serviÇo pÚblico federal universidade federal do...

SERVIÇO PÚBLICO FEDERAL

UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARÁ

INSTITUTO DE TECNOLOGIA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA INDUSTRIAL – PPGEI

ÁREA DE CONCENTRAÇÃO – PROCESSOS DE FABRICAÇÃO

�

CARLOS AUGUSTO CAYRES SANTOS

ANÁLISE DE TENSÕES RESIDUAIS E FLECHAS EM SOLDAS PLANAS DE AISI

1020 ATRAVÉS DE ENSAIOS DE TRAÇÃO, MICRODUREZA VICKERS E

MEDIÇÕES POR PASSE.

Belém-PA

2014





Dissertação apresentada ao Programa de Pós - Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto de Tecnologia da Universidade Federal do Pará, como requisito necessário para obtenção do título de Mestre em Engenharia Industrial. Área de concentração - Processos de Fabricação. Orientador: Prof. Dr. Roberto Tetsuo Fujiyama

Belém-PA

2014





Dissertação submetida ao Programa de Pós - Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto de Tecnologia da Universidade Federal do Pará, para obtenção do título de Mestre em Engenharia Industrial do Instituto de Tecnologia da Universidade Federal do Pará. Orientador: Prof. Dr. Roberto Tetsuo Fujiyama

DATA DE APROVAÇÃO: Belém – Pará, 22 de maio de 2014. BANCA EXAMINADORA: _______________________________________ Orientador - Presidente Prof. Dr. Roberto Tetsuo Fujiyama Programa de Pós-Graduação em Engenharia Industrial / UFPA _______________________________________ Membro Externo – 1º Examinador Prof. Dr. Alexandre Saldanha do Nascimento Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica / UFPA _______________________________________ Membro Interno – 2º Examinador Prof. Dr. Daniel Joaquim da Conceição Moutinho Programa de Pós-Graduação em Engenharia Industrial / UFPA

Belém-PA

2014

DEDICATÓRIA

A Minha mãe Ivelyze do Carmo Cayres

e ao meu pai Carlos Augusto da Cunha Santos

AGRADECIMENTOS

Agradeço primeiramente a Deus pelas oportunidades que tive em minha vida, por me dar

visão e determinação para lutar por meus sonhos.

Dedico este trabalho aos meus pais, meus primeiros professores na jornada da vida, por seu

amor e apoio incondicional.

Agradeço aos meus orientadores, Prof. Dr. Roberto Tetsuo Fujiyama e Prof. Dr. Jandecy

Cabral Leite, pelos ensinamentos e orientações.

Ao amigo e colega de trabalho Engenheiro Ricardo Estefany Aquino de Souza por suas

contribuições ao longo do deste trabalho que foram essenciais para seu desenvolvimento.

À amiga e engenheiranda do IFAM Luzia Claudia Freitas Guimarães por seu apoio que

ajudou na consolidação deste trabalho.

Às Coordenadoras do SENAI de Manaus Sras. Anne Kaperine Solares de Aguiar e Marcela

Lima de Castro por seu auxilio no contato com os professores, e ajudar na elaboração de um

cronograma para a execução das etapas do trabalho realizadas no SENAI.

Ao professor Ernesto Carlos de Freitas e equipe do Laboratório de Soldagem do SENAI de

Manaus por seu apoio para a execução das soldas analisadas.

Aos professores Fernando Dias da Silva e Raimundo Antônio de Jesus Furtado de Souza do

Laboratório de Usinagem do SENAI de Manaus por seu apoio durante a etapa de corte das

amostras para os ensaios de tração e dureza.

À professora Risolda Maria Silva Farias e equipe do Laboratório de Ensaios Mecânicos do

SENAI de Manaus por seu apoio na execução dos ensaios de tração.

Ao Prof. Dr. José Costa de Macedo Neto da Universidade do Estado do Amazonas por

disponibilizar o Laboratório de Ensaios Mecânicos, seu apoio e orientações durante o preparo

e execução dos ensaios de microdureza.

A todos, meus mais sinceros agradecimentos!

“Só conheço uma liberdade, e essa é a liberdade do

pensamento.”

(Antoine de Saint-Exupéry)

RESUMO

A temperatura na Zona Termicamente Afetada (ZTA) varia com sua posição ao longo da

mesma, com o tempo e as condições de resfriamento durante a solidificação, e que essa

variação de temperatura é responsável por possíveis mudanças de fase ao longo da estrutura

cristalina e por dilatações térmicas que dão origem as tensões residuais de soldagem. Neste

trabalho foram investigadas para soldas horizontas em Aço Carbono AISI 1020, a flecha por

passe através de medições das alturas após cada passe, as tensões residuais nas regiões do

Metal de Base (MB) por ensaios de tração, Zona Termicamente Afetada (ZTA), Zona Fundida

(ZF) e foi avaliada a variação por passe das tensões residuais na região inscrita à ZTA por

ensaios de microdureza Vickers para 4 soldas distintas, sendo a primeira sem restrições, a

segunda engastada, a terceira com restrições a dilatação paralelas ao cordão de solda e a

ultima com restrições a dilatação perpendiculares ao cordão de solda. Os resultados obtidos

para cada solda permitiram a modelagem de ajustes lineares para as flechas e do perfil de

tensões de acordo com o tipo de restrição adotado, determinar em que região da união soldada

irá ocorrer à falha, quer regiões podem apresentar tensões benéficas ou prejudiciais de acordo

com o tipo de restrição e de carregamento. Concluiu-se que é possível modelar

matematicamente a flecha em função do número do passe de soldagem, que as tensões

residuais observadas na ZTA e na Zona Fundida (ZF) crescem ao longo da espessura, que o

pico de tensão nestas regiões ocorrem na região central da solda, que para efeito de projeto a

junta 1x2 e a junta 5x6 são equivalentes com uma tensão residual trativa no metal de base

(MB) da ordem de 10% do limite de escoamento, a junta 3x4 apresenta tensão residual

compressiva no MB da ordem de 66% do limite de escoamento enquanto a junta 7x8

apresenta um tensão residual trativa da ordem de 25% do limite de escoamento para a mesma

região.

Palavras-chave: Tensões residuais, soldagem, tração, dureza, aços.

ABSTRACT

Temperature in Heat Affected Zone (HAZ) changes according to its position, with time and

cooling conditions during solidification, this variation in temperature can produce phase

changing along crystalline structure and thermal dilatations which originates welding residual

stresses. In this work were analyzed the deflection per passes with height measurements, the

residual stresses in Base Metal (BM) with tension tests, in Heat Affected Zone (HAZ), in

Fusion Zone (FZ) and the variation thru-thickness inside Heat Affected Zone (HAZ) region

with Vickers microindentation for 4 different welds, the first one without restraints, the

second full restricted, the third one with parallel restrictions on the weld bead and the fourth

perpendicular to the weld bead restrictions for plane weldings of AISI 1020 carbon steel.

Results for each weld allows modeling the deflection thru linear adjustments and determine

the stresses profile according to the type of restraints adopted, the region in which the welded

joint shall fail and which regions present beneficial or harmful stresses according to the type

of restrictions and loading. In this experiment was observed that defletion can be modeled as a

welding passa function, that the residual stresses in HAZ and Fusion Zone (FZ) increases thru

thickness, that the peak tension in these regions occur next to the welding center region, that

to project effect, joints 1x2 and 5x6 are equivalent with tractive residual stresses in Base

metal about 10% of the yielding stress, that joint 3x4 presents compressive residual stress in

base metal about 66% of yielding stress while joint 7x8 presents a tractive residual stress

about 25% of yielding stress for the same reagion.

Keywords: Residual Stresses, welding, tension, hardness, steel.

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1 - Técnicas mais comuns para medição de tensões residuais...................................22

Figura 2.2 - Modelo do ensaio de Sachs...................................................................................23

Figura 2.3 - Esquema de aplicação do ensaio de furação, a) Estágio I, b) Estágio II, c) Estágio

III..............................................................................................................................................26

Figura 2.4 - Notação para determinação das tensões residuais.................................................27

Figura 2.5 - Curva típica de concentração de deformação obtida na borda de um furo sem

carregamento em peça submetida a carregamento uniaxial......................................................29

Figura 2.6 - Perfil de contato entre endentador e material.......................................................32

Figura 2.7 - Locais recomendados para corte de amostras para ensaios de tração e

dobramento................................................................................................................................41

Figura 3.1 - Amostras Utilizadas no experimento....................................................................44

Figura 3.2 - Esboço de geometria de soldagem........................................................................44

Figura 3.3 - a) Fonte de soldagem. b) Dados dos eletrodos......................................................45

Figura 3.4 - a) Solda das chapas 1 e 2, solda sem restrições. b) Solda das chapas 3 e 4, solda

com restrição total. c) Solda das chapas 5 e 6, solda com restrições paralelas ao cordão. d)

Solda das chapas 7 e 8, solda com restrições perpendiculares ao cordão.................................45

Figura 3.5 - Larguras das amostras para ensaios de tração, microdureza.................................47

Figura 3.6 - Esboço para usinagem dos corpos de prova da chapa de controle.......................48

Figura 4.1 - Seções transversais da solda das chapas 1 e 2, a) antes da solda, b) após o passe

de raiz, c) após o primeiro passe, d) após o segundo passe, e) após o terceiro passe, f) após o

quaro passe................................................................................................................................51



quaro passe...............................................................................................................................54



quaro passe................................................................................................................................57



quarto passe...............................................................................................................................60

Figura 4.5 - Corpos de prova da amostra de controle após a fratura durante ensaio de

tração.........................................................................................................................................61

Figura 4.6 - Corpos de prova da solda 1x2 após afratura durante ensaio de tração..................62

Figura 4.7 - Limite de escoamento da solda 1x2 em função da coordenada x, limite de

escoamento de referencia e valor médio do calculado para os 6 corpos de prova....................63

Figura 4.8 - Corpos da solda 3x4 após afratura durante ensaio de tração.................................64

Figura 4.9 - Corpos da solda 5x6 após afratura durante ensaio de tração.................................66

Figura 4.10 - Corpos da solda 7x8 após afratura durante ensaio de tração...............................67

Figura 4.11 - Esboços de matriz de pontos de medição de microdureza, a) corpo de prova

extraído da extremidade esquerda, b) corpo de prova extraído do centro da amostra, c) corpo

de prova extraído da extremidade direita da amostra...............................................................70

Figura 4.12 - Microdurezas Vickers medida na amostra c da solda 1x2, a) Passe 1 medido

próximo a superfície, b) Passe 2 medido 1,5 mm acima da linha central, Passe 3 medido 1,5

mm abaixo da linha central, d) Passe 4 medido 3 mm abaixo do passe 3................................71

Figura 4.13 - Microdurezas Vickers medida na amostra g da solda 1x2, a) Passe 3 medido 3

mm acima da linha central, b) Passe 2 medido na linha central, c) Passe 1 medido 3 mm

abaixo da linha central..............................................................................................................71

Figura 4.14 - Microdurezas Vickers medida na amostra k da solda 1x2, a) Passe 1 medido 3






Figura 4.16 - Microdurezas Vickers medida na amostra c da solda 3x4, a) Passe 1 medido 3

































Figura 5.1 - Flechas para as soldas em função do passe, sendo 1 o passe de raiz, a) Para a

solda das Chapas 1x2 sem restrições, b) Para a solda das Chapas 3x4 engastada, c) Para a

solda das Chapas 5x6 com restrições paralelas ao cordão, d) Para a solda das Chapas 7x8 com

restrições perpendiculares ao cordão........................................................................................80

Figura 5.2 - Flechas para a solda das Chapas 1x2 sem restrições, curva azul obtida a partir das

medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o ajuste

linear..........................................................................................................................................80

Figura 5.3 - Flechas para a solda das Chapas 3x4 engastada, curva azul obtida a partir das

medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o ajuste

linear..........................................................................................................................................81

Figura 5.4 - Flechas para a solda das Chapas 5x6 com restrições paralelas, curva azul obtida a

partir das medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o

ajuste linear...............................................................................................................................81

Figura 5.5 - Flechas para a solda das Chapas 7x8 com transversais, curva azul obtida a partir

das medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o ajuste

linear..........................................................................................................................................81


escoamento de referencia e valor médio do calculado para os 6 corpos de

prova..........................................................................................................................................83







Figura 5.10 - Dureza média em função da altura para a solda 1x2. a) Para a amostra c; b) Para

a amostra g; c) Para a amostra k...............................................................................................90







Figura 5.14 - Dureza média da ZTA em função da distância para a origem da solda para as

soldas 1x2 e 3x4........................................................................................................................97

Figura 5.15 - Dureza média da ZF em função da distância para a origem da solda para as

soldas 1x2 e 3x4........................................................................................................................98


soldas 3x4, 5x6 e 7x8................................................................................................................98


soldas 3x4, 5x6 e 7x8................................................................................................................99


soldas 1x2, 3x4, 5x6 e 7x8........................................................................................................99

Figura 5.19 - Dureza média na ZF na em função da distância para a origem da solda para as

soldas 1x2, 3x4, 5x6 e 7x8......................................................................................................100

Figura 5.20 - Limite de escoamento em kgf/mm2 ao longo da seção para as amostras c, g e k

da solda 1x2 e limite de escoamento de referência.................................................................102







Figura 5.24 - Limite de escoamento em kgf/mm2 ao longo do eixo de soldagem para a ZTA,

ZF da solda 1x2 e limite de escoamento de referência...........................................................108







Figura 5.28 - Tensões residuais em kgf/mm2 médias na amostra g da solda 1x2..................113




LISTA DE TABELAS

Tabela 3.1 - Faixa de medição dos paquímetros Starrett série 125 com respectivas

resoluções..................................................................................................................................46

Tabela 3.2 - Largura em milímetros das amostras para ensaios de tração, microdureza e

metalografia..............................................................................................................................47

Tabela 3.3 - Geometria e dimensões de corpos de prova.........................................................48

Tabela 4.1 - Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe de raiz................50

Tabela 4.2 - Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe 1.........................50




Tabela 4.6 - Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda sem

restrições...................................................................................................................................52

Tabela 4.7 - Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe de raiz................53



Tabela 4.10 - Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe 3.......................54


Tabela 4.12: Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda

engastada...................................................................................................................................55

Tabela 4.13 - Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe de raiz..............55





Tabela 4.18 - Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda com

restrições paralelas ao cordão...................................................................................................57

Tabela 4.19 - Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe de raiz..............58





Tabela 4.24 - Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda com

restrições perpendiculares ao cordão........................................................................................60

Tabela 4.25 - Cargas e tensões limite de escoamento, resistencia e ruptura para os 5 corpos de

prova da amostra de controle....................................................................................................61


prova da solda 1x2....................................................................................................................63


prova da solda 3x4....................................................................................................................65


prova da solda 5x6....................................................................................................................66


prova da solda 7x8....................................................................................................................67

Tabela 4.30 - Rendimento térmico para os principais processos de soldagem.........................69

Tabela 5.1 - Coeficientes angulares e de translação para as retas de ajuste das flechas em

função dos passes, onde �(n)=an+b..........................................................................................82

Tabela 5.2 - Propriedades mecânicas das amostras de controle...............................................83

Tabela 5.3 - Limite de escoamento para corpos de prova da solda 1x2, limite de escoamento

de referência e tensão residual ao longo do eixo x...................................................................84







Tabela 5.7 - Valores medidos de dureza da região delimitada pela Zona termicamente afetada

para as amostras da solda 1x2...................................................................................................89

Tabela 5.8 - Valores médios de dureza da região delimitada pela Zona termicamente afetada






Tabela 5.12 - tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n

calculados para as seções da solda 1x2...................................................................................101











Tabela 5.18 - Tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n






Tabela 5.21 - Tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n







calculados para ZTA ao longo do eixo x para a solda 1x2.....................................................108






calculados para ZF ao longo do eixo x para a solda 3x4........................................................109







NOMENCLATURAS

ASM – American Society of Materials

ASTM - American Society Testing Materials

ASME – American Society of Mechanical Engineers

TTAT – Tratamento Térmico de Alívio de Tensão

TH – Teste Hidrostático

TP – Teste Pneumático

ZTA – Zona Térmicamente Afetada

ZF – Zona Fundida

NR-13 – Norma Regulamentadora 13 do Ministério do Trabalho

� – Flecha

� – Deformação

� – Tensão

HV – Dureza

A – Área

v – Velocidade

V – Tensão

H – Aporte Térmico

I – Corrente

t – Espessura

F – Força

T – Temperatura

� – Eficiência Térmica

� – Densidade

Y – Largura da ZTA

SMAW – Shielded Metal Arc Weld

K – Coeficiente de Resistência

n - Expoente de Endurecimento por Encruamento

l – Comprimento

HV – Dureza

SUMÁRIO

RESUMO ................................................................................................................................. .vi�

ABSTRACT ............................................................................................................................ .vii�

LISTA DE FIGURAS ............................................................................................................ .viii�

LISTA DE TABELAS ............................................................................................................ .xii�

NOMENCLATURA ............................................................................................................... .xvi

1 INTRODUÇÃO....................................................................................................................15

1.2 Objetivos Gerais e Específicos.........................................................................................17

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................................................21

2.1 Introdução..........................................................................................................................21

2.2 Ensaios Destrutivos e Semi-destrutivos...........................................................................22

2.3 Ensaios Não Destrutivos...................................................................................................31

2.4 Avaliação de Características Mecâcicas.........................................................................40

3 MATERIAIS E MÉTODOS APLICADOS À PESQUISA.............................................44

4 MEDIÇÕES DE DESLOCAMENTO, TRAÇÃO E DUREZA.....................................49

4.1 Introdução.........................................................................................................................49

4.2 Medições de Deslocamentos...........................................................................................49

4.2.1 Deslocamentos da solda sem restrições (Chapas 1x2)..................................................49

4.2.2 Deslocamentos da solda engastada (Chapas 3x4)........................................................52

4.2.3. Deslocamentos da solda com restrições paralelas (Chapas 5x6).................................55

4.2.4. Deslocamentos da solda com restrições perpendiculares (Chapas 7x8)......................58

4.3. Ensaios de Tração.........................................................................................................60

4.3.1. Ensaios de tração para a amostra de controle..............................................................60

4.3.2. Ensaios de tração para a solda 1x2..............................................................................62




4.4. Ensaio de Microdureza Vickers..................................................................................68

4.4.1. Medições iniciais.........................................................................................................68

5 ANÁLISE, DISCUSSÕES E RESULTADOS.............................................................79

5.1. Estudo comparativo das flechas.................................................................................79

5.2. Ensaios de Tração........................................................................................................82

5.2.1. Determinação do Coeficiente de Resistência e do Expoente de Endurecimento por

Encruamento........................................................................................................................82

5.2.2. Análise de tensões para a solda 1x2..........................................................................83




5.3. Ensaios de Microdureza Vickers..............................................................................89

5.3.1. Análise de microdureza para a solda sem restrições (Chapas 1x2)..........................89

5.3.2. Análise de microdureza para a solda engastada (Chapas 3x4).................................90

5.3.3. Análise de microdureza para a solda com restrições paralelas (Chapas 5x6)..........92

5.3.4. Análise de microdureza para a solda com restrições perpendiculares (Chapas

7x8)....................................................................................................................................94

5.3.5. Estudo comparativo das microdurezas....................................................................97

6 CONCLUSÕES...........................................................................................................116

7 RECOMENDAÇÕES.................................................................................................117

8 REFERÊNCIAS..........................................................................................................118 �

�

18 ��

15

CAPÍTULO I

1. Introdução Os processos de soldagem por fusão durante a deposição do metal fundido

na zona de soldagem introduzem um gradiente de temperatura nas peças a serem

unidas, estas de acordo com sua geometria, com as restrições a que estão

submetidas, com suas propriedades mecânicas e como elas variam com a

temperatura podem desenvolver deformações e tensões internas.

