “lado da seta” é desenhado no lado inferior da linha de referência. Já o símbolo
de soldagem desenhado na parte superior da linha de referência “lado oposto” significa que a
solda deve ser executada no outro lado da junta. As soldas que envolvem operações em ambos
os lados da junta possuem símbolos nos dois lados da linha de referência.
Carnasciali cita algumas considerações importantes: as setas com seus símbolos
devem ser utilizadas, tanto quanto necessárias, quando houver uma mudança brusca na
direção do cordão, com exceção se o cordão for o mesmo para todo o contorno; todos o
cordões são considerados contínuos, salvo indicações ao contrário; as dimensões, os
comprimentos e os espaçamentos devem ser indicados em milímetros ao lado dos símbolos; a
cauda da seta deve ser utilizada somente quando houver particularidades da soldagem.
87
4.6 Fatores que afetam a qualidade de conexões soldadas
4.6.1 Eletrodos, dispositivos de soldagem e procedimentos
Segundo Salmon & Johnson (1996), o tamanho do eletrodo selecionado é baseado
na dimensão nominal da solda e na satisfatória corrente elétrica dos dispositivos de soldagem.
Desde que a maioria das máquinas de soldagem possuem controles para reduzir a saída de
corrente, eletrodos menores que a máxima capacidade podem facilmente ser acomodados e
utilizados.
Desde que o metal de solda no arco de soldagem é depositado por um campo
eletromagnético e não por gravidade, o soldador não é limitado para posições de soldagem
planas e horizontais. O projetista deverá evitar, sempre quando possível, as posições sobre
cabeça e vertical descendente, uma vez que são as mais difíceis para se executar. As ligações
soldadas em oficina são usualmente executadas nas posições plana e horizontal, mas soldas de
campo podem requerer qualquer posição de soldagem, dependendo da orientação da conexão.
A posição de soldagem para soldas de campo deverá ser cuidadosamente considerada pelo
projetista.
Segundo Gaylord et al. (1992), o posicionamento do eletrodo para a execução da
soldagem é também um fator importante. Para uma solda de filete, o eletrodo comumente
deverá se posicionar no meio do ângulo formado entre as duas faces de fusão. Além disso, ele
deve inclinar-se em aproximadamente 20 graus na direção de percorrimento.
Os mais eficientes filetes de solda são aqueles que podem ser feitos em um único
passe. Grandes filetes de soldas podem usualmente requerer dois ou mais passes, Figura 4.12.
A maior dimensão do filete num único passe depende da posição de soldagem e não deverá
exceder o seguinte: 8 mm na posição horizontal e sobrecabeça, 9,5 mm na posição plana e
12,5 mm na posição vertical.
Figura 4.12 - Solda de filete com múltiplos passes. Adaptada de Gaylord et al.
88
4.6.2 Preparação das juntas
Para soldas de filete não é requerida a preparação das extremidades. Já em soldas
em chanfro, é geralmente necessário preparar as superfícies dos elementos presentes na união.
A preparação ideal das partes tem por objetivos básicos facilitar o acesso do eletrodo em toda
espessura da junta a ser soldada, garantindo que o metal de solda seja satisfatoriamente
depositado e minimizar o volume de metal de solda depositado, pois este é relativamente caro.
O mais crítico passe da soldagem é o primeiro e a parte mais crítica da preparação
da solda é a preparação da raiz. A abertura da raiz é a separação das partes presentes na
ligação e é feita para os eletrodos acessarem a base da conexão.
Para que a poça de solda possa penetrar na face profunda, a abertura da raiz não deve
ser muito estreita, contudo para essa poça ser estabelecida, essa abertura não deve ser muito larga.
Os tamanhos da espessura da raiz e da profundidade da raiz dependem da escolha do processo de
soldagem, das variáveis de soldagem e das posições de soldagem. Segundo Owens & Cheal
(1989), valores típicos dessa abertura para soldagem a arco com eletrodo revestido ou soldagem
semi-automática MAG com CO
2
, são de 2-3 mm e 1-2 mm, respectivamente. Para soldagem a
arco submerso valores típicos podem estar entre 0-2 mm e 4-6 mm, devido à melhor penetração
alcançada com esse processo. Se devido a tolerância estrutural, a abertura da raiz não puder ser
mantida dentro dos limites apropriados, uma chapa de base ou apoio pode ser utilizada em
conjunto com a larga abertura da raiz, para suportar a poça de solda. Preparações de extremidades
típicas para soldas em chanfro são mostradas na Figura 4.13.
89
Figura 4.13 - Preparações de extremidades de soldas em chanfro
Referindo-se à Figura 4.13, segundo SIDERBRÁS, as soldas sem chanfro podem
ser executadas com espessuras até 10 mm pelo processo de soldagem MAG com CO
2
. As
soldas em V tornam-se antieconômicas para chapas com espessuras superiores a 15 mm,
porque necessitam muito material de preenchimento, ocasionando maiores deformações na
chapa. Já as soldas em Y reduzem a quantidade de material de preenchimento. As soldas em
V duplo, muito empregadas em soldas de grande espessura, necessitam menor quantidade de
eletrodos, exigindo porém, solda nos dois lados. Soldas em J e U reduzem o consumo de
eletrodos, mas o chanfro é de execução mais trabalhosa.
4.7 Defeitos na solda
As principais descontinuidades comumente encontradas nos vários processos de
soldagem são mostradas na Tabela 4.10, e analisadas logo depois.
Tabela 4.10 - Descontinuidades encontradas nos processos de soldagem. Adaptada de Cunha
Processo de
soldagem
Porosidade
Inclusão de
escória
Penetração
incompleta
Fusão
incompleta
Mordedura Fissuras
SMAW X X X X X X
SAW X X X X X X
TIG X Inclusão de W X X
GMAW X X X X X X
4.7.1 Mordedura
Mordedura significa um entalhe fundido dentro do metal base adjacente à
extremidade de uma solda e deixado sem preenchimento de metal de solda. A mordedura
mostrada na Figura 4.14a, segundo Owens & Cheal (1989), é geralmente formada quando
grande quantidade de metal base é levado dentro da poça de solda e algum distúrbio na poça
90
impede a deposição neste ponto. Este distúrbio pode ser ocasionado por uma alta corrente,
produzindo excessiva turbulência na poça de solda. Provavelmente a situação mais comum
para este tipo de mordedura, ocorre com a deposição de grandes passes únicos do metal de
solda na posição horizontal/vertical, para formar um filete de solda. Os defeitos de fenda
mostrados na Figura 4.14b ocorrem provavelmente se é produzido aquecimento insuficiente
no metal base, na imediata vizinhança da poça de solda.
Esses defeitos são facilmente detectados visualmente e podem ser corrigidos pela
deposição adicional de material de solda.
Figura 4.14 - Exemplos de defeitos de mordedura.
Adaptada de Owens & Cheal
4.7.2 Inclusões de escória
Essas escórias são partículas não metálicas, de densidade mais baixa que o metal
de solda fundido, usualmente derivadas do fluxo, que são apanhadas pela poça de solda, como
na Figura 4.15. Suas inclusões podem aparecer em soldas de múltiplos passes, e nesta
situação, são usualmente ocasionadas pelo limpamento inadequado entre os passes e também
por um rápido resfriamento da solda que pode capturar a escória antes que ela possa subir
para a superfície. Isso tudo é somado muitas vezes com formas desfavoráveis do filete ou uma
seqüência incorreta do mesmo. Segundo Owens & Cheal (1989), elas podem assumir
considerável comprimento e, por essa razão, influenciar a resistência da seção transversal.
Alternativamente elas podem ocorrer na raiz da solda, usualmente como um resultado da
abertura da raiz ser demasiadamente estreita.
91
Figura 4.15 - Exemplos de inclusão de escória.
Adaptada de Owens & Cheal
4.7.3 Penetração incompleta
Segundo Salmon & Johnson (1996), penetração incompleta significa a solda
estender-se em uma distância mais rasa, através da profundidade do chanfro, onde penetração
completa foi especificada. Isto pode ocorrer na raiz ou raramente entre passes, em uma solda
executada com múltiplos passes (ver Figura 4.16). Esse defeito pode ser causado por corrente
de soldagem insuficiente, dando uma insatisfatória concentração de energia dentro da poça de
solda e também pode ser causado quando um excessivo grau de velocidade de soldagem é
utilizado. Alternativamente, segundo Owens & Cheal (1989), esse defeito pode surgir quando
se utiliza um eletrodo de grande diâmetro na soldagem, quando a abertura da raiz é
demasiadamente pequena, ou quando a seqüência de soldagem do filete de solda é incorreta.
Estes problemas podem ser corrigidos pela modificação do procedimento de soldagem.
Figura 4.16 - Exemplo de falta de penetração.
Adaptada de Owens & Ch Eal
92
4.7.4 Fusão incompleta
Como diz o próprio nome, é a fusão incompleta do metal base e/ou do metal de
solda. Este defeito, exemplificado na Figura 4.17, é uma forma menos extrema de falta de
penetração. Isto pode ser causado por formas mais brandas da mesma falha que conduz a falta
de penetração, como o uso de corrente insuficiente e rápido grau de velocidade de soldagem e
pode, em adição, ser um resultado da contaminação ocasionada por ferrugem, escória, óxidos,
ou outros materiais estranhos presentes na superfície da ligação. Segundo Owens & Cheal
(1989), isto pode ser corrigido por uma melhor limpeza e/ou com uma modificação do
processo de soldagem.
Figura 4.17 - Exemplo de falta de fusão.
Adaptada de Owens & Cheal
4.7.5 Porosidade
Porosidade é a formação de pequenos vazios no metal de solda, e é causada pela
captura de gás na poça de solda fundida, durante o processo de resfriamento. As cavidades são
geralmente esféricas mas podem ser alongadas. Segundo Owens & Cheal (1989), elas surgem
porque a solubilidade do gás na poça de solda diminui quando a temperatura recua. O gás
pode surgir por alguma contaminação da chapa ou do eletrodo, por um turbulento fluxo de gás
quando o processo com proteção gasosa é utilizado, ou também quando se utiliza um longo
arco com fluxos básicos, além do uso excessivo de altas correntes. Segundo Salmon &
Johnson (1996), a porosidade pode ocorrer uniformemente dispersada através da solda, ou ela
pode ser uma grande bolsa concentrada na raiz de um filete de solda ou na raiz próxima à uma
chapa de base, em uma solda em chanfro, devido à ineficiência do processo de soldagem e
descuidado uso destas chapas.
93
4.7.6 Trincas por introdução de hidrogênio na zona afetada pelo calor
Este tipo de trinca, mostrado na Figura 4.18, geralmente ocorre nas zonas afetadas
pelo calor após à soldagem. Segundo Owens & Cheal (1989), as trincas ocorrem com mais
freqüência quando a temperatura abaixa de 300ºC. Entretanto, estas podem não ocorrer
inicialmente e desenvolver-se consideravelmente mais tarde, ou seja, durante a vida útil da
estrutura. O mecanismo de ruptura depende de alguns fatores interligados. O grau de
resfriamento na zona afetada pelo calor pode ser similarmente associado a um rápido
resfriamento, que dependendo da composição do aço, pode causar um considerável
endurecimento e uma perda da sua ductilidade. O hidrogênio pode ser introduzido dentro da
região do arco da solda pela umidade do fluxo ou por contaminação de hidrocarbono. Nas
altas temperaturas, o metal de solda e a zona afetada pelo calor, dissolvem significativas
quantidades de qualquer hidrogênio disponível. Quando a temperatura cai, a solubilidade do
hidrogênio diminui e ocorrem concentrações de gases que formam vazios microscópicos com
alta pressão. O metal de solda pode acomodar-se devido a sua ductilidade, mas a zona afetada
pelo calor torna-se excessivamente quebradiça, desenvolvendo trincas ou fissuras.
Figura 4.18 - Exemplos de trincas na zona afetada pelo calor.
Adaptada de Owens & Cheal
Segundo Owens & Cheal (1989), existem alguns parâmetros chave para eliminar
esta forma de trinca:
- observar a composição do material, onde a suscetibilidade ao aparecimento da
trinca depende da qualidade temperável do material base, que depende de sua
composição, como o elevado teor de carbono;
- o controle do teor de hidrogênio. Independente à composição do material base,
os eletrodos devem sempre estar apropriadamente secos e a junta deve ser livre
de contaminação. Eletrodos básicos (hidrogênio controlado) deverão ser
usados.
94
- o grau de velocidade de resfriamento. Quanto menor a velocidade de
resfriamento, menor é a suscetibilidade de um material tornar-se quebradiço
sob tensão, ocasionada pela introdução de gás. Além disso, uma maior
diminuição do grau de velocidade de resfriamento, fornece mais tempo para o
excesso de hidrogênio dispersar-se na solda e na zona afetada pelo calor.
4.7.7 Trincas devido a solidificação do metal de solda
Segundo Owens & Cheal (1989), esta forma de defeito é usualmente uma trinca
longitudinal que se forma após o metal de solda estar solidificado (ver Figura 4.19). Deste
modo, sabe-se que devido ao fluxo de calor, a porção central da poça de solda é a última a
solidificar-se. Desde que a maioria das impurezas têm ponto de fusão mais baixo que o aço,
elas podem concentrar-se nesta região e formar fitas semi-contínuas de segregados. Somado a
isso, nas soldas contínuas o resfriamento após solidificação tenta contrair a solda e esta por
sua vez pode trincar nestas regiões de fragilidade.
Figura 4.19 - Exemplos de trincas devido a solidificação do metal de solda.
Adaptada de Owens & Cheal
A composição é o parâmetro mais importante no controle desta forma de trinca.
Assim, impurezas como enxofre e fósforo são as mais significativas, e têm que ser
minimizadas no eletrodo e no metal base. Tal como a trinca na zona afetada pelo calor, o grau
de restrição é também um parâmetro significativo.
Essa trinca é mais provável para desenvolver-se com penetração profunda, com
soldagem a arco submerso, devido a alta diluição. Se ela ocorrer nesta situação, uma mudança
no procedimento de soldagem, para menores passes de solda, com baixa energia no arco e
conseqüentemente menor penetração, deverá aliviar o problema. Quando em soldagem
manual, em aços com elevado teor de enxofre, eletrodos básicos com controle de hidrogênio
95
deverão ser utilizados porque eles possuem uma maior ductilidade que os outros eletrodos.
Alternativamente, eletrodos com elevado teor de manganês podem ser usados, porque o
sulfeto de manganês que é formado, tem um ponto de fusão mais elevado que os sulfetos
ferrosos e por esta razão não podem concentrar-se no centro da solda.
4.8 Controle de qualidade da soldagem
Segundo Gaylord et al. (1992), a produção de uma solda idônea é governada por
muitos fatores. O tipo de ligação, sua preparação e execução, a abertura da raiz, etc., são tão
importantes, quanto a posição de soldagem, a corrente de soldagem e voltagem, o
comprimento do arco e o grau de velocidade de percorrimento. A acessibilidade para a
operação de soldagem é também importante, deste modo a qualidade de uma solda é
determinada por uma considerável condição do posicionamento do eletrodo.
Os procedimentos de qualificação procedem com as propriedades dos metais, o
tipo de chanfro e posição de soldagem, o eletrodo e sua dimensão, a corrente e voltagem e os
requerimentos para pré-aquecimento do metal base. O operador deve também ser qualificado
para executar a soldagem, desenvolvendo testes em testemunhos (corpos-de-prova), que
devem apresentar a requerida resistência e ductilidade. Todavia, a qualificação de
procedimentos e do operador não são o bastante para garantir soldas satisfatórias, deste modo,
a inspeção torna-se importante.
A inspeção e o procedimento de controle deverá começar antes que o primeiro
arco seja desferido, contínuo do começo ao fim do procedimento de soldagem, e se
necessário, um pré-teste na ligação deverá ser feito para garantir seu satisfatório desempenho.
É também importante a interpretação dos resultados de inspeção de uma solda,
pois alguns defeitos podem ser relativamente não importantes, enquanto outros podem ser
críticos em específicas situações de serviço.
São apresentados a seguir os principais métodos de inspeção de soldagem.
4.8.1 Inspeção visual
A mais rudimentar forma de checagem de cordões de solda e a mais barata pela
inspeção visual, que depende da competência do observador. Ela pode ser usada para checar a
96
qualidade de preparação da solda, a fissura no passe da raiz, o alinhamento dos passes da
solda em uma solda com múltiplos passes, a limpeza entre os passes, os defeitos de
mordedura, porosidade e contorno da superfície e a geometria final da solda.
Geralmente, usa-se este método como preliminar de um dos outros descritos a
seguir, ou para soldas de menor responsabilidade.
4.8.2 Líquidos penetrantes
Segundo Owens & Cheal (1989), o penetrante é um líquido colorido de baixa
viscosidade que é atraído para dentro de qualquer superfície defeituosa através da ação de
capilaridade. Este líquido é pulverizado sobre a solda e após um breve intervalo de penetração, o
excesso de fluido é cuidadosamente removido. Um revelador, à base de talco ou gesso, é então
pulverizado sobre a solda e nos materiais circunvizinhos. Ele atrairá o penetrante em qualquer
defeito que ele tenha penetrado, por efeito de capilaridade, indicando claramente sua presença,
através da coloração do revelador (ver Figura 4.20). Um procedimento similar consta de um
líquido fluorescente que detecta imperfeições superficiais expostas à uma luz escura.
Figura 4.20 - Esquema do teste de inspeção de fissuras por líquidos penetrantes.
Adaptada de ENGINEERING FOR STEEL CONSTRUCTION
4.8.3 Inspeção por partícula magnética
Esta técnica monitora o vazamento de fluxo magnético que ocorre na presença de
qualquer defeito na superfície ou próximo à superfície (aproximadamente 2,54 mm) quando a
peça base é magnetizada. Usualmente um pó seco magnético vermelho é aplicado na
superfície a ser analisada e um fluxo magnético é induzido no corpo base através de
magnétos. Este pó colorido é atraído por qualquer vazamento do fluxo magnético, deste modo
97
salientando os defeitos (ver Figura 4.21). As partículas mantidas magnetizadas mostram a
localização, o tamanho e a forma das descontinuidades. Segundo Owens & Cheal, para uma
máxima sensibilidade, uma série de direções de fluxo deverão ser analisadas, pois as falhas
somente aparecem, se elas cortam transversalmente a linha de fluxo.
Figura 4.21 - Influência dos defeitos no fluxo magnético.
Adaptada de Owens & Cheal
O sistema de magnetização pode ser desajeitado para certas posição de uso, sendo
mais agradável para testar componentes em uma linha de montagem.
4.8.4 Inspeção radiográfica com raio X e raio Gama
Na inspeção por radiografia usa-se radiações de ondas curtas, tal como raios X ou
raios Gama, para descobrir falhas na superfície e sub-superfície da solda. Deste modo, se uma
solda é sujeita a uma forma de radiação, haverá uma emissão mais alta nas regiões onde
existem defeitos, pois a irradiação encontra menos resistência. Esta variação pode ser
registrada por meios de filmes fotográficos, como na Figura 4.22.