Moldenesi (2008), “a soldagem por fusão é caracterizada pelo aquecimento

de regiões localizadas das peças, permanecendo o restante destas em temperaturas

muito inferiores. As regiões aquecidas tendem a se dilatar, mas esta dilatação é

dificultada pelas partes adjacentes submetidas a temperaturas menores, o que

resulta no desenvolvimento de deformações elásticas e plásticas no material

aquecido. Como conseqüência, ao final do processo de soldagem, tensões internas

(tensões residuais) e mudanças permanentes de forma e de dimensões (distorções)

ocorrem na peça”.

As tensões internas modificam o comportamento da peça quando submetida

a um carregamento, por exemplo, peças submetidas a tensões trativas têm sua

resistência aumentada quando possuem tensões residuais de natureza

compressiva. Para um corpo submetido a um carregamento externo de mesma

natureza do anterior, porém com tensão residual trativa é observado que a

resistência mecânica da peça diminui. Efeito similar pode ser visto em peças

submetidas a carregamentos compressivos, desse modo as tensões residuais

podem ser benéficas contribuir para a diminuição da carga equivalente ou nocivas

ao amplificar a carga equivalente.

Wainer et. al (2010), observa que “além dos problemas metalúrgicos

causados pelos ciclos térmicos durante a soldagem, outros fenômenos podem

provocar efeitos danosos à estrutura soldada. Entre eles, e praticamente inerente a

todos os processos de soldagem, ressalta a ocorrência de deformações residuais e

consequentemente, o aparecimento de tensões residuais na junta soldada e suas

adjacências”.

16

As deformações residuais podem se originar de conformações durante o

processamento do material ou no caso dos processos de soldagem da dilatação

diferencial do material induzida pelo gradiente de temperatura, essas podem ser

elásticas ou plásticas e podem comprometer a atividade a que se destina a peça ou

impedir sua montagem.

A ASM (1998), afirma que “tensões térmicas complexas ocorrem em peças

durante a soldagem devido a aplicação localizada de calor. Tensões residuais e

distorções permanecem na peça após a solda estar completa. Altas tensões

térmicas transientes em áreas próximas a solda podem causar falhas prematuras em

estruturas soldadas em certas condições.”

As tensões e deformações residuais podem diminuir a resistência mecânica, a

vida útil quando a peça é submetida a carregamento cíclico, podem dificultar o

funcionamento ao qual a peça é destinada ou impedir que sua montagem seja

realizada. São desenvolvidos procedimentos de soldagem para impedir ou diminuir a

incidência de defeitos nos cordões de solda e controlar as deformações, normas

nacionais e internacionais recomendam a aplicação de tratamentos térmicos de

alivio de tensões (TTATs) para diminuir a magnitude dessas tensões, testes

hidroestáticos (THs) e pneumáticos (TPs) para verificar se equipamentos como

tanques de armazenamento, vasos de pressão, caldeiras, permutadores, e

tubulações resistem a uma tensão igual ao limite de escoamento. No entanto os

testes citados demandam energia, mão de obra qualificada, e tem duração

prolongada, levando a custos altos e dilatando prazos de empreendimentos e

paradas de manutenção.

1.1. Justificativa do Estudo

Segundo Andrino (2003) “na indústria, é crescente o interesse em se

identificar como o estado de tensões residuais pode afetar uma determinada

estrutura. Sabe-se que quando uma estrutura falha, nem sempre a simples

aplicação de um carregamento externo pode ser o causador desta falha. Tensões

residuais que surgem em processos de soldagem são também um importante

parâmetro a ser considerado.

Estas tensões aparecem mesmo após a elaboração de um plano de

soldagem adequado. A quantificação do estado de tensões residuais em juntas

17

soldadas e em componentes mecânicos, em geral, se faz necessária durante as

fases de projeto e manutenção. Na maioria dos processos de soldagem ocorrem

irregularidades, seja no cordão de solda, na zona termicamente afetada (ZTA) ou

mesmo no metal de base. Deste modo, existe a necessidade do prévio

conhecimento destas tensões em componentes soldados. Atualmente diversas

técnicas experimentais são utilizadas para esta determinação. Técnicas destrutivas

e não destrutivas tem sido aplicadas com graus de sucesso.”

Segundo Murugan et. al (2001), “chapas de diferentes espessuras são usadas

na industria e chapas mais espessas são usualmente unidas por soldas multipasse.

Em uma operação de soldagem multipasse, o numero de ciclos térmicos pelo qual o

material passa durante a soldagem é o mesmo que o numero de passes, e a cada

passe, o padrão das tensões residuais muda. A medição das tensões residuais em

regiões próximas a solda, após cada passe de soldagem, juntamente com medições

dos ciclos térmicos durante a soldagem, serão uteis no entendimento da evolução

das tensões residuais em cada passe, permitindo então a otimização dos

procedimentos de soldagem”.

Como pode-se estimar no dia-a-dia de projeto as tensões residuais, e se são

trativas ou compressivas de forma simples e segura?

Conforme exposto anteriormente quantificar as tensões e deformações

residuais ainda na etapa de projeto é fundamental para se determinar a necessidade

de medidas de controle e quais medidas tomar, para desta forma economizar tempo

e recursos em serviços de construção e manutenção de equipamentos e estruturas

soldadas.

1.2. Objetivos

O estudo tem como objetivos desenvolver um modelo matemático as flechas

δ em função do numero do passe (n) em soldas multipasse, planas em chapas de

aço AISI 1020 com 3/8”, isto é, com 9,525 mm de espessura, investigar as tensões

residuais no metal de base através de ensaios de tração, avaliar as tensões

residuais na Zona Fundida (ZF) e Zona Termicamente Afetada (ZTA) através de

ensaios de Microdureza Vickers ao longo da espessura e do eixo de soldagem de

uma junta soldada para quantificar as tensões residuais resultantes dos processos

18

de soldagem de chapas de aço carbono AISI 1020 que possa ser usado no dia-a-dia

de projetos de equipamentos e estruturas soldadas.

1.2.1. Objetivos específicos:

• Determinar a função δ(n);

• Investigar o perfil de tensões no metal de base ao longo do eixo de soldagem;

• Avaliar o perfil de tensões na Zona Fundida (ZF) ao longo do eixo de

soldagem;

• Analisar o perfil de tensões na Zona Termicamente Afetada (ZTA) ao longo da

espessura;

• Avaliar o perfil de tensões na Zona Fundida (ZF) ao longo do eixo de

soldagem;

• Analisar o perfil de tensões na Zona Termicamente Afetada (ZTA) ao longo da

espessura;

• Verificar o impacto das restrições na formação das tensões residuais.

1.3. Contribuição e Relevância do Estudo

Diversas normas internacionais apresentam métodos de alivio e controle de

tensões residuais, estes, no entanto, não quantificam estas tensões servindo apenas

para eliminar ou minimizá-las, sem quantificá-las.

O conhecimento dos estados de tensão e flechas desenvolvidos durante os

processos de soldagem por fusão é necessário para se especificar a sequencia de

soldagem mais adequada para minimizar as tensões residuais e flechas em peças e

estruturas metálicas ou então criar em uma dada região tensões compressivas que

serão benéficas quando o item for submetido a carregamentos trativos.

O conhecimento das tensões presentes na peça, sua magnitude e como elas

variam ao longo do eixo de soldagem e espessura permitirão que na fase de

execução de projetos que estas possam ser minimizadas pela sequencia de

soldagem mais adequada, e em muitos casos, evitar a execução de Tratamentos

Térmicos de Alivio de Tensões (TTATs) para diminuir estas tensões através das

recristalizações.

19

No caso de vasos de pressão, e tubulações possibilitará que os Profissionais

Habilitados, conforme descrito na NR-13 optem por não realizar Testes Hidrostáticos

que submetem o equipamento a tensões superiores aquelas especificadas em

projeto para verificar se o equipamento mesmo com as tensões residuais suporta o

carregamento de projeto, e ao mesmo tempo, aliviar estas tensões inerentes do

processo de fabricação.

A não realização dos ensaios descritos nos dois parágrafos anteriores

implicará em economia de tempo de implantação de projetos, de paradas de

manutenção em plantas industriais, economia de eletricidade aplicada para o

bombeio de agua durante testes hidrostáticos e para aquecimento de resistências

elétricas necessárias para os tratamentos térmicos.

1.4. Delimitação da Pesquisa

No estudo serão quantificadas as tensões residuais em cordões de soldas

planas em chapas de aço carbono AISI 1020 através dos ensaios de tração para o

metal de base e de microdureza Vickers para medir as tensões residuais na Zona

Fundida (ZF) e Zona Térmicamente Afetada (ZTA), ao longo da espessura e do eixo

de soldagem.

As flechas serão medidas comparando-se as médias das alturas nas

extremidades com aquelas próximas a solda após o resfriamento de cada passe,

então estas são modeladas por ajustes lineares.

A pesquisa se concentra na avaliação de resultados de ensaios de tração,

microdureza Vickers, medição de flechas em soldas planas e em analises

metalográficas de juntas soldadas.

1.5. Estrutura dos Capítulos

No Capítulo I é feita uma introdução sobre o que são as tensões residuais, suas

origens, e características, são explicadas suas consequências, a necessidade de

sua medição e controle.

No Capitulo II é apresentada uma revisão literária sobre técnicas de medição de

tensões residuais, sobre variação das propriedades mecânicas dos aços com o

20

aumento da temperatura e sobre como determinar as propriedades mecânicas dos

aços através de ensaios mecânicos.

No Capítulo III é apresentado o conceito do experimento, as ferramentas

usadas, o número de observações e medições feitos, como foram feitas as

medições, o tratamento e a analise dos dados obtidos.

No Capitulo IV é feito o detalhamento do experimento e são apresentados os

dados obtidos.

No Capitulo V é feita a analise dos dados obtidos, são apresentados e

resultados parciais.

No Capitulo VI são apresentadas as conclusões do estudo, seus

desdobramentos e limitações e são feitas recomendações para trabalhos futuros.

21

CAPÍTULO II

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1. Introdução

Tensões residuais são aquelas que continuam no material após seu

processamento ou fabricação na ausência de carregamento e gradientes de

temperatura externos. De acordo com Rossini et. al (2012) as tensões residuais

podem ser classificadas conforme sua magnitudes como:

• Tipo I: São aquelas que se desenvolvem no componente em uma escala

superior ao tamanho do grão do material.

• Tipo II: São aquelas que se desenvolvem em uma peça, sendo notados

quando se analisa o grão.

• Tipo III: São aquelas que se desenvolvem no interior do grão, como

resultado da presença de discordâncias e outros defeitos internos.

A tensão do tipo I é tipicamente a macrotensão, a tensão mais fácil de

observar e medir em campo e o foco deste trabalho, as tensões do tipo II e III são

observadas apenas em escala microscópica.

As tensões residuais podem se originar de deformações e resfriamentos

diferenciais, e de transformações de fase com mudança de volume. Na soldagem as

tensões residuais originadas da compressão da poça de fusão durante a

solidificação são de natureza trativa enquanto aquelas oriundas de transformações

de fases são compressivas.

Os ensaios destrutivos ou semi-destrutivos se baseiam na medição da

deformação ocasionada pelo alivio de tensões nas peças analisadas devido à

remoção de material. Ensaios como raio X, difração de nêutrons, entre outros

medem outros parâmetros relacionados com as tensões.

Esses últimos tem tido uso crescente devido a sua aplicação no

acompanhamento de equipamentos nas indústrias aeronáutica e petrolífera e em

22

medições de campo devido a portabilidade dos equipamentos empregados. A Figura

2.1 apresenta um fluxograma com as principais técnicas de medição.

Figura 2.1: Técnicas mais comuns para medição de tensões residuais.

Fonte: Rossini, N., (2012).

2.2. Ensaios Destrutivos e Semi-Destrutivos

No entanto, Garcia-Granada et. al (2000) afirma que os métodos de medição

não-destrutivos, principalmente difração de raios X e de nêutrons são indicadas

apenas para medir tensões superficiais, tendo o alcance limitado a profundidades de

no máximo 100 µm para o primeiro método e 10 mm para o segundo.

Segundo o autor acima é apresentado o processo destrutivo de medição de

Sachs adequado para peças cilíndricas e tensões simétricas em relação ao eixo da

peça, e uma variação da técnica adequada para medição em peças cilíndricas,

porém sem a simetria axial.

A técnica de furação proposta por Sachs consiste no alargamento de um furo

de raio a para um de raio c, em um cilindro de raio externo b, onde as deformações

tangenciais são medidas com o uso de strain gages.

Assume-se εθ (antes) como a deformação medida antes do furo ser alargado

para o diâmetro c, εθ (depois) como a deformação medida após o tubo ser alargado.

A Figura 2.2 mostra o modelo do ensaio, na sequência são apresentadas as

23

equações envolvidas na medição sendo considerado um tubo de parede grossa, isto

é um tubo com razão t/r ≤ 0,1(TIMOSHENKO, 1948).

Figura 2.2: Modelo do ensaio de Sachs.

Fonte: Garcia-Granada, A., (2000).

2)(

r

BArr −=σ Eq. (1)

2)(

r

BAr +=θσ Eq. (2)

Rr c σσ =)( Eq. (3)

0)( =brσ Eq. (4)

As equações (3) e (4) são as condições iniciais do modelo, onde σR é a

tensão residual na direção radial, ao usá-las na equação (2) obtemos:

2c

BAR −=σ Eq. (5)

20

b

BA −= Eq. (6)

2b

BA = Eq. (7)

24

Usando (7) em (5) obtemos o coeficiente B e ao usarmos esse resultado em (7)

obtemos o coeficiente A e as equações de tensão.

22c

B

b

BR −=σ Eq. (8)

−=

22

22

cb

bcBRσ Eq. (9)

Bcb

cbR =

−−

22

22

σ Eq. (10)

−−=

222

221

bcb

cbA Rσ Eq. (11)

−−=

22

2

cb

cA Rσ Eq. (12)

−−

−

−−=

22

22

222

21

)(cb

cb

rcb

cr RRr σσσ Eq. (13)

−

−= 1)(

2

2

22

2

r

b

cb

cr Rr σσ Eq. (14)

−

−=

2

22

22

2

)(r

rb

cb

cr Rr σσ Eq. (15)

−−

+

−−=

22

22

222

21

)(cb

cb

rcb

cr RR σσσθ Eq. (16)

+

−−=

2

2

22

2

1)(r

b

cb

cr Rσσθ Eq. (17)

+

−−=

2

22

22

2

)(r

rb

cb

cr Rσσθ Eq. (18)

Garcia-Granada et. al (2000) indica que a deformação εθ (antes) segue a lei

de Hooke e isso leva a um ∆εθ igual equação (20), no entanto os autores informam

que essa relação só é valida se o relaxamento da tensão residual for puramente

elástico. Ao alargar gradativamente o furo do diâmetro a até o diâmetro b pode-se

determinar a tensão residual em função do raio conforme equação (21).

( )rE

antes νσσε θθ −=1

)( Eq. (19)

25

−=∆

22

22

cb

c

E

Rσεθ Eq. (20)

−∆=

2

22

2)()(

r

rbrErR θεσ Eq. (21)

Os autores concluíram em seu estudo que o novo método do furo incremental

de Sachs adequado para medir campos de tensão residual assimétricos, quando

comparado a simulações de elementos finitos apresenta resultados bem próximos.É

observado pelos autores que o método convencional apresenta erros significativos

quando usado para medir tensões assimétricas.

Seifi (2012) estudou a deformação plástica desenvolvida em materiais

contendo tensões residuais quando submetidos a ensaios de furação. Em seu

estudo foram obtidas expressões adequadas para definir as tensões residuais

através da analise do comportamento elástico e efeitos de concentração de tensão,

o método proposto apresenta bons resultados para tensões residuais de até 97% do

limite de escoamento.

Mahmoudi et. al (2011) estudou o efeito da deformação plástica nas

medições de tensões residuais através do ensaio de furação profunda tendo

concluído que a deformação plástica introduz erros na medição das tensões

residuais ao criar uma região deformada plasticamente ao redor do furo que

perturba o campo de tensões e por que o material deforma plasticamente de modo

continuo durante a furação o que invalida a hipótese de descarregamento elástico.

Xu et. al (2011) investigaram através de ensaios de furação as tensões

residuais desenvolvidas no topo e fundo de chapas de alumínio AA 2219-T62,

variando-se a velocidade transversal e de rotação. Foi observado que na superfície

o perfil de tensões teve um perfil em forma de M com os picos na ZTA, no fundo

apresentou o formato de um V invertido, quanto maior a velocidade transversal e a

velocidade de rotação maiores os níveis de tensões residuais observados.

Balalov et. al (2006) propõe uma variação do ensaio de furação, onde é usado

um interferômetro holográfico para medir as deformações, que os autores afirmam

apresentar medições mais precisas que aquelas com rosetas de strain gages.

26

É assumido que pequenos furos são feitos em campos de tensão

bidimensionais, isso implica não levar em conta as influências de gradientes de

tensão na vizinhança do furo e os efeitos de curvatura do tubo analisado.

Na Figura 2.3 os campos de tensão σ1 e σ2 representam a condição descrita

acima, um pequeno furo de raio r0 é feito onde se quer medir a tensão residual, os

eixos x1 e x2 indicam as direções das deformações ε1 e ε2. A decomposição das

tensões e deformações relacionadas à técnica de furação também são mostradas na

Figura 2.4.

Figura 2.3: Esquema de aplicação do ensaio de furação, a) Estágio I, b) Estágio II, c) Estágio III.

Fonte: Balalov, V., (2007).

O estado I representa o carregamento bidimensional do elemento de volume

a ser analisado, o estado II é o estagio inicial do volume a ser analisado, isto é antes

do furo ser feito, o estado III representa o volume após a liberação de energia

provocada pelo furo, ele equivale ao estado I menos o estado II. A decomposição

das tensões e deformações relacionadas à técnica de furação também são

mostradas na Figura 2.4.

27

Figura 2.4: Notação para determinação das tensões residuais.

Fonte: Balalov, V., (2007).

Para a determinação da deformação resultante e necessário medir os

deslocamentos da borda do furo conforme notação apresentada na Figura 2.3 e

então calcular a deformação de acordo com a equação 22.

Na equação (22) a coordenada polar do referencial centrado no centro do

furo, ro é o raio do furo u e o deslocamento no eixo x1 e v o deslocamento ao longo

do eixo x2. Da figura 3 temos que ε1 e ε2 equivalem ao εϕ quando ϕ igual a 90° e 0°

respectivamente.

Segundo Balalov et. al (2001) e (2007) o estado inicial pode ser considerado

em regime elástico, o que implica que as equações (23) e (24) são validas para

determinar as deformações ε1 e ε2.

∂

∂−

∂

∂= )sin()cos(

1

0

φφ

φφ

εφ

uv

r Eq. (22)

EE

I 22

111

σα

σαε −= Eq. (23)

EE

I 12

212

σα

σαε −= Eq. (24)

Nas equações (23) e (24) é adotada a notação dos autores, onde os alfas são

fatores de concentração de deformação, esses são de difícil definição, em geral é

28

calculado pela solução do problema inverso, no caso de estruturas de parede fina

pode ser feita a medição de dois lados e então calcula-se os valores médios dos

coeficientes levando-se em conta a simetria.

Balalov (2000) também considera que as deformações no estado II ocorrem

em regime elástico, isso pode ser visto nas equações (25) e (26), e com (23) e (24)

podemos calcular as funções das deformações finais e ao rearrumá-las podemos

calcular as componentes σ1 e σ2 da tensão residual.

( )211

1νσσε −=

E

II Eq. (25)

( )122

1νσσε −=

E

II Eq. (26)

111IIIIII εεε −= Eq. (27)

222IIIIII εεε −= Eq. (28)

( )21

2

2

1

11

1νσσ

σα

σαε −−−=

EEE

III Eq. (29)

( ) ( )νασ

ασ

ε −−−= 2

2

1

11 1

EE

III Eq. (30)

( ) ( )νασ

ασ

ε −−−= 2

1

1

22 1

EE

III Eq. (31)

( ) ( )νασ

ασ

−−−=∆

2

2

1

1

0

12 EEr

u Eq. (32)

( ) ( )νασ

ασ

−−−=∆

2

1

1

2

0

12 EEr

v Eq. (33)

( )11 −= αa Eq. (34)

( )να −= 2b Eq. (35)

a

b

ar

uE2

0

12

σσ +∆

= Eq. (36)

a

b

ar

vE1

0

22

σσ +∆

= Eq. (37)

+

∆+

∆=

a

b

ar

uE

a

b

ar

vE2

00

222

σσ Eq. (38)

0

2

0

2

2

2222 r

uE

a

b

ar

vE

a

b ∆+

∆=− σσ Eq. (39)

∆+

∆=

−2

0

2

22

22 a

ub

a

v

r

E

a

baσ Eq. (40)

29

∆+∆=

−2

0

2

22

22 a

ubva

r

E

a

baσ Eq. (41)

−

∆+∆=

22

0

22 ba

ubva

r

Eσ Eq. (42)

−

∆+∆+

∆=

22

00

122 ba

ubva

r

E

a

b

ar

uEσ Eq. (43)

)(2)(2222

0

2

22

00

1baar

uEb

baar

vabE

ar

uE

−

∆+

−

∆+

∆=σ Eq. (44)

)(2)(2)(2

)(22

0

2

22

0

22

0

22

1baar

uEb

baar

vabE

baar

bauE

−

∆+

−

∆+

−

−∆=σ Eq. (45)

)(2)(2

)(22

0

22

0

222

1baar

vabE

baar

bbauE

−

∆+

−

+−∆=σ Eq. (46)

)(2)(222

0

22

0

2

1baar

vabE

baar

uEa

−

∆+

−

∆=σ Eq. (47)

−

∆+∆=

22

0

12 ba

vbua

r

Eσ Eq. (48)

Figura 2.5: Curva típica de concentração de deformação obtida na borda de um furo sem carregamento em peça submetida a carregamento uniaxial.

Fonte: Pisarev, V.,(2001).

Balalov (2007) concluiu que para a determinação da tensão residual em

cascos cilíndricos e tubos, ambos de parede fina com diâmetro externo não inferior a

60 mm, a combinação do método de furação com a interferometria holográfica de

reflexão é capaz de obter medições das componentes de tensões residuais com

desvio máximo de 5%.

30

Balalov (2000) informa que as constantes α1 e α2, na maioria dos casos, de

chapas finas com furos passantes ou de chapas grossas com furos cegos pode-se

aplicar os valores da Figura 2.5, de modo geral eles são calculados de acordo com

(49) e (50). Nas equações temos a dependência de uma deformação ε1 que neste

caso é a deformação na direção do carregamento sem a presença do furo.

1

1

1

1

)90(

ε

ε

ε

φεα φ

I

=°=

= Eq. (49)

1

2

1

1

)0(

ε

ε

ε

φεα φ

I

=°=

= Eq. (50)

Liu e Yi (2013) analisaram as tensões residuais longitudinais em soldas por

atrito realizadas em chapas de liga de alumínio AA6061-T6 com 4mm e 8mm de

espessura através do método do contorno. Eles concluíram que o perfil de tensões

residuais não apresenta o formato de M na direção transversal para as amostras

analisadas, que a tensão medida na direção de avanço e superior aquela observada

na direção de saída da ferramenta em ambos os casos, e que a tensão máxima

medida é de 168 MPa, equivalente a 61% do limite de escoamento e está localizada

a 62,5% da espessura.

Murugan e Narayanan (2009) afirmam que as tensões residuais são da ordem

do limite de escoamento, em seu trabalho eles adotam o método do contorno

baseado na variação do principio de superposição elástica de Bueckner que afirma

que se um corpo trincado sujeito a carregamento externo ou deslocamentos

conhecidos em se as fronteiras são submetidas a forças que tendem a aproximar as

faces das trincas, as forças devem ser equivalentes à distribuição em um corpo não

trincado com a mesma geometria submetido a um carregamento externo. Esse

método assume que o material deforma elasticamente durante o relaxamento

promovido pela remoção de material e que esse processo não introduz novas

tensões no material. O artigo apresenta uma simulação por elementos finitos de uma

junta em T e faz sua validação pelo método do contorno.

Murugan et. al (2009) concluiu em seu estudo que o modelo termo-mecânico

tridimensional para juntas em T tem boa aderência aos resultados obtidos pelo

método do contorno, é citado que o método do contorno pode ser empregado para

31

medir com precisão as distribuições de tensão residual ao longo da seção

transversal de componentes soldados.

Turski e Edwards (2009) propõem em seu artigo o uso do método do contorno

associado a simulação de elementos finitos para medir as tensões residuais

transversais em soldas planas com chapas de AISI 316L, os autores afirmam que o

método aplicado se baseia no principio de superposição de Bueckner onde uma

amostra contendo tensões residuais é cortada em 2 partes e então é medida a

deformação obtida, esta é então comparada, neste experimento por elementos

finitos, com a deformação que seria obtida em um corpo livre de tensões quando

solicitado, e então se obtém o nível de tensão residual. Concluiu tensões residuais

variando entre 150 MPa no inicio do cordão e 200 MPa no final.

2.3. Ensaios Não-Destrutivos

Até o momento foram apresentados os principais métodos semi-destrutivos e

destrutivos de medição das tensões residuais e o modelo matemático por trás das

praticas adotadas, pode-se observar que todos os modelos até então apresentados

assumem que as tensões e deformações residuais estão em regime linear-elástico.

O ensaio de dureza é um dos ensaios não-destrutivos mais utilizados, para avaliar a

dureza superficial e estimar propriedades mecânicas como limite de resistência.

Zhu et. al (2010) propõe seu uso para a determinação de tensões residuais,

essa pode ser feita comparando-se a projeção de área obtida em uma amostra livre

de tensões e aquela obtida em uma amostra onde existem tensões residuais ou

analisando a interação entre a pressão do endentador e a tensão residual pela

avaliação da deformação por cisalhamento.

Em ambos os casos é necessário medir de forma adequada a área

deformada durante o ensaio para se obter a medida precisa da tensão residual

presente no objeto, Zhu et. al (2010) medem a tensão residual por comparação entre

2 amostras de aço AISI 1045 com dimensões de 25mm x 15mm x 8mm, uma delas

com a tensão residual presente, outra isenta dela e na sequencia compara os

resultados obtidos com aqueles de um ensaio de Raio X.

A partir dos dados obtidos foi plotada uma curva média carga x profundidade

para cada uma das amostras. Foram adotadas as equações (51) e (52) para

32

determinar as tensões residuais de natureza trativa e compressiva respectivamente,

onde σR é a tensão residual conforme definido anteriormente, A é a projeção do

endentador na peça com tensões residuais, A0 é a projeção na amostra livre de

tensões residuais, H é a dureza do material e α é o ângulo de ponta do endentador,

no caso desse experimento temos α igual a 24,7.

−=

A

AHR

01σ Eq. (51)

−=

A

A

sen

HR

01)(α

σ Eq. (52)

Tensões residuais de natureza trativa o material irá deformar plasticamente

com uma carga menor se comparado a uma amostra isenta de tensões internas, no

caso de tensões internas compressivas, a carga requerida será maior que a

observada em uma amostra isenta desse tipo de tensão para uma mesma

profundidade. Para fazer a correção da área deformada para continuar usando as

equações (51) e (52), Zhu et. al (2010) propõem a equação (53), essa é uma função

de altura efetiva de contato (hc), mostrada graficamente na Figura 2.6. Em (53) as

constantes C0 até C8, são obtidas em procedimentos calibrados, esses não foram

descritos em seu trabalho.

Figura 2.6: Perfil de contato entre endentador e material.

Fonte: Zhu, L., ( 2 0 1 0).

( )n

n

cn hCA

−

=

∑=28

0

Eq. (53)

Os autores encontraram com a metodologia proposta uma tensão residual de

-117 ± 32 MPa, e em sua medição com Raio-X encontraram -114 ± 20 MPa, isso

33

representa um desvio de aproximadamente 2,63% em relação a uma técnica

consagrada para esse tipo de medição.

Gauthier et. al (1997) afirma que o método Barkhausen se baseia no

movimento abrupto do campo magnético em materiais ferromagnéticos durante uma

mudança de magnetização, se esse tipo de material for magnetizado em um campo

de intensidade crescente, pulsos de tensão são induzidos em uma bobina próxima

da amostra. Esse movimento e provocado por mudanças de densidade de fluxo e

mudanças na fronteira devido a pontos de ancoragem como contornos de grãos,

vazios, espaços laminares, inclusões e discordâncias.

Sob a influência do campo magnético externo a amostra irá alinhar seu vetor

de magnetização com aquele do campo externo e então aumentará de tamanho e

mudar sua orientação em 90° ou 180° com o aumento de intensidade do campo

magnético.

O grau de magnetização da amostra varia conforme a anisotropia do material,

essa é influenciada pela estrutura cristalina, anisotropia induzida por tensões,

recozimento magnético, e deformação plástica não uniforme.

A energia total de um campo de ruído magnético de Barkhausen é dado pela

equação (54) onde α e β são parâmetros de ajuste e θ é o ângulo entre o campo

magnético de Barkausen e o campo de varredura aplicado, por exemplo, nos aços

não magnetizados, não submetidos a tensões os vetores de magnetização tendem a

se alinhar na direção [1 0 0], a direção de mais fácil magnetização do cristal.

βθα += )(cos2U Eq. (54)

Medições de ruído magnético de Barkhausen (MBN) indicam que a

intensidade do campo aumenta com tensões de natureza trativa e diminuem com

tensões de natureza compressiva, como os níveis de deformação estão

relacionados com o nível de ruído magnético, dessa forma pode-se quantificar o

nível de tensão.

Para medir a tensão residual precisa-se de duas amostras, uma com

carregamento conhecido, que pode ser uniaxial ou biaxial, esse ultimo apresenta

melhores resultados segundo os autores. No trabalho analisado foi usada uma

amostra com carregamento uniaxial para levantar a curva de calibração.

34

Gauthier et. al (1997) conclui que o método do ruído magnético de

Barkhausen (MBN) é apropriado para medir apropriadamente tensões superficiais de

até ± 25 MPa, desde que os aparatos estejam corretamente calibrados, as curvas de

calibração definem o intervalo dentro do qual as medições podem ser feitas

corretamente, o método usado apresenta resultados compatíveis com os obtidos por

difração de raio X, secção e furação.

Lindgren e Tepistö (2003) investigaram a potencial aplicação do método do

ruído magnético de Barkhausen para avaliação de tensões residuais em aços

duplex. Concluíram que é possível determinar as tensões residuais na fase ferrítica,

no entanto não foi possível avaliar estas tensões na fase austenítica.

Ju et. al (2003) em seu estudo usaram o método do ruído magnético de

Barkhausen com calibração baseada na ZTA para verificar os efeitos da variação da

microestrutura e a distribuição de tensões residuais em uma solda tubular de aço

API X65. Eles concluíram que a microestrutura afeta as leituras pelo método de

Barkhausen, que a tensão residual máxima obtida é encontrada na linha central da

solda e seu módulo equivale a 35% do limite de escoamento do material, e que a

ZTA e o metal de base apresentaram tensões residuais compressivas.

Desvaux et. al (2004) apresenta o método do ruído magnético de Barkhausen,

comparando-o com o método de difração de raio X para a medição de tensões

residuais superficiais presentes em esferas e pistas de rolamentos para mancais

usados na indústria aeronáutica.

Em seu experimento, os autores observaram que uma carga não centralizada

na pista interna do mancal após ciclo de serviço, indicando que o método pode ser

usado como critério para avaliação de mancais durante a manutenção e para analise

das condições que levam esses mancais a ter uma carga com distribuição irregular,

além disso, afirmam que o método é uma alternativa viável para este tipo de

medição na indústria por apresentar resultados eu um intervalo de tempo curto, não

exigir contato direto com a amostra a ser analisada e ser adequado para a geometria

de mancais de rolamento.

Kleber e Barroso (2010) estudaram as tensões residuais desenvolvidas no

tratamento de endurecimento por shot peening do aço inox austenítico 304L pelo

método do ruído magnético de Barkhausen. Eles concluíram que o método pode ser

35

usado na medição de tensões residuais neste tratamento e para quantificar as

fração em volume de martensita, que a intensidade do campo aumenta com a

profundidade do shot peening devido a uma combinação de tensões residuais e

aumento da fração de martensita na amostra, esta quando foi deformada

plasticamente, se observou mudanças no campo magnético.

Yelbay et. al (2010) mediram tensões residuais pelo método do ruído

magnético de Barkhausen em soldas planas em aço API 5L grau X70 e seu

resultados foram verificados através de ensaios pelo método de furação, medições

de dureza e analises de microestrutura. Eles concluíram que o método apresenta

bons resultados para medir tensões residuais superficiais desde que o instrumento

seja calibrado adequadamente levando sem conta a variação de microestrutura ao

longo da solda.

Sorsa et. al (2012) investiga o uso de medições pelo método do ruído

magnético de Barkhausen (MBN) para a medição de tensões residuais e dureza, o

experimento é dividido em etapas de pré-processamento de sinal, geração de sinal,

identificação do modelo, e sua validação. Foi adotado o modelo de regressão linear

multivariável, este foi escolhido por apresentar bons resultados em experimentos

anteriores de diversos autores.

Foi verificado pelos autores após a validação do método com dados de

controle, que a maioria das medições apresenta resultados coerentes com a

literatura, nos pontos onde isso não ocorre, os autores acreditam que se devem a

iteração entre as propriedades do material e os sinais de Barkhausen obtidos. Sorsa

et. al (2012) conclui que o método é adequado para a medição de tensões residuais,

dureza e pode ser usado para levantar outras propriedades mecânicas.

Gür (2002) afirma que as tensões residuais são criadas por gradiente de

temperatura e mudanças de fase que ocorrem durante o tratamento, ao mesmo

tempo se desenvolvem deformações para compensar a variação de volume. Em seu

estudo o autor propõe um método para avaliar por raio X o efeito da geometria no

desenvolvimento de tensões residuais e mudança de microestrutura, como primeiro

passo foi avaliado o efeito de diferentes tratamentos térmicos em cilindros maciços,

o segundo passo consiste em aplicar o tratamento térmico que produziu a menor

36

tensão residual é aplicado a cilindros com furos de diferentes diâmetros e variados

graus de excentricidade.

O autor concluiu que para um dado tratamento térmico, o tamanho da peça é

determinante para o desenvolvimento de tensões residuais, no caso das peças

vazadas o gradiente de espessura e função da excentricidade foi obtido e no caso

particular do aço C60 foi observada uma variação do nível de tensões residuais com

a espessura e a excentricidade dos tubos.

Gou et. al (2011) em seu experimento avalia a tensão residual nas paredes

internas de tubulações em serviço comparando-as com medições obtidas de tubos

novos soldados e analise de tensões, nos tubos em serviço foram medidas as

tensões por difração de raio X nas paredes externas, enquanto que nos tubos novos

foram feitas medições nas paredes interna e externa. O experimento tem como

objetivo obter as dados para analise de tensões e de falhas em tubos em serviço.

Os autores concluíram que para os tubos novos fora de serviço as tensões

residuais na face interna variam entre 0,8 e 1,05 vezes o limite de escoamento e na

parede externa não passam de 0,4 vezes o limite de escoamento, a tensão residual

máxima medida é paralela a solda e ocorre em uma região de 40 mm de largura ao

redor da solda e que a composição de carregamento com tensão residual podem

levar a corrosão sob tensão e fadiga com corrosão em tubulações em serviço sendo

observado que a Zona Termicamente Afetada (ZTA) é a região mais frágil.

McNelis et. al (2013) apresentaram um novo método para determinar as

tensões residuais em um componente através de uma malha de deformações

deduzidas a partir de deslocamentos de pico obtidos através de medições em

pontos discretos. Eles concluíram que a partir do uso de feixes de raio X de alta

energia e sincronia foi possível determinar as tensões residuais ao longo de toda

espessura.

Van Swygenhoven e Van Petegem (2013) explicam em seu artigo como

podem ser usadas as técnicas de difração de raios-X pulverizada e de Laue

combinadas respectivamente com deformações trativas e compressivas durante os

ensaios para desacoplar o efeito da microestrutura e do carregamento durante as

medições.

37

Kwon et. al (2013) em seu estudo investigaram a evolução de tensões

residuais em grão grosseiros de uma liga Fe-Mn-Si-Cr e sua dependência em

relação a transformações martensíticas e orientação do grão, onde as variações de

tensões foram quantificadas através de difração de raios X. Eles concluíram que a

magnitude das tensões residuais compressivas nas amostras está relacionada com

transformações martensíticas.

Sato et. al (2013) analisaram a distribuição de parâmetros microestruturais ao

longo da seção de arames de aço perlítico trefilados a frio através de análise de

perfis lineares e tensões residuais através de difração de raios X de feixes

dispersos.

Eles observaram que a tensão residual é inversamente proporcional ao raio,

sendo de 700 MPa no centro do arame e caído pela metade na superfície, que o

tamanho do grão na superfície é superior aquele observado no centro, este efeito

pode estar associado ao calor gerado pelo atrito entre a superfície e a alma do

arame, e que a medida que o raio aumenta diminui a densidade das discordâncias,

este efeito pode ser associado a deformação compressiva sofrida pelo centro do

arame.

Meismer et. al (2013) buscaram quantificar as tensões residuais na superfície

de amostras de NiTi após feixe de elétrons com derretimento de superfície onde foi

usado o método generalizado que combina diferentes geometrias de Bragg-

Brentano e leva em conta variações do módulo de elasticidade. Eles concluíram que

o modelo adotado é eficiente para a determinação de tensões residuais em

revestimentos levando-se em conta a variação do módulo de elasticidade, e este

ultimo pode ser verificado por microdureza.

Pierce e Linton (2006) em seu experimento analisaram por difração de

nêutrons as deformações em uma seção calandrada de uma chapa de controle e

aquelas em uma solda em chapas planas, esta técnica de medição foi usada por ser

um ensaio não destrutivo (END) capaz de medir campos de tensão tridimensionais.