Figura 4.22 - Fundamentos do método de inspeção por radiografia.
Adaptada de Owens & Cheal
98
Segundo Owens & Cheal (1989), é necessário variar a intensidade e o
comprimento de onda das emissões, em ordem para alcançar uma ótima penetração na solda.
Com raios X isto é obtido pela modificação do tubo de voltagem. Um aumento ampliará a
intensidade e reduzirá o comprimento de onda. Isto fornece um mais intenso raio X com
grande penetração. Os raios Gama, geralmente possuem menores comprimentos de onda que
os raios X, dando grandes penetrações.
Diferentes fontes têm diferentes energias e comprimentos de onda. Quanto mais
baixa a energia da fonte, melhor será o contraste no filme. Uma fonte popular é o irídio-192,
que dá um negativo perfeito de alta qualidade para chapas de espessura entre 12-60 mm.
As vantagens dos raios X são que sua intensidade da radiação pode ser variada;
ele é mais sensitivo e desde que a fonte pode ser desligada, é somente necessário tomar
precauções de segurança durante o tempo de exposição, antes de se preocupar com um
contínuo protegimento pesado. Os raios Gama possuem a vantagem do equipamento ser
menor, mais barato e mais móvel que a unidade de raio X, além de fornecerem uma maior
penetração e poderem ser utilizados em seções espessas.
Esses sistemas são muito mais sofisticados que as técnicas descritas
anteriormente. Eles requerem total treinamento dos operadores, complexos equipamentos e
elaboradas precauções de segurança para evitar riscos de radiação. Sua principal vantagem é
que ele possibilita que os defeitos da sub-superfície sejam detectados. Todavia, sua
sensibilidade para defeitos que não possuem uma significativa dimensão na direção ao longo
da espessura é pobre, onde a fissura deve ocupar aproximadamente 1,5% da espessura ao
longo do metal. Além disso, a restrição física para arranjar a fonte oposta de radiação do filme
pode criar dificuldades em geometrias complexas.
O custo dos equipamentos e precauções torna-se esse método o mais caro, com
isso os sistemas ultra-sônicos vem gradualmente suplementado-se e superando a radiografia.
4.8.5 Inspeção ultra-sônica
A inspeção ultra-sônica é efetiva na localização de defeitos existentes na
superfície e sub-superfície da solda. Este processo de inspeção é análogo a um radar. Segundo
Gaylord et al. (1992), ondas sonoras de alta freqüência enviadas através de uma área a ser
inspecionada, são refletidas pelas descontinuidades e densidades diferentes. O som é
produzido por um cristal cerâmico polarizado, energizado por uma corrente elétrica que
99
motiva o cristal a vibrar. A reflexão das ondas de som são monitoradas por um receptor,
convertendo-as para energia elétrica, e exibindo-as com padrões visuais em um osciloscópio.
Segundo Owens & Cheal (1989), dois modos de operação são empregados.
Onde a direção do pulso é normal às superfícies, como na Figura 4.23a, é possível
localizar a profundidade e qualquer defeito diretamente devido ao sistema de auto
calibração. Haverá ecos separados pelo defeito e pela extrema delimitação e uma simples
proporção pode ser usada para determinar a profundidade do defeito. Já onde o pulso está
inclinado em relação à superfície, nenhum eco haverá na face extrema e qualquer eco por
essa razão será prova de um defeito, como mostra a Figura 4.23b. Em muitos casos,
diferentes direções sondadas deverão ser efetuadas, de modo a examinar diferentes partes
da mesma solda.
Figura 4.23 - Exemplos de detecção de defeitos pelo método ultra-sônico.
Adaptada de Owens & Cheal
Com inspeção ultra-sônica é possível sondar defeitos internos em uma larga
variedade de soldas. O equipamento é portátil e seguro e o método pode detectar todos os
mais comuns defeitos encontrados em soldas, com adequada sensibilidade.
Soldas eletro-escória são difíceis para inspecionar por esse método, pois possuem
grânulos extremamente grosseiros; mas em aços de baixa liga o processo pode detectar
descontinuidades planas menores que 0,40mm.
O método de inspeção ultra-sônico é mais versátil, rápido e econômico que o
método radiográfico.
100
Na Tabela 4.11 é resumida as principais características dos métodos de inspeção
aqui discutidos.
Tabela 4.11 - Principais características dos métodos de inspeção de soldas. Adaptada de Bellei e
ENGINEERING FOR STEEL CONSTRUCTION
Método de inspeção
Características Limitações
Visual O mais comum e mais econômico.
Particularmente bom para soldas com um único
passe.
Detecta somente trincas superficiais grosseiras,
excessos e falta de solda e imperfeições.
Líquido penetrante Utilizado quando a geometria da peça é complexa,
dificultando a operação do equipamento de
partículas magnéticas.
Uso instantâneo em qualquer lugar.
Detecta defeitos superficiais como trincas (micro-
trincas da ordem de 0,001 mm de largura),
fissuras, porosidade, mordeduras.
Detecta somente descontinuidades grosseiras.
Ondulações de soldas reentrantes e ranhuras
podem dar falsas indicações.
Exame de custo mais elevado do que o de
partículas magnéticas.
Partícula magnética Detecta defeitos na superfície e sub-superfície
como trincas, fissuras, porosidade, mordeduras e
sobreposição.
Detecta descontinuidades lineares da ordem de
0,5 mm, além de descontinuidades mascaradas
por esmerilhamento, óxido etc., e as escondidas
sob pinturas.
É um exame mais rápido e econômico do que o de
líquido penetrante.
Indicações podem ser apanhadas e preservadas em
fitas plásticas.
Requer relativamente lisura da superfície.
Descuidado uso de pontas magnetizadas podem
abandonar defeitos de golpeamento de arco.
Necessita que o campo magnético seja gerado
perpendicularmente à descontinuidade.
Necessita em certos casos de desmagnetização
da peça.
Limpeza posterior.
Depende da força do campo magnético.
Radiográfico Detecta defeitos internos como porosidade,
escória, vazios, fissuras, irregularidades, falta de
fusão.
Indicado para espessuras entre 4 mm e 70 mm.
Um filme negativo é registrado permanente.
Distinção mais fácil to tipo de descontinuidade
detectada.
Executado em qualquer tipo de superfície.
Defeitos devem ocupar mais que
aproximadamente 1,5% da espessura para
registrar.
Somente fissuras paralelas ao colidimento são
registradas.
Necessidade de acesso pelos dois lados da
superfície inspecionada.
Radiação perigosa, havendo a necessidade de
evacuação de todo pessoal próximo à área em
que está realizando a radiografia.
Tempo de exposição aumenta com a espessura.
Custo mais elevado do que o ultra-sônico.
Resultado duvidoso para soldas de filetes.
Ultra-sônico Detecta fissuras em qualquer orientação, escória,
falta de fusão, inclusões, rupturas lamelares,
vazios.
Pode examinar minuciosamente quase qualquer
espessura comercial.
Alta sensibilidade na detecção de pequenos...
Superfícies devem ser lisas.
Equipamento deve ser freqüentemente
calibrado.
Operador deve ser qualificado.
Grânulos excessivamente grosseiros fornecem
falsas indicações.
Defeitos classificados por tamanho podem não
ser muito...
5 PROGRAMA EXPERIMENTAL
5.1 Introdução
Esse capítulo descreve os ensaios de caracterização do aço e da solda, ensaio da
qualidade da solda com líquido penetrante e os ensaios das vigas metálicas à flexão simples.
As vigas estudadas são constituídas da união de três chapas de aço formando uma
viga de seção dupla tipo “I”, conhecida comercialmente de viga soldada tipo “I”. Essas vigas
são bi-apoiadas sujeitas à aplicação de duas forças concentradas.
Os ensaios das vigas submetidas à flexão simples foram realizados no Laboratório
de Estruturas da Escola de Engenharia Civil da Universidade Federal de Goiás (EEC/UFG).
Já os ensaios de caracterização do aço e da solda foram realizados no Laboratório do Centro
Universitário Luterano de Palmas e os ensaios de líquido penetrante foram realizados durante
o processo de fabricação dos perfis metálicos na indústria.
5.2 Ensaios de caracterização
5.2.1 Caracterização do aço
O aço empregado na fabricação dos perfis estudados nesse trabalho é o USI-SAC-
250 (denominado comercialmente com USI-SAC-41) de fabricação da USIMINAS S.A. Para
a determinação de suas propriedades mecânicas foram realizados ensaios à tração em 6 (seis)
corpos de prova. Nesses ensaios foram obtidos os valores da tensão limite de escoamento (f
y
)
e da tensão limite de ruptura à tração (f
u
).
Os ensaios à tração foram realizados em máquina universal de ensaio (DL-30000;
EMIC), no Laboratório do Centro Universitário Luterano Palmas-TO (ver Figura 5.1).
102
Figura 5.1 - Prensa DL30 000 EMIC
Os procedimentos utilizados nesse ensaio estão prescritos na norma ASTM 370-95
da American Society for Testing and Materials (ASTM). O alongamento foi medido sobre a
base de medida de 50 mm, sendo o valor do módulo de elasticidade (E) admitido igual a
205.000 MPa, valor este normalizado para o aço.
As chapas, das quais os corpos-de-prova foram retirados, foram numeradas de 1 a 4
e os dois corpos de prova correspondentes à mesma chapa são identificados pelas letras A e B.