O objetivo do estudo é ampliar a compreensão da variação dos campos de tensão

residual ao longo de soldas planas e em T feitas com alto grau de restrição e chapas

grossas, isto é, chapas a partir de 30mm de espessura, as estruturas de interesse

que levaram ao estudo destas geometrias foram vasos de pressão e tanques de

38

armazenamento produzidos a partir de chapas calandradas e com soldas com as

geometrias citadas anteriormente.

Os autores concluíram que as chapas calandradas apresentam tensões

residuais da mesma ordem de grandeza daquelas encontradas em chapas soldadas,

que quando são feitas duas soldas em laterais de uma chapa, a primeira apresenta

tensões trativas superiores aquelas observadas na segunda, e que as tensões

máximas observadas nas soldas são da mesma ordem de grandeza do limite de

escoamento dos consumíveis de soldagem.

Withers (2007) em seu artigo revisa os princípios básicos para a dedução das

deformações em uma dada direção através dos picos observados na difração de

nêutrons, demonstra como podem ser determinadas as tensões residuais a partir

das deformações com modelagem elástica. O autor conclui a partir dos

experimentos realizados que o método é adequado para a medição de deformações

residuais, para avaliação de fase e características de grão.

Segundo Sanderson e Shen (2010), o método de medição por ultrassom

utiliza 1 transmissor e 2 receptores acoplados a peça para gerar e detectar as ondas

respectivamente, o ultrassom gerado a laser é operacionalmente análogo ao modelo

tradicional, porém não requer contato com a peça. Os métodos citados não

apresentavam medições precisas para campo de tensão não uniformes na época.

Por esta razão os autores em seu experimento realizaram analise de elementos

finitos para verificar a eficácia do ultrassom gerado por laser na medição de tensões

residuais.

Os autores concluíram que existe correlação entre o comportamento da onda

e as tensões residuais presentes na superfície até uma profundidade de

aproximadamente 0,3 mm e que é possível aumentar a profundidade trabalhando-se

com frequências mais baixas.

Braga et. al (2013) realizaram uma análise comparativa entre os resultados

obtidos por medições de tensões residuais feitas pelo método do contorno com

aquelas feitas por difração de nêutrons em soldas planas em aço estrutural S35 que

sofreram laminação após a soldagem para aliviar tensões residuais. Foi verificado

que os 2 ensaios apresentam resultados similares e que a laminação realmente

39

alivia as tensões transformando a atenção residual trativa próxima da solda em

compressiva e diminuindo a magnitude da compressão dentro da ZTA.

Jiang et. al (2013) buscaram em seu estudo estabelecer uma relação entre

alivio de tensões residuais e a distância de corte de amostras em grandes estruturas

usando simulações numéricas e ensaios experimentais, onde a difração de nêutrons

foi usada para determinar a distribuição de tensões e verificar os resultados das

simulações.

Em seu trabalho eles obtiveram duas relações para o comprimento de corte

necessário para alívio de tensões, uma baseada no principio de Saint-Venant e outra

simplificada, baseada em seus resultados, foi observado que o comprimento máximo

que pode ser cortado da solda sem ocorrer alivio das tensões é de

aproximadamente 6 vezes o comprimento característico e 12 vezes a espessura das

chapas.

Haigh et. al (2013) em seu trabalho realizou medições de tensões residuais

por difração de neutrons em 2 soldas tubulares em aço inox austenítico, a primeira

com preenchimento até a metade da espessura do tubo e a segunda com

preenchimento total, com os objetivos de avaliar a mudança no perfil de tensões

com o enchimento da solda, e para validar o modelo em elementos finitos

desenvolvido as tensões residuais com o enchimento de soldas tubulares.

Foi observado dos resutados obtidos que o modelo em elementos finitos

apresentou um perfil de tensões compatível com aquele obtido a partir das

medições, porém com valores maiores, isto pode ser atribuído ao fato de o modelo

considerar endurecimento isotrópico.

Uzun e Bilge (2011) buscaram em seu experimento medir as tensões

residuais equivalentes e definir a fronteira da Zona Fundida (ZF) em uma solda

composta por 3 passes em chapas de aço AISI 316L usando a técnica de imersão

por ultrassom. No experimento são utilizadas 2 chapas, a primeira onde são

realizados os passes e a segunda como uma amostra de controle, as tensões

residuais na chapa soldada foram determinadas comparando-se a velocidade da

onda na chapa na chapa soldada com aquela obtida na chapa de controle.

Os autores concluíram que as tensões são altas na Zona Termicamente

Afetada (ZTA), que o método aplicado apresenta resultados coerentes quando

40

comparados com experimentos anteriores na fronteira da Zona de fusão, porém, não

consegue medir o estado de tensões na zona fundida.

Javadi e Najafabadi (2013) compararam as medições com ondas de contato e

imersão de tensões residuais desenvolvidas em soldas dissimilares de aço inox 304

com aço carbono ASTM A106. Foi observado no experimento que não existe

diferença significativa nos resultados obtidos com as ondas citadas, cabendo ao

usuário definir qual método usar.

2.4. Avaliação de Características Mecânicas

Até então foram apresentados os fundamentos dos métodos que vêm sendo

usados para a medição de tensões a partir de diversos estudos recentes dos quais

os ensaios destrutivos e semi-destrutivos consideram que as peças estão

submetidas ao regime linear-elástico e os não-destrutivos identificam apenas o nível

de tensão por comparação com aqueles obtidos com os de amostras isentas de

tensão. No caso especial de tensões residuais em soldas é preciso analisar com

mais cuidado o estado de tensões, deformações, temperaturas, a geometria das

soldas, suas restrições.

Dowling (2007) ao analisar o mecanismo de fluência afirma que “o movimento

de átomos, vacâncias, discordâncias ou moléculas dentro do material sólido ocorrem

de modo dependente do tempo, e mais rapidamente em temperaturas mais altas.”

Em materiais cristalinos a taxa de deformação possui relação de dependência

com tensão aplicada e temperatura absoluta de acordo com a equação (54) onde R

é a constante universal dos gases, d é o tamanho médio dos grãos, A, m, q e a

energia de ativação Q são variáveis do material que dependem do mecanismo de

difusão.

RT

Q

q

m

eTd

A −•

=σ

ε Eq. (54)

41

Tabela 1: Coeficientes de fluência para mecanismos físicos. Mecanismo m q Descrição

Escoamento por difusão (Fluência de Nabarro-Herring) 1 2 Difusão de vacância através da rede cristalina.

Escoamento por difusão (Fluência de Cobre) 1 3 Difusão de vacâncias ao longo de contornos

de grão. Deslizamento de contorno de grão 2 2 ou 3

Deslizamento acomodado pela difusão de vacancas através da rede cristalina (q=2) ou ao longo do contorno de grão (q=3).

Fluência de discordâncias 3 a 8 0 Movimentação de discordâncias que escalam

sobre obstáculos micro estruturais Fonte: Dowling, (2007).

De acordo com ASM (1998) é responsabilidade de quem contrata ou fabrica

estabelecer os critérios de aceitação de procedimentos de soldagem, para isso

podem ser adotados ensaios metalográficos, ensaios não destrutivos para avaliar a

integridade da solda, ensaios de tração, dobramento e dureza a ser executados em

amostras confeccionadas nas mesmas condições para verificar se a solda possui as

propriedades mecânicas desejadas. As amostras devem ser retiradas conforme

Figura 2.7.

ASME (2010) também afirma que é responsabilidade de quem contrata ou

fabrica estabelecer os critérios de aceitação de procedimentos de soldagem, além

disso, apresenta o numero de amostras mínimo que deve ser retirado para

qualificação de procedimentos de soldagem de acordo com a espessura,

orientações de como cortar as amostras.

Figura 2.7: Locais recomendados para corte de amostras para ensaios de tração e dobramento.

Fonte: ASM HANDBOOK, (1998).

42

Conforme descrito anteriormente os ensaios de tração e testes metálograficos

são extensivamente usados para qualificar procedimentos de soldagem, sabe-se

ainda que o ensaio de tração é uma ferramenta eficaz para se caracterizar as

propriedades mecânicas do material, e que existe relação entre a dureza superficial

do material sem tratamentos superficiais como cementação, nitretação e outros com

o limite de resistência.

Dowling (2007) ao tratar do ensaio de dureza diz que “as deformações

causadas pelo durômetro tem magnitude similar aquelas que ocorrem no limite de

resistência do ensaio de tração. No entanto, uma diferença importante é que o

material não pode escoar livremente, produzindo um estado triaxial de tensões

abaixo do endentador”. Para o mesmo autor ainda apresenta uma relação empírica,

adequada para aços carbono de baixa, media resistência e aços liga, para se obter o

limite de resistência em MPa a partir da dureza Brinell medida (55), onde σu é o

limite de resistência e HB é a dureza Brinell em kgf/mm2.

HBu 45,3=σ Eq. (55)

Benghini et. al (2006) buscou em seu experimento obter um método geral

para se obter a curva tensão-deformação a partir da curva carga-penetração obtida

em ensaio de dureza com endentador esférico. Como resultado, os autores

obtiveram um método para levantar as curvas de tensão-deformação a partir do

ensaio de dureza para aços, ligas de cobre e alumínio com o qual é possível obter o

modulo de elasticidade, o limite de escoamento e o coeficiente de endurecimento

por deformação n.

Yan et. al (2007) tentaram desenvolver uma técnica para avaliar os resultados

de ensaios de dureza com endentador cônico nos quais as amostras estão

endurecidas por encruamento e submetidas a tensões residuais equi-biaxiais. Foi

demonstrado que uma deformação representativa pode ser adotada quando uma

tensão residual esta presente, desta forma o limite de escoamento e o

endurecimento por encruamento podem ser determinados por análise reversa.

Larsson (2011) buscou diferenciar tensões residuais trativas e compressivas a

partir de medições de dureza com endentadores pontiagudos. O estudo concluiu que

as características da impressão durante os ensaios com tensões residuais

43

compressivas são muito diferentes daquelas livres de tensões, informa que são

necessários novos estudos principalmente para tensões de maiores magnitudes.

Podemos concluir que tanto o consagrado ensaio de tração quanto o ensaio

de dureza podem ser adotados para obter as propriedades mecânicas e caracterizar

o estado de tensões presentes amostras soldadas.

44

CAPÍTULO III

MATERIAIS E MÉTODOS APLICADOS A PESQUISA

Para o experimento foram selecionadas 9 chapas de aço carbono AISI 1020,

sendo as 8 primeiras para a execução das soldas com 75 x 198 mm, ver Figura 3.1,

e a última como amostra de controle para os ensaios de tração.

Figura 3.1: Amostras Utilizadas no experimento.

Os chanfros para a soldagem das chapas foram produzidos por fresamento

com ângulo de 45º, 5 mm de lado e um diâmetro de eletrodo, isto é, 3,25 mm de

espaçamento entre as peças a ser soldadas, ver Figura 3.2.

Figura 3.2: Esboço de geometria de soldagem.

As soldas foram feitas pelo processo de soldagem com eletrodo revestidos

(SMAW) com fonte de corrente constante ESAB LHI 425 tendo sido usados

45

eletrodos E7018 de 3,25 mm de diâmetro com 70 ksi de resistência mínima, solda

em todas as posições, com revestimento básico com adição de pó de ferro. A

Figura 3.3 mostra a fonte de soldagem e as características do eletrodo utilizado.

Figura 3.3: a) Fonte de soldagem. b) Dados dos eletrodos.

a)

b)

As soldas foram feitas com 4 características distintas, a primeira livre de

restrições confeccionada com as chapas 1 e 2, a segunda com restrição total

realizada através de ponteamento das chapas 3 e 4 em bancada de aço carbono, a

terceira com restrições paralelas ao cordão de solda realizada com as chapas 5 e 6,

a quarta com restrições perpendiculares ao cordão de solda foi confeccionada com

as chapas 7 e 8. Estas montagens podem ser vistas na Figura 3.4.

Figura 3.4.: a) Solda das chapas 1 e 2, solda sem restrições. b) Solda das chapas 3 e 4, solda com restrição total. c) Solda das chapas 5 e 6, solda com restrições paralelas ao cordão. d) Solda das chapas 7 e 8, solda com restrições perpendiculares ao cordão.

a)

b)

c)

d)

46

No caso da solda sem restrições foram utilizadas orelhas ponteadas as

chapas para eliminar defeitos no inicio e no final do cordão de solda, ver Figura 3.4,

estes impediram a medição da altura na região próxima ao cordão para os passes

de raiz, 1 2 e 3.

Foram usadas chapas de apoio para as soldas com restrição paralela e

perpendicular ao cordão com 5/16” de espessura. A cada passe foram feitas

medições do comprimento, da largura e da altura das chapas, nas extremidades e

próximo aos cordões e então foram calculados suas respectivas médias e desvios

padrão.

Parâmetros de soldagem como tensão, corrente e tempo de execução por

passe foram registrados por filmagens realizadas com uma câmera digital General

Electric modelo X5. As velocidades foram calculadas considerando-se o

comprimento da peça dividido pelo tempo de soldagem.

As medições das dilatações foram realizadas com um paquímetro Universal

Série 125 da Starrett modelo B com as características informadas na Tabela 3.1.

Tabela 3.1: Faixa de medição dos paquímetros Starrett série 125 com respectivas resoluções.

Modelo Milímetro Polegada Faixa de Medição

Resolução A 0,02 0,001

150 a 300mm / 6 a 12” B 0,05 1/128

Exatidão A ±0,02 ±0,001

B ±0,05 ±0,002 Fonte: Starrett., (2008).

De cada solda foram feitos 06 ensaios de tração com dimensões conforme

norma ASTM (2004) e adotadas as recomendações da ASME (2011), para os 03

ensaios de microdureza Vickers, as amostras metalográficas foram preparadas

conforme ASTM, (2001). “Amostras para serem polidas para exame metalográfico

normalmente tem área entre 12 e 25 mm2, ou ter um diâmetro variando entre 12 e 25

mm se a amostra for cilíndrica. A altura da amostra não deve ser maior que aquela

necessária para o manuseio adequado durante o polimento” (ASTM, 2001).

No experimento foram cortadas 7 amostras com aproximadamente 40 mm de

largura e ZTA na região central da amostra para avaliar as variações das tensões

residuais ao longo da seção, entre ZTA e ZF, ao longo do cordão e potenciais

47

mudanças de microestrutura que podem ocorrer nesta região da peça. Destas

amostras foram selecionadas apenas 3 para os ensaios de microdureza e

metalografia, as amostras identificadas na Figura 3.5 como c, g e k, esta escolha foi

feita para obtermos uma dispersão estatística dos dados adequada, para que possa

ser avaliada a variação da dureza ao longo da solda e para avaliar os efeitos de

borda no início e final da solda.

No preparo das amostras foram usadas lixas com granulometria 180, 240,

360, 480, 600, 800, 1200 e a Politriz Arotec Aropol 2V com oxido de alumina. Para

os ensaios de microdureza foi usado um microdurômetro Vickers Mitutoyo

Hardeness Testing Machine HM 100 com uma carga de 0,5 kgf e espaçamento entre

as endentações de 1,2 mm e distância entre linhas horizontais de 3 mm. A Figura

3.5 e a Tabela 3.2 mostram as larguras das amostras para os ensaios de tração e

microdureza.

Figura 3.5.: Larguras das amostras para ensaios de tração, microdureza.

Tabela 3.2.: Largura em milímetros das amostras para

ensaios de tração, microdureza e metalografia.

Chapas 1x2 Chapas 3x4 Chapas 5x6 Chapas 7x8 a 5,70 10,00 11,85 16,10 b 10,00 10,00 10,00 10,00 c 18,90 16,25 17,70 16,40 d 10,00 10,00 10,00 10,00 e 16,90 16,10 16,60 15,10 f 10,00 10,00 10,00 10,00 g 17,00 10,85 14,75 13,30 h 10,00 10,00 10,00 10,00 i 20,20 15,00 15,60 13,00 j 10,00 10,00 10,00 10,00 k 17,10 12,20 14,80 18,80 l 10,00 10,00 10,00 10,00

m 5,50 11,50 8,50 7,35

48

Para a amostra de controle (chapa 9) foram cortados 5 corpos de prova

conforme coluna Subsize Specimen da Tabela 3.3, que foram submetidos a ensaios

de tração para determinar o limite de escoamento, a tensão máxima, o limite de

ruptura do material. Os mesmos foram usinados da amostra conforme o esboço

apresentado na Figura 3.6.

Tabela 3.3: Geometria e dimensões de corpos de prova.

Dimensões em mm

Amostras padrão Amostras finas

Dimensões Nominais Tipo Chapa

40 mm Tipo folha 12,5 mm

6 mm

G – Comprimento de tracionamento 200,0±0,2 50,0±0,1 25,0±0,1

W – Largura 40,0±0,2 12,5±0,2 6,0±0,1

T - espessura Espessura do material

R – Raio de adoçamento 25 12,5 6

L – Comprimento total 450 200 100

A – Comprimento com seção reduzida

225 57 32

B – Comprimento da seção de fixação

75 50 30

C – Largura da seção de fixação 50 20 10

Fonte: ASTM, (2004).

Figura 3.6: Esboço para usinagem dos corpos de prova da chapa de controle.

49

CAPÍTULO IV

MEDIÇÕES DE DESLOCAMENTO, TRAÇÃO E MICRODUREZA

4.1. Introdução

Durante a soldagem das chapas 3 e 4 foi observado que os pontos inferiores

desenvolveram trincas não passantes após o passe 1 de solda, estes foram então

reforçados para a execução dos passes 2, 3 e 4.

Algum tempo após o passe 4, o ultimo a ser executado, os pontos superiores

romperam, indicando que o carregamento residual presente na peça ultrapassou o

limite de ruptura para os pontos superiores.

Na etapa de corte das amostras para os ensaios de microdureza e durante o

fresamento dos corpos de prova para os ensaios de tração, foi observado pelo

operador da fresa que os discos de corte precisaram ser afiados ou trocados 2

vezes quando as chapas 3x4 e 7x8 foram trabalhadas, as amostras das soldas

restantes foram confeccionadas sem troca de ferramenta ou parada para afiá-la.

As evidências apresentadas indicam que as soldas 3x4 e 7x8, apresentam

uma dureza superior a da solda sem restrição, e a da solda com restrições paralelas

evidenciando que a mesma possui uma tensão residual com modulo superior ao

limite de escoamento do AISI 1020.

4.2. Medições de deslocamentos.

4.2.1. Deslocamentos da solda sem restrições (Chapas 1x2)

Ao medir os deslocamentos na solda sem restrições (Chapas 1x2), devido ao uso

dos “babadores”, nos passes de raiz, 1, 2, 3 foram medições em milímetros da

largura, comprimento e altura nas pontas das chapas, no ultimo passe, os

“babadores” foram separados da junta soldada e então a chapa foi apoiada nas 4

pontas e as alturas foram medidas na região próxima a solda, após diversas

medições foram calculadas as respectivas médias e desvios padrões conforme

Tabelas 4.1, 4.2,4.3,4.4 e 4.5.

50

Após as soldas foi verificado que as espessuras das chapas 1 e 2 não

sofreram alteração, logo a altura medida nas pontas equivale a espessura do

material, isto é 3/8” juntamente com a flecha medida.

Tabela 4.1: Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe de raiz.

Ch

apas 1x2 S

em

restrições

Passe de Raiz Velocidade [mm/s] 2,91 Largura Comprimento Altura (pontas) Tensão [V] 20-26 152,40 197,40 9,75 Corrente [A] 116 152,00 197,80 9,75

152,30 197,50 9,75

152,50 197,90 10,65

152,40

Média 152,32 197,65 9,98 Desvio 0,17 0,21 0,05

Tabela 4.2: Parâmetros de soldagem e deslocamentos medidos para passe 1.

Ch

apas 1x2 S

em

restrições

Passe 1 Velocidade [mm/s] 2,61 Largura Comprimento Altura (pontas) Tensão [V] 20-26 151,80 197,90 10,40 Corrente [A] 116 152,20 197,40 9,90

151,20 197,90 10,30

197,40 9,80

Média 151,83 197,65 10,10 Desvio 0,29 0,25 0,25


Ch

apas 1x2 S

em restriçõ

es

Passe 2

Velocidade [mm/s] 2,08 Largura Comprimento Altura (pontas) Tensão [V] 22-26 151,80 198,00 10,35 Corrente [A] 152 151,80 197,60 10,20

151,60 198,40 10,75

151,55 197,45 9,50

151,35 9,50

9,65

10,10

9,30

11,40

11,00

Média 151,62 197,86 10,18 Desvio 0,17 0,05 0,67

51


Ch

apas 1x2 S

em restriçõ

es

Passe 3


151,55 197,50 10,40

151,05 198,00 10,45

12,40

9,80

9,90

10,15

Média 151,21 197,74 10,56 Desvio 0,22 0,26 0,93


Ch

apas 1x2 S

em

restrições

Passe 4


150,90 198,25 12,40

151,25 199,60 13,80

151,10 197,80

Média 151,06 198,41 13,61 Desvio 0,19 0,65 0,72

A partir das medições tomadas foi feita a Figura 4.1 que apresenta a seção

transversal da amostra 1x2 por passe.

Figura 4.1: Seções transversais da solda das chapas 1 e 2, a) antes da solda, b) após o passe de raiz, c) após o primeiro passe, d) após o segundo passe, e) após o terceiro passe, f) após o quaro passe.

a)

b)

c)

d)

e)

f)

52

As flechas foram calculadas conforme equação (56) onde hp é a altura medida

nas extremidades das chapas e t é a espessura das chapas do experimento, como

informado no capitulo 3 é de 3/8”.

thp −=δ (56)

A tabela 4.6 apresenta os deslocamentos medidos nas pontas, próximo a

solda onde foi possível, a espessura e as flechas calculadas por passe onde as

flechas foram calculadas até o 3º passe conforme equação (56).

Tabela 4.6: Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda sem restrições.

hp [mm] hc [mm] t [mm] δ [mm] Passe 0 0,000 0,000 9,525 0,000

Passe Raiz 9,725 0,000 9,525 0,450 Passe 1 10,100 0,000 9,525 0,575 Passe 2 10,175 0,000 9,525 0,650 Passe 3 10,556 0,000 9,525 1,031 Passe 4 10,325 13,613 9,525 3,288

Como a solda das chapas 1 e 2 está livre para se dilatar e devido a

impossibilidade de medir a altura da amostra próxima a solda durante os passes de

raiz, 1, 2 e 3 é assumido que a espessura das chapas se manteve constante ao

longo do processo.

4.2.2. Deslocamentos da solda engastada (Chapas 3x4)

Para as chapas 3 e 4 engastadas a bancada por pontos de solda foram feitas

medições dos deslocamentos no comprimento, largura e espessura da chapa, estas

medidas são apresentadas nas Tabelas 4.7, 4.8, 4.9, 4.10 e 4.11.

Após as soldas foi verificado que as espessuras das chapas 3 e 4 não

sofreram alteração, logo a altura medida nas pontas equivale a espessura do

material, isto é 3/8” juntamente com a flecha medida.

53


Ch

apas 3x4 E

ng

astada

Passe de Raiz

Velocidade [mm/s] 2,13 Largura Comprimento

Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 22,4-28,4 153,55 197,50 11,10 10,90

Corrente [A] 128 153,10 197,65 9,90 11,70

153,20 197,70 10,05 10,10

153,10 198,00 9,40 11,75

153,10 198,00 10,40 11,80

153,05 198,00 11,20 11,60

198,00

Média 153,18 197,84 10,34 11,31 Desvio 0,17 0,20 0,64 0,62


Ch

apas 3x4 E

ng

astada

Passe 1


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 25,6-32 152,80 197,85 11,10 10,75

Corrente [A] 176 152,70 197,80 11,10 11,05

152,55 198,00 10,50 9,80

152,80 198,00 10,00 11,50

152,55 197,80 9,80 11,80

153,40 197,70 9,65 10,70

153,20 198,00 9,00 11,60

153,30 198,00 9,50 10,20

9,30

Média 152,91 197,89 9,99 10,93 Desvio 0,37 0,11 0,71 0,66


Ch

apas 3x4 E

ng

astada

Passe 2


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 25,6-32 152,55 197,60 10,10 10,65

Corrente [A] 176 152,45 197,60 10,10 11,60

152,85 198,25 10,30 9,80

152,25 198,10 10,05 11,15

152,25 198,40 9,85 11,65

152,45 198,10 9,50 10,65

152,45 197,60 9,15 9,65

152,20 198,10 9,65 11,00

Média 152,43 197,97 9,84 10,77 Desvio 0,20 0,30 0,36 0,70

54


Ch

apas 3x4 E

ng

astada

Passe 3


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda)

Tensão [V] 20,4-22,8

152,00 198,15 11,05 10,70

Corrente [A] 128 152,10 198,25 9,65 11,60

152,10 197,60 9,25 11,40

152,20 197,60 9,40 9,50

152,00 197,90 10,00 10,80

152,10 198,40 10,00 11,30

152,20 198,00 10,15 11,60

10,95 10,50

Média 152,10 197,99 10,06 10,93 Desvio 0,08 0,29 0,62 0,67


Ch

apas 3x4 E

ng

astada

Passe 4

Velocidade [mm/s] 2,71 Largura Comprimento Altura

(pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 21,6-24 151,80 197,70 11,00 11,10

Corrente [A] 128 151,90 197,60 11,00 12,15

152,00 198,00 10,00 11,50

152,20 198,00 10,00 12,10

152,50 198,00 9,85 11,40

152,00 197,50 9,40 10,00

151,70 197,50 10,50 11,05

198,00 12,00

Média 152,01 197,79 10,25 11,41 Desvio 0,25 0,22 0,56 0,67




a)

b)

c)

d)

e)

f)

55

A flecha δ foi calculada conforme equação (60) onde hc é a altura medida

próximo a solda, estes valores são apresentados na Tabela 4.12.

cp hh −=δ (60)

Tabela 4.12: Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda engastada.

hp [mm] hc [mm] δ [mm] Passe 0 9,525 9,525 0,000

Passe Raiz 10,342 11,308 0,967 Passe 1 9,994 10,925 0,931 Passe 2 9,838 10,769 0,931 Passe 3 10,056 10,925 0,869 Passe 4 10,250 11,413 1,163

4.2.3. Deslocamentos da solda com restrições paralelas (Chapas 5x6)

Para a solda das chapas 5 e 6 que foi realizada com restrições paralelas ao

cordão de solda foram tomadas as medidas por passe apresentadas nas Tabelas

4.13, 4.14, 4.15, 4.16 e 4.17 a partir das quais foi calculada a flecha conforme

equação (60), estes valores são apresentados na Tabela 4.18.


Ch

apas 5x6 R

estrição P

aralela

Passe de raiz


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 20,6-23,6 152,40 197,55 9,31 9,16

Corrente [A] 112 152,30 197,60 9,66 10,16

152,40 198,10 9,06 9,06

152,40 198,00 10,46 9,11

152,50 198,00 10,16 9,26

152,40 197,60 9,56 9,26

152,40 198,20 9,66 9,06

152,55 198,00 9,31 9,06

9,66 9,21

Média 152,42 197,88 9,65 9,26 Desvio 0,07 0,24 0,41 0,38

56


Ch

apas 5x6 R

estrição P

aralela

Passe de 1


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda)

Tensão [V] 21,6-24,8

151,15 198,00 9,41 8,91

Corrente [A] 128 152,15 198,00 9,46 9,21

152,15 197,60 9,61 8,76

152,35 197,60 9,96 9,16

152,00 197,70 9,26 8,96

152,10 198,15 9,46 9,16

151,90 198,00 9,26 9,06

197,55 9,46 8,66

Média 151,97 197,83 9,49 8,99 Desvio 0,36 0,22 0,21 0,19


Ch

apas 5x6 R

estrição P

aralela

Passe 2


(pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 21,6-24,8 151,95 197,55 10,11 8,41

Corrente [A] 128 151,70 197,50 9,76 7,81

151,50 197,60 9,36 8,01

151,55 198,00 9,16 8,16

151,65 198,15 8,96 8,21

151,60 198,00 10,11 8,16

151,80 197,95 9,86 7,86

197,50 9,31 8,16

9,91

Média 151,68 197,78 9,66 8,10 Desvio 0,13 0,25 0,41 0,18


Ch

apas 5x6 R

estrição P

aralela

Passe 3


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 20,8-24,4 151,90 197,60 9,96 7,66

Corrente [A] 132 151,5 198,30 10,01 8,11

151,20 197,55 10,11 7,71

151,30 198,00 10,16 7,66

151,50 198,00 9,96 7,66

151,60 198,00 10,21 7,96

151,35 198,15 9,71 7,66

151,55 197,5 9,66 7,76

Média 151,49 197,89 9,98 7,78 Desvio 0,20 0,27 0,19 0,16

57


Ch

apas 5x6 R

estrição P

aralela

Passe 4


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda)

Tensão [V] 20,8-24,4

151,70 197,30 11,66 6,51

Corrente [A] 132 151,60 197,60 10,26 6,86

151,30 197,55 10,36 8,36

151,30 198,00 11,01 8,06

151,20 198,00 9,86 6,56

151,10 198,15 10,06 6,96

151,60 197,05 10,06 8,11

151,30 198,00 9,46 7,76

Média 151,39 197,83 10,34 7,40 Desvio 0,20 0,28 0,65 0,70




a)

b)

c)

d)

e)

f)

Tabela 4.18: Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda com restrições paralelas ao cordão.

hp [mm] hc [mm] δ [mm] Passe 0 9,525 9,525 0,000 Passe Raiz

9,651 9,263 0,389

Passe 1 9,488 8,988 0,500 Passe 2 9,656 8,100 1,556 Passe 3 9,975 7,775 2,200 Passe 4 10,344 7,400 2,944

58

4.2.4. Deslocamentos da solda com restrições perpendiculares (Chapas 7x8)

Para a solda das chapas 7 e 8 que foi realizada com restrições

perpendiculares ao cordão de solda foram tomadas as medidas por passe

apresentadas nas Tabelas 4.19, 4.20, 4.21, 4.22 e 4.23 a partir das quais foi

calculada a flecha conforme equação (60), estes valores são apresentados na

Tabela 4.24.


Ch

apas 7x8 R

estrição

Perp

end

icular

Passe de Raiz


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 20,4-22 152,05 198,00 9,06 10,26

Corrente [A] 100 152,10 197,70 9,16 9,41

152,20 198,00 10,21 9,46

152,40 197,65 10,11 9,46

152,45 198,00 9,36 9,36

152,60 197,70 9,26 9,46

152,60 198,00 9,76 9,36

152,55 197,90 10,06 9,46

Média 152,49 197,87 9,63 9,53 Desvio 0,45 0,15 0,44 0,28


Ch

apas 7x8 R

estrição

Perp

end

icular

Passe 1


(pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 24-26 151,60 198,00 9,16 9,41

Corrente [A] 160 152,35 197,65 9,26 9,36

151,70 198,00 26,19 9,06

152,20 197,60 10,16 9,06

151,90 198,00 9,16 9,51

151,85 197,60 9,21 9,46

152,00 198,00 10,61 9,21

151,85 197,60 10,46 9,66

Média 151,93 197,81 11,78 9,34 Desvio 0,23 0,19 5,48 0,20

59


Ch

apas 7x8 R

estrição

Perp

end

icular

Passe 2


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 22,8-26 151,55 198,00 10,56 9,06

Corrente [A] 156 151,95 197,70 9,46 8,96

151,60 198,50 9,56 8,96

151,80 197,65 11,06 8,96

151,70 198,00 10,86 8,66

151,60 197,65 9,46 9,06

151,60 198,00 9,56 8,81

151,65 197,65 11,16 8,56

Média 151,68 197,89 10,21 8,88 Desvio 0,12 0,28 0,72 0,15


Ch

apas 7x8 R

estrição

Perp

end

icular

Passe 3


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 22,8-26 155,45 197,80 9,96 9,16

Corrente [A] 156 151,60 198,60 10,36 8,86

151,50 197,60 11,81 10,26

151,50 198,10 11,21 8,56

151,55 198,10 10,26 9,06

151,50 197,60 10,56 8,81

151,55 198,20 11,56 8,56

151,60 197,60 11,76 8,06

198,10

Média 151,53 197,97 10,94 8,92 Desvio 0,05 0,32 0,69 0,60


Ch

apas 7x8 R

estrição

Perp

end

icular

Passe 4


Altura (pontas)

Altura (Próximo

Solda) Tensão [V] 22,8-26 151,30 198,20 11,26 9,16

Corrente [A] 156 151,30 198,00 11,11 9,46

151,30 198,00 11,86 8,36

151,30 197,70 12,26 9,36

151,25 197,70 13,06 8,46

151,20 198,10 13,06 9,26

151,20 197,70 11,46 9,61

151,25 198,00 11,66 8,51

Média 151,26 197,93 11,97 9,03 Desvio 0,00 0,19 0,71 0,31

60



Figura 4.4: Seções transversais da solda das chapas 7 e 8, a) antes da solda, b) após o passe de raiz, c) após o primeiro passe, d) após o segundo passe, e) após o terceiro passe, f) após o quarto passe.

a)

b)

c)

d)

e)

f)

Tabela 4.24: Medições nas pontas, próximo a solda e Flechas por passe para a solda com restrições perpendiculares ao cordão.

hp [mm] hc [mm] δ [mm] Passe 0 9,525 9,525 0,000

Passe Raiz 9,625 9,531 0,094 Passe 1 11,778 9,344 2,434 Passe 2 10,213 8,881 1,331 Passe 3 10,938 8,919 2,019 Passe 4 11,969 9,025 2,944

4.3. Ensaios de Tração

4.3.1. Ensaios de tração para a amostra de controle.

Conforme descrito no capitulo de materiais e métodos a estimativa das

propriedades mecânicas do aço de referência, isto é, limite de escoamento σe, limite

de resistência σrt e limite de ruptura σrp do material foram determinados como a

média dos valores obtidos a partir dos ensaios de tração realizados nos 5 corpos de

prova confeccionados.

61

Figura 4.5: Corpos de prova da amostra de controle após afratura durante ensaio de tração.

A Figura 4.5 apresenta os 5 corpos de prova da amostra de controle

rompidos, os valores do limite de escoamento, limite de tensão e limite de ruptura,

bem como suas medias e desvios são apresentados na Tabela 30. A partir das

tensões obtidas do ensaio, com as dimensões da seção transversal informadas de 6

x 10 mm foram calculadas as cargas aplicadas até o escoamento, até o limite de

resistência e o limite de ruptura da amostra, multiplicando-se as respectivas tensões

pela área da seção informada no relatório. A partir destas cargas foram calculadas

as tensões por amostra dividindo-se as cargas pela seção real, isto é, 6 x 9,525 mm

de onde foram obtidos os valores calculados na Tabela 4.25. A partir dos valores

calculados para as 5 amostras de controle forma calculados os valores médios para

o limite de escoamento, limite de resistência e limite de ruptura.

Tabela 4.25: Cargas e tensões limite de escoamento, resistencia e ruptura para os 5 corpos de prova da amostra de controle.

Tensões Corrigidas

[kgf/mm2] Cargas [kgf] Dimensões reais [mm]

CP σe σrt σrp Fe Frt Frp lar ura Espessura Área

1 11,86 50,38 36,01 678,00 2879,40 2058,00 6,00 9,53 57,15

2 10,67 49,09 35,75 609,60 2805,60 2043,00 6,00 9,53 57,15

3 10,59 50,27 36,37 605,40 2872,80 2078,40 6,00 9,53 57,15

4 13,08 49,44 35,32 747,60 2825,40 2018,40 6,00 9,53 57,15

5 11,39 51,45 36,58 651,00 2940,60 2090,40 6,00 9,53 57,15

Média 11,52 50,13 36,00

Dp 1,02 0,92 0,50

62

4.3.2. Ensaios de tração para a solda 1x2.

Para os corpos de prova da solda 1x2 foi adotado ajuste semelhante ao feito

para as amostras de controle, onde a partir das tensões limite de escoamento σe,

limite de resistência σrt e limite de ruptura σrp foram calculadas as respectivas cargas

aplicadas durante o ensaio, multiplicando-se as tensões informadas pela área

informada no relatório, e a partir destas, calculadas as tensões corrigidas para a

seção nominal dos corpos de prova. A Figura 4.6 mostra os 6 corpos de prova da

solda 1x2 rompidos, os valores do limite de escoamento, limite de tensão e limite de

ruptura, bem como suas médias e desvios são apresentados na Tabela 4.26.

Figura 4.6: Corpos de prova da solda 1x2 após afratura durante ensaio de tração.

A partir da Figura 4.6 e considerando-se que a largura da ZTA calculada foi

de 10,37 mm, foi observado que todos os corpos de prova desta solda romperam

fora da ZTA, no metal de base, onde espera-se que as propriedades mecânicas

sejam iguais as medidas nas amostras de controle.

63

Tabela 4.26: Cargas e tensões limite de escoamento, resistencia e ruptura para os 6 corpos de prova da solda 1x2.

Tensões Corrigidas


CP σe σrt σrp Fe Frt Frp largura Espessura Area

b 12,80 52,08 41,83 731,40 2976,60 2390,40 6,00 9,53 57,15

d 9,46 53,39 43,32 540,60 3051,00 2475,60 6,00 9,53 57,15

f 11,28 54,10 43,53 644,40 3091,80 2487,60 6,00 9,53 57,15

h 7,27 53,01 21,94 415,20 3029,40 1254,00 6,00 9,53 57,15

j 12,25 53,18 43,53 700,20 3039,00 2487,60 6,00 9,53 57,15

l 9,60 52,80 45,09 548,40 3017,40 2577,00 6,00 9,53 57,15

Média 10,44 53,09 39,87

Dp 2,06 0,67 8,84

A partir dos dados da Tabela 4.26 foi plotado o gráfico σe(x), onde x é a

coordenada média do corpo de prova no cordão, é apresentado na Figura 4.7

juntamente com o valor médio calculado e o valor médio calculado para a amostra

de controle, neste ponto chamado de limite de escoamento de referência.

Figura 4.7: Limite de escoamento da solda 1x2 em função da coordenada x, limite de escoamento de referencia e valor médio do calculado para os 6 corpos de prova.

4.3.3. Ensaios de tração para a solda 3x4





64


seção nominal dos corpos de prova.

Figura 4.8: Corpos da solda 3x4 após afratura durante ensaio de tração.

A Figura 4.8 mostra os 6 corpos de prova da solda 3x4 rompidos, os valores

do limite de escoamento, limite de tensão e limite de ruptura, bem como suas

médias e desvios são apresentados na Tabela 4.27.