Os corpos de prova foram retirados de três chapas de aço antes da operação de montagem e
soldagem (aço virgem) sendo estas chapas com espessuras de 6,30 mm e 12,50 mm;
respectivamente. Para cada chapa dois corpos-de-prova foram retirados, num total de 6 corpos
de prova. As dimensões nominais para esses corpos de prova estão indicadas na Figura 5.2.
Figura 5.2 - Dimensões do corpo de prova para ensaio de tração
Na determinação dos valores de resistência nominal da barra, para fins de
utilização neste trabalho, foram utilizados os valores médios obtidos dos ensaios.
103
5.2.2 Caracterização da solda
A fim de caracterizar a solda foram realizados ensaios de tração de acordo com a
especificação da ASME (The American Society of Mechanical Engineers) no Laboratório do
Laboratório do Centro Universitário Luterano de Palmas-TO.
5.2.2.1 Processo de soldagem
O processo de soldagem utilizado nesse trabalho é o especificado como processo
de soldagem por arco elétrico eletrodo revestido (Shielded Metal Arc Welding – SMAW).
Material de base – O material de base é o aço USI-SAC-250 (SAC-41) utilizado
na confecção das vigas estudadas. Esse aço é da família dos aços patináveis ou aclimatáveis
(Weathering Steel), com uso diversificado, o qual compreende desde a fabricação de máquinas
e equipamentos a estruturas, pelo fato de serem, dentro de determinados parâmetros, resistentes
à corrosão atmosférica. A resistência à corrosão atmosférica é obtida pela adição no aço de
elementos de liga como o cobre, o fósforo, o silício e o cromo. A essa família de aços
patináveis, também pertencem os aços Cos-Ar-Cos, Cor-ten, Yan-tem e Ntu-SAC-50.
Pré-aquecimento – O pré-aquecimento tem como finalidade elevar a temperatura
do material base na região próxima à junta a ser soldada até a temperatura desejada.
Material de adição – O material de adição utilizado na soldagem do USI-SAC-41
é o eletrodo revestido da classe AWS E 7018-G, conforme especificação do fabricante do aço
e especificação da ASME SFA-5.5, eletrodo esse conhecido comercialmente como OK 48.23
(ESAB, 2001).
O eletrodo revestido pertencente à classe AWS E 7018-G, pode ser manuseado
em todas as posições (EXX1X). É também um eletrodo do tipo baixo-hidrogênio, com pó de
ferro no revestimento (EXXX8) o que possibilita a sua utilização na polaridade inversa
(CC+). É importante que esse eletrodo seja armazenado apropriadamente, ou seja, em local
seco e livre de umidade.
Pré-aquecimento dos eletrodos – Os eletrodos foram aquecidos à temperatura de
120 a 150 °C, conforme a especificação do fabricante.
104
Preparação dos corpos-de-prova – Os corpos de prova para soldagem foram
retirados de dois pedaços de chapa de 6,30 mm nas dimensões 175x250 mm cada, unidos na
maior dimensão por um cordão de solda. Essas chapas foram cortadas em máquina tipo
pantográfica e as bordas a serem soldadas foram chanfradas com ângulo de chanfro de 75°±5
veja Figura 5.3. O chanfro foi feito por fresa mecânica.
Figura 5.3 - Vista do chanfro para a soldagem das chapas
Após a união das chapas por meio de solda contínua foram retirados 3 corpos-de-
prova para ensaio de tração.
5.2.2.2 Ensaio de tração
Os ensaios à tração foram realizados em máquina universal de ensaio (DL-30000;
EMIC), no Laboratório do Centro Universitário Luterano de Palmas-TO, de acordo com as
especificações prescritas na norma ASTM 370-95 da American Society for Testing and
Materials (ASTM). Os corpos de prova foram numerados de 1 a 3 e suas dimensões estão
ilustradas na Figura 5.4. Tudo de acordo com as prescrições contidas no Boiler and Pressure
Vessel Code da The American Society of Mechanical Engineers – ASME. (QW-150).
Figura 5.4 - Corpo de prova (solda) para ensaio de tração
105
5.3 Ensaios das vigas soldadas tipo “I” submetida à flexão simples
Os ensaios das vigas submetidas à flexão simples foram realizados no Laboratório
de Estruturas da Escola de Engenharia Civil da Universidade Federal de Goiás (EEC/UFG).
Esses ensaios foram divididos em: Teste Preliminar e Ensaios Experimentais.
3.3.1 Teste preliminar
O teste preliminar terá como objetivo básico testar os equipamentos e aferir suas
medições, bem como obter dados úteis à preparação dos demais ensaios constituintes dessa
dissertação.
A viga ensaiada possuia seção tipo “I”, compostas de três chapas, com as seguintes
dimensões: h = 225 mm, b = 150 mm, d = 200 mm, tw = 6,30 mm, tf = 12,50 mm sem emendas
soldadas.
A viga foi posicionada sobre aparelhos de apoio e submetida a dois carregamentos
verticais de mesmo valor, posicionados simetricamente em relação ao eixo vertical de
simetria, simulando assim a situação de flexão simples.
Os deslocamentos verticais foram determinados através de deflectômetros
posicionados ao longo da viga em posições pré-determinadas e as deformações obtidas
mediante extensômetros devidamente posicionados na mesa inferior e na mesa superior da viga.
O carregamento foi aplicado com a ajuda de atuador hidráulico e sua intensidade foi
verificada por uma célula de carga posicionada entre o macaco hidráulico e a viga de reação. O
registro dos dados deu-se por meio de sistema automatizado de coleta de dados (ver Figura 5.5).
Figura 5.5 - Ensaio viga Teste Preliminar
106
Os resultados obtidos neste ensaio não foram bons, pois a viga rompeu por
flambagem lateral com torção antes do esperado. Isto pode ser explico pelo mal
posicionamento da viga, pois a mesma ficou desnivelada criando um momento de segunda
ordem.
5.3.2 Ensaios experimentais
Foram realizados um total de 6 ensaios de vigas à flexão simples. Sendo que
todas as vigas desse trabalho possuem seções “compactas”, a alma e a mesa dessas vigas
possuem esbeltez λ < λ
p
e conseqüentemente, todas elas romperam por plastificação das
suas almas comprimidas. A Tabela 5.1 apresenta os tipos de vigas ensaiadas e os
respectivos ensaios.
Tabela 5.1 - Nomenclatura das vigas ensaiadas
VIGA CARACTERÍSTICA
DIMENSÕES
(mm)
1.0 Sem emenda
2.0 Uma emenda soldada no cortante máximo e momento pequeno
3.0 Uma emenda soldada no cortante máximo e momento máximo
4.0 Uma emenda soldada no cortante nulo e momento máximo
5.0 Duas emendas soldadas no cortante máximo e momento máximo
6.0 Três emendas soldadas no cortante máximo, momento máximo e no
cortante nulo e momento máximo
Perfil I
H = 225 mm
d = 200 mm
Tw = 6.30 mm
Bf = 150 mm
Tf = 12,50 mm
5.3.2.1 Metodologia empregada nos ensaios
O desenvolvimento dos ensaios foi feito, basicamente, utilizando uma
metodologia de ensaios experimentais e os dados coletados foram analisados com auxílio de
microcomputadores e softwares disponíveis.
As vigas são bi-apoiadas em vãos de 2,00 m e sujeitas à aplicação de duas forças
concentradas de mesmo valor eqüidistantes dos apoios, posicionadas a 0,50 m de cada apoio.
Essas forças serão aplicadas por meio de uma viga caixa de seção 250x85x35x6,35 mm de
1,25 m de comprimento. A Figura 5.6 apresenta o esquema geral do conjunto de ensaios.
107
Figura 5.6 - Esquema geral do conjunto dos ensaios
As vigas eram simplesmente apoiadas em blocos rígidos de concreto sobre os quais
as chapas e os cilindros de aço foram posicionados, obtendo-se, assim, a hipótese de viga
simplesmente apoiada, conforme Figuras 5.7 e 5.8. O apoio tipo (a) simula um apoio do 1º
gênero, o qual permite deslocamento horizontal e rotação em torno do eixo longitudinal do
cilindro de apoio. Enquanto o apoio tipo (b) simula um apoio do 2º gênero, restringindo os
deslocamentos e permitindo a rotação em torno do eixo longitudinal do cilindro de apoio. Entre
a chapa inferior do aparelho de apoio e o bloco de concreto, colocou-se gesso de alta resistência
à compressão, o mesmo foi realizado entre a chapa superior do aparelho de apoio e a viga
metálica, garantindo dessa forma uma distribuição de carga uniforme na viga e nos apoios.
Figura 5.7 - Tipos de apoios utilizados nos ensaios
Figura 5.8 - Vista do aparelho de apoio (apoio do 2º gênero)
108
5.3.2.2 Instrumentação e sistema de aquisição de dados
A leitura dos dados referentes ao valor das forças aplicadas e das deformações
medidas pelos extensômetros foi obtida por meio de um sistema de aquisição de dados,
automatizado, com 16 canais, sendo um deles para leitura da célula de carga, interligados
a um terminal modelo SCXI-1001 da National Instruments. Todos os dados foram
recebidos e gerenciados por um software, o LabView. Já as leituras dos deslocamentos
verticais foram feitas mediante o relógio digital do aparelho (deflectômetro) e anotadas
em planilhas.
Figura 5.9 - Computador com o software do sistema de aquisição de dados
Figura 5.10 - Componentes do sistema de aquisição de dados
109
5.3.2.2.1 Atuador hidráulico e célula de carga
As forças foram aplicadas através de atuador hidráulico marca ENERPAC-RC
1008 (Capacidade máxima 1000 kN) acionado manualmente, por meio de uma bomba
hidráulica marca ENEPARC P 801, sendo que a intensidade da força aplicada foi medida por
meio de célula de carga marca KRATOS (Capacidade máxima de 1000 kN) devidamente
calibrada, posicionada entre o atuador hidráulico e a viga de reação, o incremento de carga foi
de 30 em 30 KN, (ver Figura 5.11).
Figura 5.11 - Macaco hidráulico e célula de carga
5.3.2.2.2 Leitura dos deslocamentos verticais (deflectômetros)
Os deslocamentos verticais ao longo do vão foram medidos mediante
deflectômetros digitais marca MYTUTOYO (sensibilidade de 0,01 mm), posicionados na face
dos apoios, a 0,50 m dos apoios, no ponto de aplicação da força, no meio do vão na parte
inferior da viga e nas laterais da viga conforme indicados na Figura 5.12.
A nomenclatura dos deflectômetros foi definida conforme mostra a Figura 5.12
R1 e R7 nas laterais da viga, R2 e R6 na face dos apoios, R3 e R5 para os posicionados a 0,50
m dos apoios, e R4 para os colocados no meio do vão.
110
Figura 5.12 - Disposição dos deflectômetros na seção transversal da viga
5.3.2.2.3 Leitura das deformações específicas (extensômetros)
As deformações ocorridas foram medidas através de extensômetros elétricos de
resistência unidirecionais, marca EXCEL (Tipo PA-06-250BA-120-L), posicionados nas
mesas inferiores e superiores dos perfis constituintes da viga, na seção transversal de acordo
com a situação da viga a ser estudada.
5.3.2.4 Execução dos ensaios das vigas
Para todas as vigas ensaiadas a aplicação de forças foi feita através do incremento
de carga de valor aproximadamente igual a 200 KN. A cada acréscimo foi feito a leitura das
deformações específicas e deslocamentos verticais ocorridos. Antes do ensaio propriamente
dito foi realizado a escorva, ou seja, aplicava-se uma força de valor igual a 10% da força
última prevista e verificava-se o funcionamento de todo o esquema do ensaio e do sistema de
aquisição de dados. Esse procedimento visa também a perfeita acomodação da viga a ser
estudada.
6 APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS
6.1 Introdução
Os resultados apresentados nesse capítulo referem-se aos valores teóricos obtidos
por meio de cálculos e valores experimentais observados nos resultados realizados nos
ensaios das vigas metálicas à flexão simples.
Alguns resultados estão apresentados por meio de tabelas e gráficos, sendo que os
mesmos foram analisados posteriormente.
6.2 Ensaios de caracterização
6.2.1 Caracterização do aço
O aço USI-SAC-250 (SAC-41) possui as seguintes características, segundo o seu
fabricante Tabela 6.1.
Tabela 6.1 - Propriedades mecânicas do aço USI-SAC-41 (USIMINAS, 2000)
Alongamento
Dobramento
(longitudinal)
Espessura (mm) f
y
(MPa) f
u
(MPa)
(mm) % Diâmetro
2.0 ≤ E
sp
≤ 12.7 ≥ 250 ≥ 402 50 19 1.5E
sp
E
sp
– espessura da chapa
Os resultados obtidos na realização dos ensaios de caracterização do aço USI-
SAC 41, estão apresentados na Tabela 6.2. Nesses ensaios foram obtidas a tensão limite de
escoamento (f
y
) e a tensão limite de ruptura à tração (f
u
).
112
Tabela 6.2 - Características mecânicas do aço (USI-SAC-41) obtidas no ensaio a tração
C.P.
Largura
(mm)
Espessura
(mm)
Alongamento
(mm)
Tensão máxima
(MPA)
Tensão de escoamento f
y
(MPa)
Cp1 12,5 6.31 69,32 410 296,0
Cp2 12,61 6.34 68,20 430 327,6
Cp3 12,73 6.33 67,10 415 328,2
Cp4 12,80 12,51 68,45 455 317,3
Cp5 12,65 12,50 69,12 450 295,6
Cp6 12,91 12,53 68,92 460 320,0
MÉDIA 68.51 436.66 314.11
Os valores dos limites de escoamento e ruptura utilizados nos cálculos das
vigas são resultados da média aritmética entre os resultados apresentados na Tabela 6.2,
para cada espessura. Os valores referentes a deformação específica correspondente ao
limite de escoamento (ε
y
) foram obtidos considerando o módulo de elasticidade do aço
igual a E = 205000MPa, valor este normalizado para o aço. A Figura 6.1 ilustra os corpos
de prova ensaiados.
Figura 6.1 - Fotos dos corpos de prova
6.2.1.1 Ensaio de tração
Os resultados obtidos pelo ensaio à tração dos corpos de prova soldados estão
apresentados na Tabela 6.3. Nesses ensaios foram obtidas a tensão limite de escoamento (f
y
),
a tensão limite de ruptura à tração (f
u
) e alongamento.
113
Tabela 6.3 - Características mecânicas do aço obtidas no ensaio a tração de corpos de prova soldados
C.P.
S
(mm²)
Alongamento
(mm)
Alongamento
(%)
f
y
(MPa)
f
u
(MPa)
f
u
/f
y
1 119,38 55,31 14,65 356 471 1,32
2 119,57 56,34 16,70 358 475 1,32
Média 15,67 357 473 1,32
6.2.1.2 Ensaios de líquido penetrante
Os ensaios de líquido penetrante foram realizados na indústria da empresa
Estruturas Metálicas Delta LTDA. Nesse ensaio não foi detectado nenhuma fissura superficial
ou mordedura nas soldas das emendas das vigas.
6.3 Ensaios das vigas soldadas seção tipo “I” submetidas à flexão simples
Os resultados dos ensaios das vigas soldadas seção tipo I apresentados nesse item
se referem aos ensaios experimentais realizados com seção das vigas h = 200 mm, d = 225 mm,
tw = 6,3 mm, bf = 150 mm, tf = 12,5 mm, conforme Figura 6.2.
Figura 6.2 - Seção dos perfis ensaiados
As vigas ensaiadas são compostas de três chapas, compondo uma seção dupla,
cujos valores de suas propriedades geométricas são tabelados, podendo também, serem
calculados manualmente ou com a ajuda de programas específicos. As propriedades
geométricas das vigas desse trabalho foram obtidas mediante a utilização de um programa
computacional (SteelPro) e são mostradas na Tabela 6.4.
114
Tabela 6.4 - Propriedades geométricas da seção transversal das vigas estudadas
Vigas ensaiadas – Ensaio Experimental
Vigas
Dimensões (mm)
A
(cm²)
I
x
(cm
4
)
W
x
(cm³)
r
x
(cm)
I
y
(cm
4
)
W
y
(cm³)
r
y
(cm)
I
t
(cm
4
)
C
w
(cm
6
)
50,1 4.658,28 414,07
9,64 703,54 93,81 3,75 21,20 79.423,27
Nos ensaios realizados foram determinados os valores correspondentes à força
última obtida, o modo de falha ocorrido, os deslocamentos, deformações ocorridas e o
comportamento geral da viga ensaiada, portanto, nesse item esses fenômenos estão
apresentados nesta ordem: modos de ruptura e cargas de ruptura e deslocamentos verticais.
6.3.1 Modos e cargas de ruptura
Força última (P
último
) é aquela força na qual se verifica a ruína total ou parcial da
viga. Nessa fase ocorre o estado limite de resistência do aço, uma vez que a viga não resiste
mais aos esforços a ela transmitidos pelo sistema de aplicação de cargas.
Na Tabela 6.5 encontram-se os resultados observados referentes à força última
(P
último
) e ao momento último (M
último
), bem como os valores calculados “teóricos” do
momento de escoamento (M
y
), da força (P
y
) correspondente ao momento de escoamento, do
plastificação (M
pl
) e o modo de falha observado para cada viga.
Tabela 6.5 - Resultados obtidos no cálculo e nos ensaios a flexão
Vigas ensaiadas – Ensaio experimental
Valores calculados Resultados
Viga
Mn = W · f
y
(tf.m)
P
y
(tf)
M
pl
(tf.m)
M
último
(tf.m)
P
último
(tf)
Modo de
falha
1 9,72 38,91 FLM*
2 11,22 44,90 FLM*
3 10,50 42,00 FLM*
4 10,26 41,04 FLM*
5 10,45 41,80 FLM*
6
10,35 41,40 12,42
11,00 44,00 FLM*
* FLM - Flambagem local da mesa.
Todas as vigas correspondentes aos ensaios experimentais tiveram rupturas iguais,
ou seja, em todas essas vigas ocorreu flambagem local da mesa e posteriormente flambagem
local da alma. A Figura 6.3 ilustra este modo de falha.
115
Figura 6.3 - Exemplo de modo de falha por FLM e FLA
6.3.2 Deslocamentos verticais
Os deslocamentos verticais, conforme descrito no capítulo anterior, foram
medidos por deflectômetros posicionados na face dos apoios, a 0,50 m dos apoios e no meio
do vão na parte inferior da viga e nas laterais da viga.
A nomenclatura dos deflectômetros foi definida como R1 e R7 nas laterais da
viga, R2 e R6 na face dos apoios, R3 e R5 para os posicionados a 0,50 m dos apoios, e R4
para os colocados no meio do vão.
Os gráficos a seguir mostram para cada viga estudada os deslocamentos verticais
ocorridos, respectivamente; a força aplicada (P) para cada deslocamento medido; bem como a
reta representativa da linha elástica para a situação de carregamento adotada.