65


Tensões Corrigidas [kgf/mm2]

Cargas [kgf] Dimensões reais [mm]

CP σe σrt σrp Fe Frt Frp largur

a Espessur

a Area

b 24,91

50,89

42,98

1423,80

2908,20

2456,40

6,00 9,53 57,15

d 21,96

50,29

43,78

1255,20

2874,00

2502,00

6,00 9,53 57,15

f 18,91

48,89

37,38

1080,60

2794,20

2136,00

6,00 9,53 57,15

h 14,68

49,34

41,57

838,80 2820,0

0 2376,0

0 6,00 9,53 57,15

j 21,03

50,11

42,59

1201,80

2863,80

2434,20

6,00 9,53 57,15

l 13,02

50,31

40,64

744,00 2875,2

0 2322,6

0 6,00 9,53 57,15

Média

19,08

49,97

41,49

Dp 4,52 0,73 2,30










medias e desvios são apresentados na Tabela 4.28.





66



Tensões Corrigidas


CP σe σrt σrp Fe Frt Frp largura Espessura Area b 10,03 50,74 27,04 573,00 2899,80 1545,60 6,00 9,53 57,15

d 11,54 50,79 42,18 659,40 2902,80 2410,80 6,00 9,53 57,15

f 9,88 53,35 43,77 564,60 3049,20 2501,40 6,00 9,53 57,15

h 10,16 52,36 44,31 580,80 2992,20 2532,60 6,00 9,53 57,15

j 10,25 52,55 44,27 585,60 3003,00 2530,20 6,00 9,53 57,15

l 10,75 51,34 45,10 614,40 2934,00 2577,60 6,00 9,53 57,15

Média 10,43 51,85 41,11

Dp 0,62 1,06 6,96








67




medias e desvios são apresentados na Tabela 4.29.






Tensões Corrigidas


CP σe σrt σrp Fe Frt Frp largura Espessura Area b 9,87 55,16 45,21 564,35 3152,45 2583,54 6,00 9,53 57,15

d 12,34 54,91 45,73 705,43 3138,17 2613,24 6,00 9,53 57,15

f 6,25 53,36 44,14 357,00 3049,64 2522,42 6,00 9,53 57,15

h 9,64 54,54 43,97 551,21 3117, 4 2512,71 6,00 9,53 57,15

j 7,25 52,81 42,93 414,12 3018,22 2453,30 6,00 9,53 57,15

l 6,66 54,71 44,69 380,42 3126,75 2553,84 6,00 9,53 57,15

Média 8,67 54,25 44,44

Dp 2,36 0,94 0,99

68

4.4. Ensaio de Microdureza Vickers.

4.4.1. Medições iniciais

Conforme citado no capítulo de materiais e métodos, foram selecionadas para

os ensaios de microdureza as amostras c, g e k, nas quais foram realizados os

ensaios de microdureza Vickers (HV). Todos os passes foram feitos com 1,2 mm de

distância entre os pontos e com espaçamento de 3 mm entre os passes, cada passe

começou a partir do final do anterior conforme indicado nas figuras 38, 42, 46 e 50, a

linha traço-e-ponto demarca a ZTA.

A Zona Termicamente Afetada (ZTA) teve sua largura determinada pelo

procedimento apresentado em ASM (1998) sabendo-se que a espessura nominal t

das chapas é de 3/8” ou 9,525 mm, H é o aporte térmico em J/s.mm, calculado

conforme a equação (66), η é a eficiência térmica do processo, V é a diferença de

potencial do processo, I a corrente do processo, v a velocidade de deslocamento do

eletrodo, Tp a temperatura de pico, assumida como a temperatura de austenitização

do material, Tm a temperatura de fusão do material, ρ é a densidade do material, Cp

o calor especifico a pressão constante, e T0 a temperatura inicial, neste caso a

temperatura ambiente.

v

VIH

η= (66)

00

113,41

TTH

tYC

TT m

p

p −+=

−

ρ (67)

Rearrumando a equação (67) para isolar a largura da ZTA definida como Y é

obtida a equação (68).

Para calcular a largura da ZTA são assumidos os maiores valores de tensão e

corrente de soldagem e a menor velocidade de deslocamento, respectivamente 32V,

176A e 1,65 mm/s.

))((13,4

)(

00 TTTTtC

TTHY

mpp

pm

−−

−=

ρ (68)

69

A temperatura inicial T0 assumida é de 32ºC, a temperatura média registrada

no aeroporto de Ponta Pelada em Manaus, por ser o ponto de medição oficial de

dados meteorológicos mais perto do local onde as soldas foram feitas. A

temperatura de fusão Tm e a temperatura de austenitização Tp do material são

respectivamente 1530ºC e 740ºC de acordo com Mei (2010). O produto ρCp, é

definido por ASM (1998) como calor específico volumétrico com valor de 0,0044

J/mm3.ºC para aços com baixo teor de carbono.

A eficiência de soldagem η e assumida como 70%, a menor eficiência com o

processo de soldagem por eletrodo revestido (SMAW) conforme Tabela 4.30.

Tabela 4.30: Rendimento térmico para os principais processos de soldagem.

Fonte: Modenesi, P., Marques P., Santos, D., 2011. Introdução a Metalurgia da Soldagem.

Para o modelo apresentado nas equações (66), (67) e (68) foi encontrado um

aporte térmico H de 2389,33 J/mm que produziu uma ZTA com aproximadamente

10,34 mm de largura para as soldas realizadas.

A equação (55) apresentada na revisão bibliográfica pode ser usada para se

determinar a tensão limite de resistência do material em MPa, no entanto, para

calcula-la em kgf/mm2 ela deve ser dividida por 9,8 resultando na equação (69)

HVrt 35,0=σ

(69)

Para a solda das chapas 1x2, sem restrições o esboço da matriz de pontos de

medição é apresentado na Figura 4.11.

70

Figura 4.11: Esboços de matriz de pontos de medição de microdureza, a) corpo de prova extraído da extremidade esquerda, b) corpo de prova extraído do centro da amostra, c) corpo de prova extraído da extremidade direita da amostra.

a)

b)

c)

71

As Figuras 4.12, 4.13 e 4.14 apresentam as microdurezas medidas por ponto

e por passe sendo, respectivamente referentes as amostras c, g e k da solda 1x2,

feita sem restrições.

Figura 4.12: Microdurezas Vickers medida na amostra c da solda 1x2, a) Passe 1 medido próximo a superfície, b) Passe 2 medido 1,5 mm acima da linha central, Passe 3 medido 1,5 mm abaixo da linha central, d) Passe 4 medido 3 mm abaixo do passe 3.

a)

b)

c)

d)

Figura 4.13: Microdurezas Vickers medida na amostra g da solda 1x2, a) Passe 3 medido 3 mm acima da linha central, b) Passe 2 medido na linha central, c) Passe 1 medido 3 mm abaixo da linha central.

a)

b)

c)

72

Figura 4.14: Microdurezas Vickers medida na amostra k da solda 1x2, a) Passe 1 medido 3 mm acima da linha central, b) Passe 2 medido na linha central, c) Passe 3 medido 3 mm abaixo da linha central.

a)

b)

c)

Para as amostras extraídas da solda das chapas 3x4, engastada os esboços

das matrizes de pontos são apresentados na Figura 4.15.


a)

b)

c)

73

As Figuras 4.16, 4.17 e 4.18 mostram as microdurezas medidas por ponto e

por passe sendo, respectivamente referentes as amostras c, g e k da solda 3x4,

engastada.

Figura 4.16: Microdurezas Vickers medida na amostra c da solda 3x4, a) Passe 1 medido 3 mm acima da linha central, b) Passe 2 medido na linha central, c) Passe 3 medido 3 mm abaixo da linha central.

a)

b)

c)

Figura 4.17: Microdurezas Vickers medida na amostra g da solda 3x4, a) Passe 1 medido 3 mm acima da linha central, b) Passe 2 medido na linha central, c) Passe 3 medido 3 mm abaixo da linha central

a)

b)

c)

74


a)

b)

c)

Para as amostras extraídas da solda das chapas 5x6, com restrições paralelas

os esboços das matrizes de pontos são apresentados na Figura 4.19.


a)

b)

c)

75

As Figuras 4.20, 4.21 e 4.22 mostram as microdurezas medidas por ponto e por

passe sendo, respectivamente referentes as amostras c, g e k da solda 5x6, com

restrições paralelas ao cordão.


a)

b)

c)


a)

b)

c)

76


a)

b)

c)

Para as amostras extraídas da solda das chapas 7x8, com restrições

paralelas os esboços das matrizes de pontos são apresentados na Figura 4.23.


a)

b)

c)

77

As Figuras 4.24, 4.25 e 4.26 mostram as microdurezas medidas por ponto e por

passe sendo, respectivamente referentes as amostras c, g e k da solda 7x8, com

restrições perpendiculares ao cordão.


a)

b)

c)


a)

b)

c)

78


a)

b)

c)

79

CAPÍTULO V

ANÁLISE, DISCUSSÕES E RESULTADOS

5.1. Estudo comparativo das flechas

Para as flechas podemos ajustar as curvas obtidas para a flecha em função

do passe δ(n), onde os parâmetros a e b também estão associados a características

de material, condições de resfriamento, geometria e restrições. A Figura 5.1 mostra

as flechas por passe para cada condição de soldagem.

bann +=)(δ Eq. (61)

Para o ajuste da reta representada pela equação (61) foram arbitrada que a

reta passaria pelo ponto determinado pelo passe de raiz, ou passe 1 no gráfico e

pelo ponto determinado pelo penúltimo passe, ou passe 4, pois estes pontos foram

os que apresentaram o melhor ajuste da reta.

Pode ser observado que para as soldas sem restrições e engastada as

flechas apresentaram tendência linear até o 4º passe no caso das duas primeiras

soldas, até o passe 1 no caso da última e então a curva sofreu uma inflexão e

manteve o comportamento linear, porem mudou os coeficientes a e b.

No caso da solda com restrições transversais foi observado que a curva pode

ser ajustada por 3 retas conforme pode ser visto na Figura 5.5.

As Figuras 5.2, 5.3 e 5.4 mostram as curvas de flechas em função do passe

medidas juntamente com as calculadas a partir do ajuste, e a Tabela 5.1 apresenta

os parâmetros a e b para cada solda e para cada intervalo entre passes.

80

Figura 5.1: Flechas para as soldas em função do passe, sendo 1 o passe de raiz, a) Para a solda das Chapas 1x2 sem restrições, b) Para a solda das Chapas 3x4 engastada, c) Para a solda das Chapas 5x6 com restrições paralelas ao cordão, d) Para a solda das Chapas 7x8 com restrições perpendiculares ao cordão.

a)

b)

c)

d)

Figura 5.2: Flechas para a solda das Chapas 1x2 sem restrições, curva azul obtida a partir das medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o ajuste linear.

81

Figura 5.3: Flechas para a solda das Chapas 3x4 engastada, curva azul obtida a partir das medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o ajuste linear.

Figura 5.4: Flechas para a solda das Chapas 5x6 com restrições paralelas, curva azul obtida a partir das medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o ajuste linear.

Figura 5.5: Flechas para a solda das Chapas 7x8 com transversais, curva azul obtida a partir das medições, curva em vermelho apresenta as deformações obtidas por passe para o ajuste linear.

82

Tabela 5.1: Coeficientes angulares e de translação para as retas de ajuste das flechas em função dos passes, onde δ(n)=an+b.

Passes 1-2 Passes 2-3 Passes 3-4 Passes 4-5

Soldas a b a b a b a b

1x2 0,19375 0,25625 0,19375 0,25625 0,19375 0,25625 2,25625 -7,9938

3x4 -0,03264 0,999306 -0,03264 0,999306 -0,03264 0,999306 0,29375 -

0,30 25

5x6 0,111111 0,277778 0,8145 3 -1,12917 0,814583 -1,12917 0,814583 -1,1292

7x8 2,3875 -2,34063 -1,10313 4,640625 0,80625 -1,0875 0,80625 -1,0875

Conforme citado anteriormente, os coeficientes angulares e de translação das

funções de flecha das chapas soldadas carregam dentro deles características de

material, geometria, e condições de resfriamento que poderão ser investigadas em

maiores detalhes em trabalhos futuros.

5.2. Ensaios de Tração:

5.2.1. Determinação do Coeficiente de Resistência e do Expoente de Endurecimento

por Encruamento.

Fez-se necessário calcular o coeficiente de resistência (K) e o expoente de

endurecimento por encruamento (n) para as amostras de controle, pois o valor de K

irá ser usado quando estivermos convertendo os dados de microdureza obtidos em

tensões limite de escoamento e de resistência.

O modelo usado para a obtenção destes paramentos é o modelo da ASTM

(2000), este é apresentado nas equações (62), (63), (64) e (65), a partir deste

modelo e conhecendo-se os limites de escoamento e de resistência, bem como suas

deformações de engenharia podemos determinar os parâmetros K e n.

0l

l∆=ε (62)

)1( εσσ +=real

(63)

( )εε +=

= 1lnln

0l

l

real (64)

n

realrealK

A

Fεσ == (65)

83

A Tabela 5.2 apresenta os limites de escoamento e de resistência, suas

deformações, módulo de elasticidade, os parâmetros K e n calculados por corpo de

prova, suas médias e desvios padrões.

Tabela 5.2: Propriedades mecânicas das amostras de controle. Tensões Relatório [kgf/mm2] E[kgf/mm2]

Deformações Relatório

Tensões Reais

[kgf/mm2]

Deformações Reais n

K [kgf/mm2]

CP σe σrt εe εrt σe σrt εe εrt

1 11,30 47,99 287,37 0,0393 0,4000 11,74 67,19 0,0386 0,3365 0,8052 161,5001

2 10,16 46,76 281,35 0,0361 0,4000 10,53 65,46 0,03 0,3365 0,8124 158,5958

3 10,09 4 ,88 275,12 0,0367 0,4000 10,46 67,03 0,0360 0,3365 0,8313 165,7853

4 12,46 47,09 266,25 0,0468 0,4000 13,04 65,93 0,0457 0,3365 0,8119 159,6365

5 10,85 49,01 261,84 0,0414 0,4000 11,30 68,61 0,0406 0,3365 0,8529 173,7404

Média 10,972 47,746 274,386 0,040 0,400 11,415 66,844 0,039 0,336 0,823 163,852

Dp 0,971 0,877 10,503 0,004 0,000 1,057 1,228 0,004 0,000 0,019 6,173

5.2.2. Análise de tensões para a solda 1x2.


coordenada média do corpo de prova no cordão, é apresentado na Figura 5.6

juntamente com o valor médio calculado para a amostra de controle, neste ponto

chamado de limite de escoamento de referência.


84

A partir da Figura 5.6 pode ser observado que o valor médio da tensão de

escoamento calculado para as amostras da solda 1x2 é de 10,44 kgf/mm2 sendo

aproximadamente 1,08 kgf/mm2 inferior ao limite de escoamento médio das

amostras de controle, isto indica que a tensão residual média presente na peça é de

natureza trativa e desta magnitude.

Também pode ser observado que o limite de escoamento de referência e

ultrapassado somente nos pontos a 13,76 mm e 151,23 mm da origem da solda de

tensões de 1,28 kgf/mm2 e 0,73 kgf/mm2 respectivamente, indicando que nestes

pontos a tensão residual foi compressiva.

As demais tensões também são de natureza trativa e inferiores ao limite de

escoamento de referência com valores entre 4,25 kgf/mm² e 0,25 kgf/mm². A tabela

36 apresenta os limites de escoamento médio para as amostras da solda 1x2, os

limites de escoamento dos corpos de prova da solda 1x2, o limite de escoamento de

referência, as diferenças entre os limites de escoamentos medidos e o de referência

(Δσ) e a tensão residual calculada σR com suas respectivas coordenadas ao longo

do eixo de soldagem.

Tabela 5.3: Limite de escoamento para corpos de prova da solda 1x2, limite de escoamento de referência e tensão residual ao longo do eixo x.

x [mm] σe 1x2 medio σe 1x2 (x) σe ref ∆σ σR

13,76 10,44 12,80 11,52 1,28 -1,28

48,78 10,44 9,46 11,52 -2,06 2,06

81,79 10, 11,28 11,52 -0,24 0,24

14,91 10,44 7,27 11,52 -4,25 4,25

151,23 10,44 12,25 11,52 0,73 -0,73

184,44 10,44 9,60 11,52 -1,92 1,92



coordenada média do corpo de prova no cordão, este é apresentado na figura 33

juntamente com o valor médio calculado e o valor médio calculado para as amostras


85


A partir da Figura 5.7 pode ser observado que o limite de escoamento médio

da solda 3x4 é 7,56 kgf/mm2 superior ao limite de escamento de referência para o

material, indicando que em média esta solda está submetida a uma tensão desta

magnitude de natureza compressiva.

Esta solda está sujeita a tensões residuais compressivas em todo seu

comprimento, estas variando entre -13,39 kgf/mm2 a 18,84 mm do inicio da solda e -

1,50 kgf/mm2 a 177,66 mm do inicio da solda.

Observa-se neste caso que as tensões residuais de maior módulo encontram-

se na primeira metade da solda e a no ponto a 147, 78 mm da origem da solda. A

tabela 38 apresenta os limites de escoamento médio para as amostras da solda 3x4,

os limites de escoamento dos corpos de prova da solda 3x4, o limite de escoamento

de referência, as diferenças entre os limites de escoamentos medidos e o de

referência (Δσ) e a tensão residual calculada σR com suas respectivas coordenadas

ao longo do eixo de soldagem.

Tabela 5.4: Limite de escoamento para corpos de prova da solda 3x4,

limite de escoamento de referência e tensão residual ao longo do

eixo x.


18,8 19,08 24,91 11,52 13,39 -13,39

52,78 19,08 21,96 11,52 10,44 -10,44

86,56 19,08 18,91 11,52 7,39 -7,39

115,09 19,08 14,68 11,52 3,16 -3,16

147,78 19,08 21,03 11,52 9,51 -9,51

177,66 19,08 13,02 11,52 1,50 -1,50

86



coordenada média do corpo de prova no cordão, este é apresentado na Figura 5.8,


de controle, neste ponto chamado limite de escoamento de referência.


Ao analisar a Figura 5.8 pode se observar que o limite de escoamento médio

da solda 5x6 é 1,09 kgf/mm2 inferior ao limite de escoamento de referência indicando

que a mesma possui tensões residuais majoritariamente trativas ao longo da solda.

A 54,10 mm do inicio da solda a tensão de escoamento medida é de 11,54

kgf/mm2, isto é, 0,02 kgf/mm2 superior ao limite de escoamento de referência,

indicando que este é o único ponto desta solda onde a tensão residual é

compressiva.

As tensões residuais nos demais pontos nesta solda são de natureza trativa e

variam entre 0,77 kgf/mm2 a 181,82 mm do inicio da solda a 1,49 kgf/mm2 a 20, 03

mm do inicio da solda, também pode ser observado que as maiores tensões

residuais se encontram na metade inicial da solda.

87

Tabela 5.5: Limite de escoamento para corpos de prova da solda

5x6, limite de escoamento de referência e tensão residual ao longo

do eixo x.