- Viga 01 (SEM EMENDA)
Figura 6.4 - Viga 01 sem emenda soldada
116
Figura 6.5 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 01
- Viga 02 (EMENDA NO APOIO)
Figura 6.6 - Viga 02 com emenda soldada na face do apoio
Figura 6.7 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 02
117
- Viga 03 (EMENDA NO POMTO DE APLICAÇÃO DA CARGA)
Figura 6.8 - Viga 03 com emenda soldada no ponto de aplicação da carga
Figura 6.9 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 03
- Viga 04 (EMENDA SOLDADA NO MEIO DO VÃO)
Figura 6.10 - Viga 04 com emenda soldada no meio do vão
118
Figura 6.11 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 04
- Viga 05 (COM DUAS EMENDAS SOLDADAS NOS PONTOS DE APLICAÇÃO DAS
CARGAS)
Figura 6.12 - Viga 05 com duas emendas soldadas no ponto de
aplicação das cargas
119
Figura 6.13 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 05
- Viga 06 (COM TRÊS EMENDAS SOLDADAS UMA NO MEIO DO VÃO E DUAS
NOS PONTOS DE APLICAÇÃO DAS CARGAS)
Figura 6.14 - Viga 06 com três emendas soldadas uma no meio
do vão e duas nos pontos de aplicação das cargas
120
Figura 6.15 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 06
Conforme o anexo C da NBR 8800/86 o deslocamento admissível para vigas de
cobertura em geral e para vigas de piso em geral é de L/250 e L/350, respectivamente.
Sendo assim, para estes dois usos específicos de vigas os deslocamentos admissíveis iguais
a 1970 mm/250 = 7,88 mm (vigas de cobertura) e 1970 mm/350 = 5.63 mm (vigas de piso).
Logo para a utilização de serviço esses valores tornam-se valores de referência. Nesse
presente esses valores não são considerados, pois tratam-se de uma situação simulado em
laboratório sem a utilização de coeficientes de segurança. Veja Figura 6.16.
Figura 6.16 - Foto de todas as vigas, ilustrando o modo e falha
A Tabela 6.6 apresenta os resultados das medições da flecha máxima (f
máx
) para
cada viga ensaiada, obtida pela leitura dos gráficos (força aplicada x deslocamentos) das
vigas. Nessa tabela a flecha máxima das vigas refere-se ao valor do deslocamento vertical
medido para a força última aplicada (P
último
) correspondente a cada viga.
121
Tabela 6.6 - Resultados dos deslocamentos verticais (flechas) obtidos no cálculo e nos ensaios a
flexão – (Ensaios experimentais)
Viga Dimensões
P
último
(Exp)
(Tf)
f
máx
(mm)
1 38,91 6,13
2 44,9 5,96
3 42,00 5,56
4 41,00 5,33
5 41,80 5,97
6
Alma 200 #6.3mm
Mesa 150 #12.5mm
44,00 5,71
7 ANÁLISE DOS RESULTADOS
7.1 Introdução
Os resultados dos ensaios realizados nesse trabalho e apresentados no capítulo
anterior são agora analisados. Para facilitar a compreensão a análise dos resultados será feita
por item na seguinte ordem: análise dos resultados dos ensaios de caracterização e análise dos
resultados dos ensaios das vigas metálicas à flexão simples.
7.2 Ensaios de caracterização
7.2.1 Caracterização do aço
Os valores referentes às características mecânicas do aço (SAC-41) utilizado na
fabricação dos perfis estudados nesse trabalho apresentados na Tabela 6.1 são compatíveis
com os valores nominais constantes nas especificações do fabricante. Em todos os corpos de
prova ensaiados os valores encontrados para as tensões limite de escoamento (f
y
) e limite de
ruptura (f
u
) foram maiores que o mínimo constante nas especificações do fabricante.
Para fins de cálculo das vigas desse trabalho foram considerados para cada viga os
valores médios das tensões (f
y
e f
u
) encontrados entre os corpos de prova de espessura
correspondente à viga.
7.2.2 Caracterização da solda
7.2.2.1 Ensaio de tração
A Tabela 6.5 contém os valores da tensão limite de escoamento (f
y
) e da tensão
limite de ruptura (f
u
) para os corpos de prova soldados, os quais superam os valores mínimos
123
especificados pelo fabricante. Os dois corpos de prova romperam-se no material de base com
fratura tipo dúctil.
A solda foi aprovada no ensaio de tração, pois os resultados obtidos estão dentro
dos limites prescritos pela ASME (QW-153), a qual especifica que o corpo de prova deve
apresentar resistência a tração maior que a resistência mínima especificada para o aço do
material de base e no caso do corpo de prova romper no material base fora da região de solda
ou da linha de fusão, a resistência encontrada não deve estar abaixo de 5% da resistência
mínima especificada para o aço do material de base.
Nesse ensaio é possível observar que os valores encontrados para as tensões limite
de escoamento (f
y
) e limite de ruptura (f
u
) dos corpos de prova soldados superam aqueles
resultantes do ensaio de tração dos corpos de prova sem solda. Considerando os valores
médios totais encontrados nos ensaios dos corpos de prova sem e com solda para as suas
tensões verifica-se que, nos corpos de prova soldados as tensões limite de escoamento (f
y
) e
limite de ruptura (f
u
) tiveram um aumento de aproximadamente 11.5% e 9%, respectivamente,
em relação aos corpos de prova sem solda “aço virgem”. Em relação ao alongamento,
observou-se o contrário, os valores observados para os corpos de prova soldados foram
menores que para os corpos de prova sem solda. O resumo comparativo entre os valores
encontrados para os ensaios a tração de corpos de prova sem e com solda está apresentado na
Tabela 7.1.
Tabela 7.1 - Comparação entre as médias dos resultados dos ensaios a tração para os corpos de prova
sem e com emenda soldada
Corpos de prova
f
y
(MPa)
f
u
(MPa)
Alongamento
(%)
Sem emenda soldada 313 436 36,48
Com emenda soldada 357 473 15,67
7.2.2.2 Ensaio de líquido penetrante
Nos ensaios de líquido penetrante não foram detectadas nenhuma fissura
superficial ou mordedura nas sodas das emendas das vigas.
124
7.3 Ensaios das vigas soldadas seção tipo “I” submetidas à flexão simples
Os resultados dos ensaios das vigas metálicas submetidas à flexão simples
apresentados no capítulo anterior referem-se aos ensaios do programa experimental.
7.3.1 Ensaios experimentais
7.3.1.1 Modos e cargas de ruptura
Todas as vigas desse ensaio possuem seções “compactas”, a alma e a mesa dessas
vigas possuem esbeltez λ < λ
p
e conseqüentemente, todas elas romperam por plastificação das
suas almas comprimidas, de acordo com a Tabela 6.7. Nenhuma viga apresentou a formação
de meias ondas senoidais, o que caracterizaria flambagem local elástica.
Conforme os resultados apresentados na Tabela 6.7 para a força última (P
último
) e
para o momento último (M
último
) no instante do colapso de cada viga, os valores da força e
momento último das vigas com emendas soldadas superaram o da viga sem emenda. Entre as
vigas com uma emenda (vigas 02, 03 e 04), com duas emendas (viga 05) e com três emendas
(viga 06) a variação entre os valores últimos de momento e força foi pequena.
Fazendo a comparação da força última e do momento último atingido pela viga
sem emenda com a média da força última e do momento último atingido pelas vigas com
emenda soldada, verifica-se que as vigas com emendas soldadas apresentam em média força
última 8,98% maior que as vigas sem emendas, já o momento último das vigas com emendas
soldadas são em média 11,09% maior que o da viga sem emenda.
Podemos concluir que a soldagem causou mudanças micro-estruturais nas vigas
com emendas soldadas e em maior intensidade naquelas que receberam mais solda. Isso
acarretou um acréscimo de tensões residuais nessa viga, além das tensões residuais já
existentes antes da soldagem, como as tensões residuais oriundas do processo de fabricação,
por exemplo.
Não apenas as vigas soldadas apresentaram maiores valores de tensões, mas
também os corpos de prova soldados. Esses tiveram um acréscimo nos valores médios de suas
tensões limite de escoamento (f
y
) e de ruptura (f
u
) em relação aos valores dos corpos de prova
do aço virgem, na ordem de 11,6% para f
y
e 8,8% para f
u
.
125
7.3.1.2 Deslocamentos verticais
Os resultados dos deslocamentos verticais ocorridos na seção transversal das
vigas, foram medidos por deflectômetros posicionados no meio do vão (R4), a 0,5 m dos
apoios, ou seja, no ponto de aplicação das cargas (R3 e R5) e na face dos apoios (R2 e R6),
conforme apresentado na Figura 7.1.
Figura 7.1 - Disposição dos deflectômetros na seção transversal da viga
Iremos analisar cada viga individualmente e posteriormente analisaremos as
mesma ao mesmo tempo.
Figura 7.2 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 01
(sem emenda soldada)
126
Figura 7.3 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 01
(sem emenda soldada)
Figura 7.4 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação da
carga - viga 01 (sem emenda soldada)
Podemos verificar que foram bem parecidos os deslocamentos verticais do
relógio R4, no meio do vão, e o teórico (Figura 7.2). Também podemos notar que os
relógios simétricos, ou seja, R2 e R 6, posicionados na face do apoio, e os relógios R3 e R5,
posicionados no ponto de aplicação da carga, tiveram um comportamento simétrico (Figuras
7.3 e 7.4), porém o deslocamento de R2 e R6 foi menor que R3 e R5 (Figura 7.2). Por fim,
os deslocamentos dos relógios R2, R3, R5 e R6 foram menores que R4 no meio do vão e do
127
que o teórico (Figura 7.2), ficando claro que os esforços no meio do vão da viga são
maiores.
Figura 7.5 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 02
(com uma emenda soldada na face do apoio)
Figura 7.6 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 02
(com uma emenda soldada na face do apoio)
128
Figura 7.7 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação das
cargas - viga 02 (com uma emenda soldada na face do apoio)
Podemos verificar que foram bem parecidos os deslocamentos verticais do
relógio R4, no meio do vão, e o teórico (Figura 7.5). Também podemos notar que o relógio
R2, posicionado na face do apoio onde foi feita a emenda soldada, teve um deslocamento
vertical menor que o relógio simétrico R6, posicionado na face do apoio sem emenda
soldada (Figura 7.6). Semelhante comportamento pode ser observado com os relógios R3 e
R5, ou seja, R3, posicionado no ponto de aplicação da carga do lado em que foi feita a
emenda soldada, teve um deslocamento vertical menor que o relógio simétrico R5,
posicionado do lado sem emenda soldada (Figura 7.7). No entanto, vale ressaltar que o
deslocamento de R2 e R6 foi menor que R3 e R5 (Figura 7.5). Por fim, os deslocamentos
dos relógios R2, R3, R5 e R6 foram menores que R4 no meio do vão e do que o teórico
(Figura 7.5).
129
Figura 7.8 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 03
(com uma emenda soldada no ponto de aplicação da carga)
Figura 7.9 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 03
(com uma emenda soldada no ponto de aplicação da carga)
130
Figura 7.10 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação das
cargas - viga 03 (com uma emenda soldada no ponto de aplicação da carga)
Podemos verificar que o relógio R4, no meio do vão, teve um deslocamento
vertical menor que o teórico (Figura 7.8). Também podemos notar que o relógio R6,
posicionado na face do apoio do lado onde foi feita a emenda soldada, teve um
deslocamento vertical menor que o relógio simétrico R2, posicionado na face do apoio do
lado sem emenda soldada (Figura 7.7). Já o mesmo comportamento não pode ser observado
com os relógios simétricos R3, posicionado no ponto de aplicação da carga do lado sem
emenda soldada, e R5, posicionados no ponto de aplicação da carga onde foi feita a emenda
soldada, pois tiveram um comportamento simétrico (Figura 7.10). No entanto, vale ressaltar
que o deslocamento de R2 e R6 foi menor que R3 e R5 (Figura 7.8). Por fim, os
deslocamentos dos relógios R2, R3, R5 e R6 foram menores que R4 no meio do vão e do
que o teórico (Figura 7.8).
131
Figura 7.11 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 04
(com uma emenda soldada no meio do vão da viga)
Figura 7.12 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face dos apoios - viga 04
(com uma emenda soldada no meio do vão da viga)
132
Figura 7.13 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação das
cargas - viga 04 (com uma emenda soldada no meio do vão da viga)
Podemos verificar que o relógio R4, no meio do vão, teve um deslocamento vertical
um pouco menor que o teórico (Figura 7.11). Também podemos notar que os relógios simétricos,
ou seja, R2 e R 6 posicionados na face do apoio e os relógios R3 e R5 posicionados no ponto de
aplicação da carga tiveram um comportamento simétrico (Figuras 7.12 e 7.13), porém o
deslocamento de R2 e R6 foi menor que R3 e R5 (Figura 7.11). Por fim, os deslocamentos dos
relógios R2, R3, R5 e R6 foram menores que R4 no meio do vão e do que o teórico (Figura 7.11).
Figura 7.14 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 05
(com duas emendas soldadas nos pontos de aplicação das cargas)
133
Figura 7.15 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face do apoio - viga 05
(com duas emendas soldadas nos pontos de aplicação das cargas)
Figura 7.16 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação da
carga - viga 05 (com duas emendas soldadas nos pontos de aplicação das cargas)
Podemos verificar que foram bem parecidos os deslocamentos verticais do
relógio R4, no meio do vão, e o teórico (Figura 7.14). Também podemos notar que o relógio
R6, posicionado na face do apoio do lado direito, teve um deslocamento vertical menor que
o relógio simétrico R2, posicionado na face do apoio do lado esquerdo, vale lembrar que
tanto o lado direito e o esquerdo possuem emenda soldada no ponto de aplicação da carga
(Figura 7.15). Já o mesmo comportamento não pode ser observado com os relógios
134
simétricos R3 e R5, posicionados no ponto de aplicação da carga onde foi feita a emenda
soldada, pois tiveram um comportamento simétrico Figura 7.16). No entanto, vale ressaltar
que o deslocamento de R2 e R6 foi menor que R3 e R5 (Figura 7.8). Por fim, os
deslocamentos dos relógios R2, R3, R5 e R6 foram menores que R4 no meio do vão e do
que o teórico (Figura 7.14).
Figura 7.17 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical - viga 06 (com três emendas
soldadas,duas nos pontos de aplicação das cargas e uma no meio do vão)
Figura 7.18 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical na face do apoio - viga 06 (com
três emendas soldadas,duas nos pontos de aplicação das cargas e uma no meio do vão)
135
Figura 7.19 - Gráfico força aplicada x deslocamento vertical no ponto de aplicação da
carga - viga 06 (com três emendas soldadas,duas nos pontos de aplicação das cargas e
uma no meio do vão)
Podemos verificar que o relógio R4, no meio do vão, teve um deslocamento
vertical menor que o teórico (Figura 7.17). Também podemos notar que o relógio R6,
posicionado na face do apoio do lado direito, teve um deslocamento vertical menor que o
relógio simétrico R2, posicionado na face do apoio do lado esquerdo. Vale lembrar que tanto
o lado direito quanto o esquerdo possuem emenda soldada no ponto de aplicação da carga
(Figura 7.18). Já o mesmo comportamento não pode ser observado com os relógios simétricos
R3 e R5, posicionados no ponto de aplicação da carga onde foi feita a emenda soldada, pois
tiveram um comportamento simétrico (Figura 7.19). No entanto, vale ressaltar que o
deslocamento de R2 e R6 foi menor que R3 e R5 (Figura 7.17). Por fim, os deslocamentos
dos relógios R2, R3, R5 e R6 foram menores que R4 no meio do vão e do que o teórico
(Figura 7.17).
Na Tabela 6.8 encontram-se os valores da flecha máxima para cada viga ensaiada.
O valor da flecha máxima de cada viga foi obtido pela leitura correspondente ao valor da
força última (P
último
) aplicada em cada viga. Observa-se que, as vigas com emendas soldadas
apresentaram menores flechas, mesmo sendo essas flechas observadas para valores de força
última aplicada (P
último
) superiores ao da viga sem emenda.
Pelas considerações anteriores nota-se que a solda contribui de forma favorável
para as vigas estudadas, diminuindo seus deslocamentos verticais.
136
A Tabela 7.2 apresenta os resultados dos deslocamentos verticais obtidos na
Tabela 6.8 com os valores das flechas observadas nas vigas para o menor valor de carga
máxima, ou seja, o valor correspondente à viga sem emenda, os quais mostram um melhor
comportamento das vigas com emendas soldadas em relação à viga sem emenda.
Tabela 7.2 - Comparação entre os valores das flechas das vigas ensaiadas
VIGA
P
último
(kN)
f
máx
(mm)
P
ref
(kN)
f
máx
(mm)
1 38,91 6,13 6,13
2 48,9 5,96 5,36
3 42,00 5,56 5,25
4 41,00 5,33 5,33
5 41,80 5,97 5,39
6 44,00 5,71
38,91
4,43
Na primeira situação (Tabela 6.8), observa-se um decréscimo na média dos
valores das flechas das vigas com emenda em relação à viga sem emenda soldada de 11,09%.
A Tabela 7.2 apresenta as flechas das vigas, tendo como referencial a viga sem emenda. Os
valores correspondentes aos deslocamentos verticais das vigas com emendas tiveram uma
diminuição média, em relação à viga sem emenda, de 15,95%. Esse comportamento mostra
que as soldas nas vigas causaram um “enrijecimento” em sua seção, melhorando o seu
comportamento estrutural.
A Tabela 7.3, elaborada com base nos dados da Tabela 7.2, apresenta para cada
viga uma comparação entre a flecha máxima da viga (f
máx
) e a flecha máxima da viga sem
emenda (f
máx-1
), ou seja, a flecha máxima da viga 1 (sem emendas).
Tabela 7.3 - Comparação, por viga, das flechas máximas (f
máx
) das vigas, em relação à flecha máxima
da viga sem emenda (f
máx-1
)
5
f
máx
/f
máx-1
1 1.00
2 0.87
3 0.85
1 0,86
2 0.87
3 0.72
137
7.3.1.3 Deformações específicas
Para as vigas sem emendas o nível de deformação específica acima da deformação
de escoamento (ε
y
) é explicado pela reserva de resistência inelástica. Já nas vigas com
emendas apresentaram valores de ruptura bem superiores aos da viga sem emenda, outros
fatores, além da reserva de resistência inelástica, contribuíram para esses resultados, fatores
esses relacionados com o processo de soldagem.