20,03 10,43 10,03 11,52 -1,49 1,49

54,10 10,43 11,54 11,52 0,02 -0,02

87,07 10,4 9,88 11,52 -1, 4 1,64

118,18 10,43 10,16 11,52 -1,36 1,36

150,15 10,43 10,25 11,52 - ,27 1,27

181,32 10,43 10,75 11,52 -0,77 0,77

A Tabela 5.5 apresenta os limites de escoamento médio para as amostras da

solda 5x6, os limites de escoamento dos corpos de prova da solda 5x6, o limite de

escoamento de referência, as diferenças entre os limites de escoamentos medidos e

o de referência (Δσ) e a tensão residual calculada σR com suas respectivas

coordenadas ao longo do eixo de soldagem.



coordenada média do corpo de prova no cordão, este é apresentado na Figura 5.9




88

Pode ser visto da Figura 5.9 que o limite de escoamento médio da solda 7x8 é

de aproximadamente 8,67 kgf/mm2, sendo aproximadamente 2,85 kgf/mm2 menor

que o limite de escoamento de referência, isto indica que esta solda esta sujeita a

uma tensão residual de natureza trativa com modulo equivalente a diferença citada

anteriormente.

O corpo de prova a 56,99 mm de distância da origem da solda apresenta um

limite de escoamento de 12,34 kgf/mm², este é 0,82 kgf/mm² superior ao limite de

escoamento de referência, indicando que a amostra tinha nesta região uma tensão

residual compressiva com este módulo.

Nos demais pontos, a diferença entre o limite de escoamento do respectivo corpo

de prova e o de referência, variou em módulo entre 1,64 kgf/mm² em x igual a 24,26

mm e 5,27 kgf/mm² em x igual a 88,41 mm, neste caso as maiores tensões residuais

observadas foram aquelas na segunda metade da solda.

Tabela 5.6: Limite de escoamento para corpos de prova da solda 7x8,

limite de escoamento de referência e tensão residual ao longo do

eixo x.


24,26 8,67 9,87 11,52 -1,64 1,64

56,99 8,67 12,34 11,52 0,82 -0,82

88,41 8,67 6,25 11,52 -5,27 5,27

118,04 8,67 9,64 11,52 -1,87 1,87

147,36 8,67 7,25 11,52 -4,27 4,27

182,49 8,67 6,66 11,52 -4,86 4,86

A Tabela 5.6 apresenta os limites de escoamento médio para as amostras da

solda 7x8, os limites de escoamento dos corpos de prova da solda 7x8, o limite de

escoamento de referência, as diferenças entre os limites de escoamentos medidos e

o de referência (Δσ) e a tensão residual calculada σR com suas respectivas

coordenadas ao longo do eixo de soldagem.

89

5.3. Ensaios de Microdureza Vickers.

5.3.1. Análise de microdureza para a solda sem restrições (Chapas 1x2)

A partir das medidas realizadas para a solda 1x2, sem restrições foram

calculados os valores médios da dureza por passe e por amostra dentro da região

da zona fundida com ZTA, estes são apresentados na Tabela 5.7.

Tabela 5.7: Valores medidos de dureza da região delimitada pela Zona termicamente afetada para as amostras da solda 1x2.

Amostra c Amostra g Amostra k Passe

1 Passe

2 Passe

3 Passe

4 Passe

1 Passe

2 Passe

3 Passe

1 Passe

2 Passe

3 N

Du

reza

s M

edid

as

174,0 161,1 155,9 164,2 155,5 174,2 184,6 171,8 175,2 189,5 1

165,5 171,0 167,0 161,1 160,7 178,3 200,6 182,6 164,8 200,9 2

173,4 184,8 171,9 173,9 161,6 186,9 208,6 170,9 167,7 189,1 3

191,9 174,8 168,8 163,8 174,7 171,8 215,8 173,5 185,8 214,5 4

203,2 185,2 164,8 168,0 165,8 184,9 219,9 174,6 185,6 208,9 5

199,2 185,4 169,5 175,3 172,7 178,1 204,4 192,7 175,6 203,7 6

204,0 169,8 156,4 171,9 178,9 176,7 211,0 187,3 188,1 183,5 7

164,0 183,9 176,9 138,9 177,9 166,0 212,6 190,8 172,9 179,2 8

199,8 174,9 179,9 171,1 207,4 181,2 9

211,6 157,8 176,8 206,3 185,1 10

191,6 168,4 210,1 11

212,3 179,9 201,8 12

211,8 13

207,9 14

Média 193,59 174,87 166,40 164,64 171,07 176,44 206,93 181,05 176,96 172,48

Dp 17,42 10,11 7,26 11,58 8,46 6,63 8,95 8,00 8,72 12,65

A partir dos dados da Tabela 5.7 foram plotadas as curvas HV(z) para as

mostras c, g e k conforme mostrado na Figura 5.10. Pode ser observado das figuras

que quanto maior a altura maior a dureza indicando que cada passe trata

termicamente o passe anterior.

90

Figura 5.10: Dureza média em função da altura para a solda 1x2. a) Para a amostra c; b) Para a amostra g; c) Para a amostra k

a)

b)

c)

5.3.2. Análise de microdureza para a solda engastada (Chapas 3x4)

A partir das medidas realizadas nas soldas 3x4, engastada foram calculados

os valores médios da dureza por passe e por amostra dentro da região da zona

fundida com ZTA, estes são apresentados na Tabela 5.8.


amostras c, g e k da solda 3x4 conforme mostrado na Figura 5.11. Pode ser

observado na amostra g que quanto maior a altura maior a dureza indicando que

cada passe trata termicamente o passe anterior.

91

Tabela 5.8: Valores médios de dureza da região delimitada pela Zona termicamente afetada para as amostras da solda 3x4.

Amostra c Amostra g Amostra k

Passe

1 Passe

2 Passe

3 Passe

1 Passe

2 Passe

3 Passe

1 Passe

2 Passe

3 N

Du

reza

s M

edid

as

149,1 167,0 167,4 177,0 203,1 192,5 156,0 187,0 187,7 1

160,1 166,0 167,4 178,1 207,0 202,6 170,0 201,0 195,0 2

163,9 157,6 169,0 193,3 209,4 198,3 191,0 196,0 207,0 3

179,0 181,7 178,1 188,1 215,9 208,1 203,0 200,7 211,0 4

198,2 162,3 176,2 201,4 220,4 211,6 209,2 211,0 219,3 5

191,1 148,7 165,5 237,9 213,9 221,7 217,7 207,0 212,7 6

193,2 160,8 165,8 247,9 177,2 206,5 228,6 186,0 198,0 7

203,4 173,1 160,8 263,4 202,7

198,7 181,5 201,0 8

181,0

223,6

200,0 167,0 176,2 9

176,1

232,4

207,0

10

155,7

241,9

180,0

11

144,9

227,1

195,0

12

241,8

198,0

13

234,4

183,0

14

180,0

161,0

15

Média 174,64 164,65 168,78 217,89 206,20 205,90 193,21 193,02 200,88

Dp 19,73 9,96 5,72 28,75 13,25 9,45 20,25 13,90 13,44

No entanto, pode ser observado que para as amostras c e k da solda 3x4 que

ocorre uma redução da dureza, mais acentuada na amostra k, na região central em

relação a região localizada 3 mm abaixo, e posteriormente ela retorna a seu

crescimento linear, este efeito deverá ser explicado posteriormente ao analisarmos

as amostras metalográficas.

Este possível efeito de borda precisa ser melhor investigado fazendo-se

ensaios de microdureza em mais amostras intermediárias, isto é, em mais pontos ao

longo do eixo x.

Além disso, faz-se necessário avaliar a variação da microestrutura, tamanhos

de grão, para uma maior compreensão do comportamento do material durante a

solda. E avaliar a potencial presença de precipitados um inclusões oriundos da

escória do processo de soldagem.

Para analisar os efeitos descritos no paragafo anterior seria necessário

realizar micro e macrografia das amostras antes dos ensaios.

92


a)

b)

c)

5.3.3. Análise de microdureza para a solda com restrições paralelas (Chapas 5x6)

A partir das medidas realizadas para a solda 5x6, com restrições paralelas ao

cordão foram calculados os valores médios da dureza por passe e por amostra

dentro da região da zona fundida com ZTA, estes são apresentados na Tabela 5.9.

93



Passe

1 Passe

2 Passe

3 Passe

1 Passe

2 Passe

3 Passe

1 Passe

2 Passe

3 N

Du

reza

s M

edid

as

223,4 162,7 177,0 223,3 227,4 258,8 174,7 177,8 154,9 1

232,1 166,8 202,0 260,3 245,3 249,0 179,7 177,3 171,9 2

207,3 203,4 209,6 294,1 290,0 249,0 175,3 195,7 218,3 3

217,2 221,5 204,0 287,4 307,8 249,0 191,8 194,9 215,4 4

203,5 214,3 193,3 315,5 284,8 265,4 186,6 192,2 217,1 5

193,8 242,3 213,5 262,9 282,3 277,1 175,4 191,5 223,5 6

221,5 220,9 226,7 265,1 282,3 273,2 183,4 179,8 226,8 7

208,3 209,8 216,8 280,8 243,7 273,2 187,2 167,6 214,1 8

231,5 210,4 216,0 297,0 253,5 263,6 175,2 181,1 195,3 9

208,2

289,9

213,3 10

203,4

217,2

229,7 11

193,3

260,8

234,7 12

196,1

239,6

218,3 13

195,3

194,9 14

185,9

15

Média 208,05 205,79 206,54 268,76 268,57 262,03 181,03 184,21 209,16

Dp 14,36 25,74 14,72 29,33 26,74 11,24 6,43 9,73 22,58


mostras c, g e k conforme apresentado na Figura 5.12.

No caso das amostras g e k as durezas médias aumentam de um passe para

o outro, indicando que cada passe trata termicamente o anterior e com isso o

tamanho dos grãos naquela região aumenta e com isso diminui a dureza.

94


a)

b)

c)

5.3.4. Análise de microdureza para a solda com restrições perpendiculares (Chapas

7x8)

A partir das medidas realizadas para a solda 7x8, com restrições perpendiculares

ao cordão foram calculados os valores médios da dureza por passe e por amostra

dentro da região da zona fundida com ZTA, estes são apresentados na Tabela 5.10.

95



Passe

1

Passe

2

Passe

3

Passe

1

Passe

2

Passe

3

Passe

1

Passe

2

Passe

3 N

Du

reza

s M

ed

ida

s

200,1 183,0 198,1 204,1 184,5 181,2 222,9 212,5 137,1 1

210,2 204,0 195,0 219,3 204,1 182,3 212,9 210,7 164,0 2

220,0 197,9 211,0 241,0 199,5 175,2 214,1 214,2 212,4 3

216,0 187,0 203,0 220,2 203,0 204,0 165,6 211,9 225,7 4

186,7 200,1 201,0 190,6 202,1 201,7 232,3 214,4 224,6 5

223,0 199,0 209,0 221,1 182,5 198,1 183,2 206,0 232,0 6

218,4 200,7 203,0 218,4 194,8 164,5 237,9 226,0 226,4 7

227,0 211,0 204,0 218,1 176,3 186,2 230,6 207,9 227,0 8

200,9

240,3

195,9 190,7 218,5 9

196,5

239,1

219,0 10

189,0

249,1

230,3 11

197,8

238,4

240,3 12

235,1 13

243,3 14

218,2 15

Média 207,13 197,84 203,01 224,98 193,35 186,65 210,60 210,48 216,93

Dp 13,69 8,97 5,25 17,14 10,77 13,78 24,44 9,32 28,67

A partir dos dados da tabela 46 foram plotadas as curvas HV(z) para as mostras

c, g e k conforme apresentado na Figura 5.13. Pode ser observado que nas

amostras c e k, a dureza diminui no passe 2 e sofre um salto do passe 2 para o 3,

possivelmente devido a um efeito de borda.

96

Figura 5.13: Dureza média em função da altura para a solda 7x8. a) Para a amostra c; b) Para a amostra g; c) Para a amostra k.

a)

b)

c)

97

No caso da amostra g as durezas médias aumentam de um passe para o outro,

indicando que cada passe trata termicamente o anterior e com isso o tamanho dos

grãos diminui com a altura e com isso aumenta a dureza.

5.3.5. Estudo comparativo das microdurezas

A partir das observações citadas na seção 4.1. e do tratamento de dados

realizado nas seções anteriores surgem os seguintes questionamentos:

1) As durezas da ZTA e da ZF da solda 3x4 é superior aquela observada para a

solda 1x2 em todo o comprimento da solda?

2) As durezas da ZTA e da ZF da solda 3x4, em consequência as tensões

residuais observadas nas mesmas são resultado da composição das mesmas

variáveis observadas nas soldas 5x6 e 7x8?

3) As soldas 3x4 e 7x8 são realmente mais duras que as demais, fazendo jus as

observações feitas durante o preparo das amostras?

4) Como varia o limite de escoamento na região inscrita a ZTA com a

espessura?

5) Como varia o limite de escoamento na ZTA e na ZF ao longo do eixo de

soldagem?

Para responder as perguntas acima são plotadas as curvas HVZTA(x) e HVZF(x)

para todas as amostras sendo que as Figuras 5.14 e 5.15 mostram estas curvas

para as soldas 1x2 e 3x4.

Figura 5.14: Dureza média da ZTA em função da distância para a origem da solda para as soldas 1x2 e 3x4

98

Figura 5.15: Dureza média da ZF em função da distância para a origem da solda para as soldas 1x2 e 3x4

Como pode ser visto, as durezas nas Zonas Fundida (ZF) e Zona

Termicamente Afetada (ZTA) para a solda engastada (solda 3x4), são ao longo de

quase toda a solda superiores aqueles observados para a solda livre de restrições

(solda 1x2) indicando que esta encontra-se submetida a tensões residuais

superiores. Para a pergunta 2 foram plotadas as curvas da ZF e ZTA em função da

distância da origem da solda para as soldas engastada (solda 3x4), com restrições

paralelas (solda 5x6) e com restrições perpendiculares ao cordão (solda 7x8), ver

Figuras 5.16 e 5.17.

Figura 5.16: Dureza média da ZTA em função da distância para a origem da solda para as soldas 3x4, 5x6 e 7x8

99

Figura 5.17: Dureza média da ZTA em função da distância para a origem da solda para as soldas 3x4, 5x6 e 7x8

Pode ser visto que a solda com restrições paralelas ao eixo de soldagem

(5x6) possui uma dureza superior a da solda engastada (3x4) e a da solda com

restrições perpendiculares (7x8) a direção de soldagem.

As Figuras 5.18 e 5.19 mostram as durezas na Zona Termicamente Afetada

(ZTA) e na Zona Fundida (ZF) para todas as soldas analisadas no experimento.

Estas irão prover as informações necessárias para responder as perguntas 2 e 3 no

inicio da seção.

Figura 5.18: Dureza média da ZTA em função da distância para a origem da solda para as soldas 1x2, 3x4, 5x6 e 7x8.

100

Figura 5.19: Dureza média na ZF na em função da distância para a origem da solda para as soldas 1x2, 3x4, 5x6 e 7x8.

Da Figura 5.18 podemos observar que as ZTAs das soldas 5x6 e 7x8 são as

mais duras, sendo a primeira mais dura praticamente pelo cordão todo, e a segunda

deixa de ser a segunda mais dura nas proximidades do centro do cordão.

Ao analisarmos a ZF observamos algo parecido, porém a solda 3x4 passa a

ter segunda ZF mais dura por um trecho maior da solda. As soldas 3x4 e 7x8 podem

ter apresentado maior desgaste das ferramentas devido a sequência de cortes das

amostras, desgaste já existente das ferramentas e no caso da solda 3x4 na região

central do cordão por ter efetivamente a segunda ZF mais dura.

Para responder as perguntas 4 e 5 faz-se necessário converter a dureza em

limite de resistência, conforme equação (69), e então assumindo que o coeficiente

de resistência K é uma propriedade do material, este será considerado igual ao valor

médio obtido para as amostras de controle, e que a deformação relativa ao limite de

resistência é de 40%.

A partir dos parâmetros citados no parágrafo anterior calcula-se então o

expoente de endurecimento por encruamento n e, para as amostras de controle a

deformação de escoamento foi em média de 4% podemos estimar o limite de

escoamento para as condições citadas anteriormente.

101

As Tabelas 5.12, 5.13 e 5.14 apresentam as tensões, deformações e o

expoente de endurecimento por encruamento n calculados para as seções da solda

1x2 conforme descrito anteriormente.

Tabela 5.12: tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n calculados para as seções da solda 1x2.

1x2 - σec(z) Engenharia Real

z HV σrt εrt σe εe σrt εrt K n σe εe

0,2625 164,64 57,62 0,4000 19,16 0,0400 80 67 0,3365 163,852 0,6 05 19,93 0,0392

3,2625 166 40 58,24 0,4000 19,78 0,0400 81, 4 0,3365 163,85 0,6407 20,57 0,0392

6,2625 174,87 61,20 0,4000 22,93 0, 400 85,69 0,3365 163,852 0,5952 23,84 0,0392

9,2625 193,59 67,76 0,4000 31,02 0,0400 94,86 0,3365 163,852 0,5018 32,26 0,0392


1x2 - σeg(z) Engenharia Real

z HV σrt εrt σe ε σrt εrt K n σe εe

1,7625 171,07 59,87 0,4000 21,48 0,0400 83,82 0,336472 163,852 0,6153 22,33 0,0392

4,7625 176,44 61,76 0,4000 23,55 0,0400 86,46 0,336472 163,852 0,5869 24,49 0,0392

7,7625 206,93 72,42 0,4 00 37,82 0,0400 101,39 0,336472 163,852 0, 406 39,33 0,0392


1x2 - σek(z) Engenharia Real


1 7625 172,48 60,37 0,4000 22,01 0,0400 84 52 0,3365 163,852 0,6078 22,89 0,0392

4,7625 176,96 61,94 0,4000 23,75 0,0400 86,71 0,3365 163,852 0,5843 24,70 0,0392

7,7625 181,05 63,37 0,4000 25,42 0,0400 88,71 0,3365 163,852 0,5633 26,44 0,0392

A partir das tabelas pode-se plotar a Figura 5.20, onde são apresentados os

limites de escoamento ao longo a espessura por amostra analisada da solda 1x2 e o

limite de escoamento de referência.

102

Figura 5.20: Limite de escoamento em kgf/mm2 ao longo da seção para as

amostras c, g e k da solda 1x2 e limite de escoamento de referência.

Da Figura 5.20 pode-se observar que quanto maior a coordenada z maior

será o limite de escoamento observado na região inscrita na ZTA, como citado

anteriormente um passe trata termicamente o anterior.

Do mesmo modo pode ser observado que próximo ao centro da solda na

direção x o limite de escoamento é maior.

E em todas as curvas os limites de escoamento neste caso são pelo menos

7,64 kgf/mm2 superiores ao de referência, indicando que nesta região ocorre uma

tensão residual compressiva desta magnitude.







1,7625 168,78 59,07 0,4000 20,63 0,0400 82,70 0,3365 63,852 0,6277 21,46 0,0392

4,7625 164,65 57,63 0,4000 19,17 0,0400 80,68 0,3365 163,852 0,6504 19,93 0,0392

7,7625 174,64 61,12 0,4000 22,84 0,0400 85,57 0,3365 163,852 0,5964 23,75 0,0392

103




1,7625 205,90 72,07 0,4000 37,26 0,0400 100,89 0,3365 163,852 0,4452 38,75 0,0392

4,7625 206,20 72,17 0,4000 37,42 0,0400 101,04 0,3365 163,852 0,4439 38,92 0,0392

7,7625 217,89 76,26 0 4000 44,09 0,0400 106,76 0,3365 163,852 0,3932 45,85 0,0392




1,7625 200,88 70,31 0,4000 34,62 0,0400 98,43 0,3365 163,852 0,4679 36,01 0,0392

4,7625 193,02 67,56 0,4000 30,75 0,0400 94,58 0,3365 163,852 0,5045 31,98 0,0392

7,7625 193,21 67,62 0,4000 30,84 0,0400 94,67 0,3365 163,852 0,5036 32,08 0,0392

A partir das Tabelas 5.15, 5.16 e 5.17 pode-se plotar a Figura 5.21, onde são

apresentados os limites de escoamento ao longo a espessura por amostra analisada

da solda 3x4 e o limite de escoamento de referência.



Da Figura 5.21 pode-se observar que próximo ao centro da solda quanto

maior a coordenada z maior será o limite de escoamento observado na região

inscrita na ZTA, como citado anteriormente um passe trata termicamente o anterior.

104

Nas amostras próximas das extremidades, c e k, ocorre uma redução no

limite de escoamento na região central da seção e a partir da se retoma a tendência

de crescimento, isto se provavelmente se deve a efeitos de borda, e efeitos de

restrição é necessário análise metalográfica para avaliar melhor este efeito.


direção x o limite de escoamento é maior.



tensão residual.




Tabela 5.18: Tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n calculados para as seções da solda 5x6.



1,7625 206,54 72,29 0,4000 37,61 0,0400 101,21 0,3365 163,852 0,4423 39,11 0,0392

4,7625 205,79 72,03 0,4000 37,20 0,0400 100,84 0,3365 163,852 0,4457 38,69 0,0392

7,7625 208,05 72,82 0,4000 38,43 0,0400 101,95 0,3365 163,852 0,4356 39,97 0,0392




1,7625 262,03 91,71 0,4000 76,31 0,0400 128,40 0,3365 163,852 0,2239 79,36 0,0392

4,7625 268,57 94,00 0,4000 82,10 0,0400 131,60 0,3365 163,852 0,2013 85,39 0,0392

7,7625 268,76 94,07 0,4000 82,28 0,0400 131,69 0,3365 163,852 0,2006 85,57 0,0392




1,7625 181,03 63,36 0,4000 25,41 0,0400 88,71 0,3365 163,852 0,5634 26,43 0,0392

4,7625 184,21 64,47 0,4000 26,76 0,0400 90,26 0,3365 163,852 0,5474 27,83 0,0392

7,7625 209,16 73,21 0,4 00 39,04 0,0400 102,49 0,3365 163,852 0,4308 40,60 0,0392

105






Da Figura 5.22 pode-se observar que nas amostras g e k, maior a coordenada

z maior será o limite de escoamento observado na região inscrita na ZTA, como

citado anteriormente um passe trata termicamente o anterior.

Na amostra próxima da origem, amostra c, ocorre uma redução no limite de

escoamento na região central da seção e a partir da se retoma a tendência de

crescimento, isto se provavelmente se deve a efeitos de borda, e efeitos de restrição

é necessário análise metalográfica para avaliar melhor este efeito.


direção x o limite de escoamento é maior. E em todas as curvas os limites de

escoamento neste caso são pelo menos 13,89 kgf/mm2 superiores ao de referência,

indicando que nesta região ocorre uma tensão residual compressiva desta

magnitude. As Tabelas 5.21, 5.22 e 5.23 apresentam as tensões, deformações e o



106

Tabela 5.21: Tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n calculados para as seções da solda 7x8.



1,7625 203,01 71,05 0,4000 35,73 0,0400 99, 8 0,3365 163,852 0,4582 37,16 0,0392

4,7625 197,84 69,24 0,4000 33,09 0,0400 96,94 0,3365 163,852 0,4819 34,41 0,0392

7,762 07,13 72,50 0,4 00 37,93 0,0400 101,50 0,3365 163,852 0,4397 39,45 0,0392




1,76 5 186,65 65,33 0,4000 27,83 0,0400 91,46 0,3365 163,852 0,5353 28,94 0,0392

4,7625 193,35 67,67 0,4000 30,91 0,0400 94,74 0,3365 163,852 0,5029 32,14 0,0392

7,7625 224,98 78,74 0,4 00 48,49 0,0400 110,24 0,3365 163,852 0,3639 50,43 0,0 92




1,7 25 210,60 73,71 0,4000 39,85 0,0400 103,19 0,3365 16 ,852 0,4245 41,44 0,0392

4,7625 210,48 73,67 0,4000 39,78 0,0400 103,13 0,3365 163,852 0,4250 41,37 0,0392

7,7625 216,93 75,92 0 4000 43,51 0,0400 106,29 0,3365 163,852 0,3973 45,25 0,0392






107

Da Figura 5.23 pode-se observar que nas amostras g e k, maior a coordenada

z maior será o limite de escoamento observado na região inscrita na ZTA, como

citado anteriormente um passe trata termicamente o anterior.

Na amostra próxima da origem, amostra c, ocorre uma redução no limite de

escoamento na região central da seção e a partir da se retoma a tendência de

crescimento, isto se provavelmente se deve a efeitos de borda, e efeitos de restrição

é necessário análise metalográfica para avaliar melhor este efeito.

Neste caso foi observado que o limite de escoamento próximo do final da

solda foi superior ao medido nas demais seções da região inscrita a ZTA, este efeito

também pode ser resultado de efeito de borda e efeitos de restrição.



tensão residual compressiva desta magnitude.

Pode ser observado para todas as soldas a tendência de crescimento da

dureza, e do limite de escoamento com o crescimento da coordenada z na região

inscrita a ZTA, indicando que a mesma está submetida a tensões residuais

compressivas cada vez maiores, como também possui grãos cada vez menores,

pois um passe trata termicamente seu anterior.

Para uma análise mais completa deste efeito faz-se necessário repetir as

medições de microdureza com mais pontos, com uma malha mais fina e em mais

seções da solda, além disso, realizar análises metalográficas.

Para avaliar o limite de escoamento na Zona Fundida (ZF) e na Zona

Térmicamente Afetada (ZTA) foram feitas conversões de dureza em limite de

resistência e em seguida calculados os limites de escoamento de modo análogo ao

feito para a avaliação do limite de escoamento ao longo da seção transversal na

região inscrita a ZTA.

Esse ajuste foi feito considerando os valores obtidos a partir dos ajustes

lineares feitos para a dureza em cada solda, estes valores, bem como as tensões

obtidas para a solda 1x2, o coeficiente K adotado e o expoente n calculado são

apresentados para a ZTA e a ZF respectivamente nas Tabelas 5.24 e 5.25.

108

Tabela 5.24: tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n calculados para ZTA ao longo do eixo x para a solda 1x2.

Engenharia Real

x [mm] HVZTA(x) σrt εrt σe εe σrt εrt K n σe εe

31,27 170,35 59,62 0,4000 21,21 0,0400 83,47 0,3365 163,852 0,6192 22,06 0,0392

98,35 176,9 61,92 0,4000 23,73 0,0400 86,68 0,3365 163,852 0,5845 24,68 0,0392

167,33 183,65 64,28 0,4000 26,52 0,0400 89,99 0,3365 163,852 0,5502 27,58 0,0392


Engenharia Real

x

[mm] HVZF(x) σrt εrt σe εe σrt εrt K n σe εe

31,27 185,02 64,76 0,400 27,11 0,0400 90,66 0,3365 163,852 0,5434 28,20 0,0392

98,35 193,76 67,82 0,4000 31,10 0,0400 94,94 0,3365 163,852 0,5010 32,35 0,0392

167,33

185,12 64,79 0,4000 27,16 0,0400 90,71 0,3365 163,852 0,5429 28,24 0,0392

Figura 5.24: Limite de escoamento em kgf/mm2 ao longo do eixo de soldagem

para a ZTA, ZF da solda 1x2 e limite de escoamento de referência.

A Figura 5.24 apresenta as curvas dos limites de escoamento ao longo do

eixo x para a Zona Termicamente Afetada (ZTA) e para a Zona Fundida (ZF) bem

como o limite de escoamento de referência para a solda 1x2.

Pode ser observado para a solda 1x2 que o limite de escoamento calculado

para a região da ZTA cresce linearmente com o aumento da coordenada x, e que o

109

limite de escoamento da zona fundida cresce linearmente até um ponto próximo do

centro do eixo x e então decresce linearmente até o final do eixo de soldagem.

Em ambos os casos, os limites de escoamento são superiores ao de

referência, indicando que ambas as regiões estão carregadas com tensões

compressivas. Tem-se que na ZTA a menor tensão residual encontra-se a 31,27 mm

da origem da solda e é igual a 9,69 kgf/mm2.

No caso da Zona Fundida a menor tensão residual encontra-se também a

31,27 mm da origem da solda e igual a 15,59 kgf/mm2, tendo por si só ultrapassado

o limite de escoamento do material.

Para a solda 3x4 foi feita uma sequencia de calculo análoga a realizada para

solda 1x2, os valores calculados para a tensão limite de resistência, limite de

escoamento e expoente de endurecimento por encruamento n para esta solda são

apresentados nas Tabelas 5.26 e 5.27.


Engenharia Real

x[mm] HVZTA(x) σrt εrt σe εe σrt εrt K n σe εe

35,81 162,33 56,82 0,4000 18,38 0,0400 79,54 0,3365 163,852 0,6635 19,11 0,0392

100,83

201,74 70,61 0,4000 35,07 0,0400 98,85 0,3365 163,852 0,4639 36,47 0,0392

162,72

185,69 64,99 ,4000 27,41 0,0400 90,99 0,3365 163,852 0,5400 2 ,50 0,0392

Tabela 5.27: tensões, deformações e o expoente de endurecimento por encruamento n calculados para ZF ao longo do eixo x para a solda 3x4.

Engenharia Real

x[mm] HVZF(x) σrt εrt σe εe σrt εrt K n σe εe

35,81 177,89 62,26 0,4000 24,12 0,0 00 87,17 0,3 65 163,852 0,5794 25,09 0,0392

100,83

223,67 78,29 0,4000 47,66 0,0400 109,60 0,3365 163,852 0,3692 49,57 0,0392

162,72

206,73 72,35 0,4000 37,71 0,0400 101,30 0,3365 163,852 0,4415 39,22 0,039

A Figura 5.25 mostra as curvas dos limites de escoamento ao longo do eixo x

para a Zona Termicamente Afetada (ZTA) e para a Zona Fundida (ZF) bem como o

limite de escoamento de referência para a solda 3x4.

110



Para a solda 3x4 pode ser visto que tanto a ZTA quanto a ZF estão sujeitas a

tensões residuais de natureza compressiva, que estas crescem linearmente da

origem da solda até as proximidades do centro e a partir deste ponto e então

decrescem linearmente até o final da solda.

As tensões residuais no final da solda são superiores aquelas observadas na

origem, estas são respectivamente 15,89 kgf/mm2 e 6,86 kgf/mm2 para a ZTA e

26,19 kgf/mm2 e 12,60 kgf/mm2 para a ZF, neste caso a tensão residual no final da

solda, no caso da ZTA e para toda a ZF ultrapassaram por si só o limite de

escoamento do material.

Para a solda 5x6 foi feita uma sequência de cálculo análoga a realizada para

as soldas 1x2 e 3x4, os valores calculados para a tensão limite de resistência, limite

de escoamento e expoente de endurecimento por encruamento n para esta solda

são apresentados nas Tabelas 5.28 e 5.29.

111


Engenharia Real


37,07 206,72 72,35 0,4000 37,71 0,0400 101,29 0,3365 163,852 0,4415 39,21 0,0392

102,63 255,81 89,53 0,4000 71,04 0,0400 125,35 0,3365 163,852 0,24 9 73,89 0,0392

165,73 184,09 64,43 0,4000 26,71 0,0400 90,20 0,3365 163, 52 0,5480 27,78 0,0392


Engenharia Real


37,07 210,58 73,70 0,4000 39,84 0,0400 103,18 0,3365 163,852 0,4246 41,43 0,0392

102,63 278,42 97,45 0,4000 91,39 0,0400 136,43 0,3365 163,852 0,1682 95,04 0,0392

165,73 205,73 72,00 0,4000 37,17 0,0400 100,81 0,3365 163 852 0,4460 38,66 0,0392






Para a solda 5x6 pode ser visto que tanto a ZTA quanto a ZF estão sujeitas a

tensões residuais de natureza compressiva, que estas crescem linearmente da

origem da solda até as proximidades do centro e a partir deste ponto e então

decrescem linearmente até o final da solda.

112

As tensões residuais no inicio da solda são superiores aquelas observadas no

final, estas são respectivamente 26,59 kgf/mm2 e 15,19 kgf/mm2 para a ZTA e 28,32

kgf/mm2 e 25,65 kgf/mm2 para a ZF, neste caso, em todos os pontos do eixo de

soldagem, a tensão residual na ZTA e na ZF ultrapassaram por si só o limite de

escoamento do material.

Para a solda 7x8 foi feita uma sequência de calculo análoga a realizada para

as soldas 1x2, 3x4 e 5x6, os valores calculados para a tensão limite de resistência,

limite de escoamento e expoente de endurecimento por encruamento n para esta

solda são apresentados nas Tabelas 5.30 e 5.31.


Engenharia Real


32,43 201,14 70,40 0,4000 34,76 0,0400 98,56 0,3365 163,852 0,4667 36,15 0,0392

103,23 197,01 68,95 0,4000 32,68 0,0400 96,53 0,3365 163,852 0,4857 33,98 0,0392

164,93 210,36 73,62 0,4000 39,71 0,0400 103,07 0,3365 163,8 2 0,4255 41,30 0,0392


Engenharia Real


32,43 205,46 71,91 0,400 7,03 0,0400 100,68 0,3365 163,852 0,4471 38,51 0,0392

103,23 211,71 74,10 0,4000 40,47 0,0400 103,74 0,3365 163,852 0,4197 42,09 0,0392

164,93 217,15 76,00 0,4000 43,64 0,0400 106,40 0,3365 163,852 0,3964 45,39 0,0392



113




Da Figura 5.27 pode ser visto que o limite de escoamento da ZTA tem seu

ponto mínimo próximo do centro do eixo x, e seu máximo ocorre próximo ao final da

solda. No caso da ZF o limite de escoamento cresce linearmente ao longo de toda a

solda com mínimo próximo da origem.

Tanto na ZTA quanto na ZF as tensões residuais são compressivas ao longo

de toda a solda, no caso da ZF a tensão residual varia entre 25,55 kgf/mm2 a 32,43

mm do início da solda e 32,12 kgf/mm2 a 164,93 mm da origem da solda, ambas

superiores ao limite de escoamento.

No caso da ZTA a tensão residual mínima é de 21,16 kgf/mm2 e ocorre a

103,23 mm da origem da solda, a máxima é de 28,19 kgf/mm2, ocorre próxima do

final da solda a 164,93 mm da origem.

Da discussão desenvolvida até o momento, tomando-se como referência a

região central das soldas e assumindo o que a tensão residual para o metal de base

de cada solda é a diferença entre o limite de escoamento médio para cada chapa e

o limite de escoamento de referência, foram plotadas as figuras 5.28, 5.29, 5.30 e

5.31.

Figura 5.28: Tensões residuais em kgf/mm2 médias na

amostra g da solda 1x2.

114

Figura 5.29: Tensões residuais em kgf/mm2 médias na

amostra g da solda 3x4.

Figura 5.30: Tensões residuais em kgf/mm2

médias na amostra g da solda 5x6.

115

Figura 5.31: Tensões residuais em kgf/mm2 médias

na amostra g da solda 7x8.

116

CAPÍTULO VI

CONCLUSÕES, RECOMENDAÇÕES, BIBLIOGRAFIAS, ANEXOS E APÊNDICES

6.1. Conclusões

A seção 4.2. apresentou medições das peças por passe, a partir das quais foram

calculadas as flechas por passe, foi apresentado um modelo de δ(n) a partir de ajustes

lineares e que tem boa aderência.

Das seções 4.3.2, 4.3.3, 4.3.4, 4.3.5 pôde ser observado que todos os corpos de

prova submetidos a ensaios de tração escoaram, e posteriormente romperam fora da Zona

Termicamente Afetada (ZTA), isto é o material falhou no metal base.

As soldas 1x2, 3x4, 5x6, apresentaram pico de dureza, limite de escoamento e

tensão residual da Zona Fundida (ZF) e da ZTA na região central do cordão de solda. A

solda 7x8 apresenta as maiores durezas na ZTA e ZF próximo ao final da solda indicando

que este e o sentido preferencial de dilatação da peça.

Via de regra a dureza, o limite de escoamento e o módulo das tensões residuais na

região inscrita a ZTA crescem linearmente com a altura, nos casos com restrições podem

ser observadas variações neste comportamento nas proximidades do inicio e do final da

solda.

As Figuras 5.27, 5.28, 5.29 e 5.30 apresentam um corte na região central da solda,

onde são identificados os módulos das tensões residuais são assumidos os valores médios

em cada uma destas regiões e sua natureza, se trativa ou compressiva.

Pode ser visto que em todas as soldas a Zona Termicamente Afetada (ZTA) e a Zona

Fundida (ZF) são sempre compressivas, isto pode ser atribuído a contração que ocorre

nesta região durante a solidificação do material e a adição de massa que ocorre durante o

processo.

As soldas 1x2, 5x6 e 7x8 apresentam tensões residuais trativas no metal de base,

isto pode ser explicado ao considerar que o metal de base esta solidário à ZTA e esta ao

contrair traciona o metal de base.

117

Foi observado que a tensão residual no metal de base da solda 5x6 foi praticamente

igual aquela da sem restrição, indicando que para efeitos de projeto este tipo de restrição

não é representativo.

A solda 7x8 apresenta a maior tensão trativa no metal de base, indicando que a

restrição perpendicular ao cordão é a mais prejudicial para a integridade da peça soldada.

Porém ao observarmos a solda engastada, solda 3x4 pode ser visto que a

composição das restrições paralelas e perpendiculares teve efeito benéfico para a peça,

visto que a tensão residual observada no metal de base foi compressiva.

Para as soldas 1x2 e 5x6, para este material e este tipo de restrição pode-se

considerar que o processo de soldagem introduziu uma tensão adicional no metal de base

da ordem de 10% do limite de escoamento.

Para a solda 3x4, neste caso foi introduzida no metal de base uma tensão da ordem

66% do limite de escoamento do material de natureza compressiva, esta ajuda aumenta a

resistência do material a solicitações trativas.

Para a solda 7x8 foi introduzida no metal de base uma tensão da ordem 25% do

limite de escoamento do material de natureza trativa.

6.2. Recomendações para Trabalhos Futuros

Para trabalhos futuros, recomenda-se:

1) Que o experimento seja repetido para espessuras diferentes, para avaliar a evolução

da flecha por passe e das tensões residuais;

2) Mais ensaios de microdureza em mais amostras para avaliar melhor a evolução das

tensões residuais ao longo do cordão e da espessura;

3) Que os ensaios de microdureza tenham uma malha com mais pontos, principalmente

no metal de base;

4) Que sejam feitas metalografias para avaliar tamanho de grão presença de inclusões

e porosidades na solda;

118

REFERÊNCIAS

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