8 CONSIDERAÇÕES FINAIS
O presente trabalho estuda o comportamento de vigas soldadas tipo “I” com
emendas soldadas. Para tanto, foram realizados ensaios para vigas com seção de 225x150mm,
sendo a espessura da mesa de 12,5 mm e da alma 6,3 mm. Essas seções foram escolhidas
tendo como base a esbeltez dos elementos (alma e mesa), a fim de não ocorrer flambagem
local. Todas as vigas testadas no programa experimental sofreram falha por plastificação da
mesa superior comprimida, com valores diferentes para carga e flecha última. Essas
diferenças ocorreram com mais intensidade entre as vigas com emendas soldadas do que com
a viga sem emenda, já entre a vigas com emendas soldadas não houve grandes diferenças.
Para à seção da viga estudada foram determinados os valores teóricos referentes
aos momentos, deslocamentos e deformações através de expressões constantes na literatura
pertinente. Esses valores, obtidos nos cálculos, serviram de parâmetros para a análise dos
resultados obtidos, o que possibilitou algumas conclusões, as quais são apresentadas a seguir:
- Todas as vigas estudadas romperam-se com valores referentes ao momento
fletor último (M
último
) superior ao momento de escoamento (M
n
) e deformações
específicas últimas (ε
cu
) acima das respectivas deformações específicas de
escoamento (ε
y
). Isso ocorreu porque todas essas vigas possuem seção
“compacta”, ou seja, esbeltez λ < 0,673 e conseqüentemente, essas
apresentaram reserva de resistência inelástica.
- As vigas com emendas soldadas (02, 03, 04, 05 e 06) apresentaram resultados
da força última (P
último
) e do momento último (M
último
) superiores aos das vigas
sem emendas (01). Torna-se evidente nessa situação que as tensões residuais
oriundas do processo de soldagem contribuíram positivamente para o aumento
de resistência nas vigas com emendas soldadas.
- Em relação aos deslocamentos verticais (flechas) as vigas se comportaram de
forma similar ao descrito no parágrafo anterior, porém as diferenças obtidas
139
para as flechas das vigas foram mais significativas. As vigas com emendas
soldadas apresentaram valores para os seus respectivos deslocamentos verticais
últimos bem menores que a viga sem emenda. Ressalta-se ainda que, ao
relacionar a viga sem e com emendas soldadas, nota-se que há uma
significativa diminuição das flechas a favor das vigas que passam pelo
processo de soldagem chegando a uma diminuição de 10%. Esses resultados
mostraram que, o processo de soldagem, quando bem executado, pode diminuir
de flechas em vigas soldadas tipo “I”. Para um significativo número de
situações o fator preponderante no uso de vigas metálicas é o deslocamento
vertical. A execução de emendas em algumas situações, como a desta
dissertação, não prejudica o desempenho da viga, mas ao contrário, ajuda a
minimizar o problema de flecha excessiva.
- Uma grande preocupação existente com a soldagem é a influência que esta
pode causar na ductilidade do aço. Em termos gerais, o aço submetido ao
processo de soldagem sofre diminuição de sua ductilidade, fenômeno esse que
ocorreu no aço estudado nesse trabalho, pois o ensaio a tração dos corpos de
prova soldados mostraram isso. No entanto, esse efeito não chegou a
comprometer o desempenho das vigas, conforme mostraram os resultados dos
ensaios à flexão simples.
9 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ABNT – ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – NBR 6120: Cargas
para cálculo de estruturas de edificações. Rio de Janeiro, 1980.
ABNT – ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – NBR 8800: Projeto e
execução de estruturas de aço de edifícios (método dos estados limites). Rio de Janeiro, 1986.
AÇOMINAS. Manual de construção metálica VII Ligações em estruturas metálicas, 2001.
ANTUNES, A. E. B. Aspectos da transformação martensítica sobre a formação de tensões
residuais numa Soldagem Simultânea. Revista da ABM, v. 42, n. 343, junho, 1986.
ANTUNES, A. E.B. Estudo dos Fenômenos que contribuem para a formação de tensões
residuais nas junções soldadas em aço. Tese de doutorado, COPPE – UFRJ, agosto de 1983,
213p.
BELLEI. ILDONY HÉLIO. Edifícios industriais em aço-projeto e cálculo. 3. ed. São Paulo,
PINI 2000.
BLODGETT, O. W. Design of welded structures. 3.ed. Cleveland, Ohio:The James F. Lincon
Arc Welding Foundation, 1996.
COMPANHIA SIDERÚRGICA NACIONAL (CSN). Construção Civil. Volta Redonda, RJ:
2000.
COOPER, S. E. Designing steel structures: methods and cases. Englewood Cliffs, NJ,
Prentice-Hall, 1985.
CUTRIM, F. Qualificação do processo de soldagem. Brasília: 2002.
DAVIES J. M.; JIANG, C. Design of thin-walled columns for distortional buckling. In:
Proceedings of the 2
nd
International Conference on Coupled Instabilities in Metal Structures,
Liege. London: Imperial College Press, 1996: 141-148.
DRAPHINSKI, JANUSZ. Elementos de soldagem. São Paulo: McGraw-Hill, 1979.
ESAB. Eletrodos OK. Contagem, MG: s. ed, 2001.
FRUCHTENGARTEN, J. Sobre a estabilidade de perfis de seção aberta. Politécnica - USP,
1995. (Tese de doutorado)
GAYLORD, H. E.; GAYLORD, C. N.; STALLMEYER, J. E. (1992). Design of steel
structures. 3. ed. New York, McGraw-Hill.
141
HANCOCK, G. J. Progress in Structural Engineering and Materials, 1997; 1(1):25-30.
KALYANARAMAN, V.; PEKOZ, T.; WINTER, G. Unstiffened compression elements.
Journal of the Structural Division, ASCE, 1977.
MALITE, MAXIMILIANO. Estruturas de aço constituídas por perfis de chapa dobrada:
dimensionamento de ligações. São Carlos, 1994, Escola de Engenharia-USP.
MARQUES, PAULO VILLANI. Tecnologia da soldagem. Belo Horizonte: O Lutador; 1991,
352p.
OWENS, G.W.; CHEAL, B.D. (1989). Structural steelwork connections. London,
Butterworth.
PACHECO, G. M. J. Mais aço na construção. Construção metálica (ABCEM) v. 6, 1996.
PAULA, JOSÉ HUMBERTO M. Programa PEAA86, Brasília, UNB, 1986.
PFEIL, WALTER E MICHÈLE. Estruturas de Aços, dimensionamento prático. 7. ed. Rio de
Janeiro: Livros Técnicos e Científicos Editora Ltda, 2000.
PFEIL, WALTER. Estruturas de Aços. 4. ed. Rio de Janeiro: Livros Técnicos e Científicos
Editora Ltda, 1988.
PRELORENBZOV, PIERRE ANTONIE. Um estudo sobre ligações viga-coluna em estrutura
de aço. São Carlos, 1991, 221p, Dissertação de mestrado. Escola de Engenharia de São
Carlos, USP.
QUEIROZ, G. Elementos das estruturas de aço. 4. ed. Belo Horizonte: 1993.
QUITES, A. M.; DUTRA, J. C.. Tecnologia da soldagem a arco voltaico. Florianópolis,
EDEME, 1979
ROGÉRIO SANTOS CARDOSO. Estudo do comportamento de vigas metálicas com seção
composta “Caixa”, constituídas de perfis formados a frio, com emendas soldadas, submetidas
à flexão simples.
ROGERS C. A., HANCOCK G. J. Bolted connections tests of thin G550 and G300 sheet
steels. Journal of Structural Engineering, 1998; 124(7):798-808.
ROGERS C. A., HANCOCK G. J. Screwed connection tests of thin G550 and 0300 sheet
steels. Journal of Structural Engineering, 1999; 125(2):128-136.
SALMON, C. G., JOHNSON, J. E. Steel structures: design and behaviour. 3. ed. New York:
Harper & Row, 1990.
SALMON, C. G.; JOHNSON, J. E. Steel structures: design and behaviour. 4. ed. New York,
Harper & Row, 1996.
SERETTE R. L., PEKOZ, T. Distorsional buckling of thin-walled beams/panel. Part 1 -
Theory. Journal of Structural Engineering, 1995; 121(4):757-766; and Part 2 - Design
methods. Journal of Structural Engineering, 1995; 121(4):767-776.
142
TIMOSHENKO, S.; GERE, J. Theory of elastic stability. 2. ed. New York: McGraw-Hill,
1961.
USIMINAS. Construção Civil. Software Usimetal, Belo Horizonte-MG, 2000.
VALENCIANI, VITOR CESAR. Ligações em estruturas de aço. Dissertação apresentada na
USP, 1997.
WAYNER, E.; BRAND, S. D.; DECOURT, F. Soldagem processo e metalurgia. São Paulo:
Editora Edigard Bllush, 1995.
Dados Internacionais de Catalogação-na-Publicação (CIP)
(GPT/BC/UFG)
Silva, Thiago Dias de Araújo.
S586e Estudo do comportamento de vigas metálicas em perfil
soldado tipo “I”, com emendas soldadas, submetidas à flexão
simples / Thiago Dias de Araújo Silva. – 2007.
142 f. : il., color., figs., tabs.
Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de Goiás,
Escola de Engenharia Civil, 2007.
Orientador: Prof. Dr. Orlando Ferreira Gomes; Co-Orien-
tador: Prof. Dr. Edgar Bacarji.
Bibliografia: f. 140-142.
Inclui listas de figuras, tabelas e de símbolos.
1. Estruturas de aço soldadas 2. Perfil soldado tipo I 3.Vi-
gas metálicas 4. Flexão (Engenharia Civil) I. Gomes, Orlan-
do Ferreira II. Bacarji, Edgar III. Universidade Federal de
Goiás, Escola de Engenharia Civil IV. Título.
CDU:624.014.078.45
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
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