Comparativo entre um Modelo Matemático de Elementos ... Lessa... · USO DE SOLDA BALANCEADA........

CENTRO UNIVERSITÁRIO ESTADUAL DA ZONA OESTE

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E TECNOLOGIA DE

MATERIAIS

Comparativo entre um Modelo Matemático de Elementos Finitos e

Distorções Causadas em Fabricações Soldadas a Arco, na

Construção Naval

Wanderson Almenara

Rio de Janeiro

2016

ii

CENTRO UNIVERSITÁRIO ESTADUAL DA ZONA OESTE

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E TECNOLOGIA DE

MATERIAIS



Construção Naval

Dissertação apresentada, como

requisito parcial para obtenção do título de

Mestre, ao Programa de Pós-Graduação

em Ciência e Tecnologia de Materiais, do

Centro Universitário Estadual da Zona

Oeste. Área de concentração: Soldagem.

Orientado: Wanderson Almenara

Orientador: Valdir Agustinho de Melo, D.Sc.

Rio de Janeiro

2016

iii

AUTORIZO A REPRODUÇÃO E DIVULGAÇÃO TOTAL OU PARCIAL DESTE

TRABALHO, POR QUALQUER MEIO CONVENCIONAL OU ELETRÔNICO, PARA

FINS DE ESTUDO E PESQUISA, DESDE QUE CITADA A FONTE.

___________________ ______________________________

Data Wanderson Almenara

Almenara, Wanderson. Comparativo entre um Modelo Matemático de Elementos Finitos e Distorções Causadas em

Fabricações Soldadas a Arco, na Construção Naval. Wanderson Almenara. – 2016. 67f.

Orientador: Valdir Agustinho de Melo, D.Sc.

Dissertação (Mestrado) – Centro Universitário Estadual da Zona Oeste, Rio de Janeiro.

iv

Wanderson Almenara



Construção Naval

Dissertação apresentada, como

requisito parcial para obtenção do título de

Mestre, ao Programa de Pós-Graduação

em Ciência e Tecnologia de Materiais, do

Centro Universitário Estadual da Zona

Oeste. Área de concentração: Soldagem.

Aprovado em: 30 de agosto de 2016.

Banca Examinadora:

_________________________________________________ Professor Valdir Agustinho de Melo (Orientador)

_________________________________________________ Professora Mônica Costa Rezende

_________________________________________________ Professora Ana Isabel de Carvalho Santana

Rio de Janeiro

2016

v

Dedicatória

À Daniele Almenara, pessoa cоm quem аmо

partilhar а vida. Obrigado pelo carinho, а

paciência е pоr sua capacidade dе me trazer

pаz nа correria deste mestrado.

vi

AGRADECIMENTOS

Ao meu orientador Valdir A. de Melo, pela fonte de sabedoria e conhecimento.

Aos colegas de turma Leandro e Gilmax pela união na busca da construção de

nossos saberes.

À minha família, que esteve presente nos momentos mais difíceis dando o apoio

necessário para superá-los.

Aos meus compadres, Alex Faria e Franciele Nogueira pelo incentivo diário.

Ao Engenheiro e amigo Rodrigo Ossemer, pelo apoio no levantamento de dados para

defesa desta dissertação.

Meu agradecimento especial a Sra. Maria Helena, responsável pelo encorajamento

no momento de decisão sobre cursar o mestrado.

vii

“Talento é dom, é graça. E sucesso nada

tem haver com sorte, mas com determinação e

trabalho.”

(Augusto Branco).

viii

RESUMO

Almenara, Wanderson. Comparativo entre um Modelo Matemático de

Elementos Finitos e Distorções Causadas em Fabricações Soldadas a Arco, na

Construção Naval. 2016. Dissertação (Mestrado Profissional). Programa de Pós-

Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais – Centro Universitário Estadual da

Zona Oeste. 2016.

O presente trabalho apresenta um estudo das distorções em juntas soldadas a

arco e identifica alguns fatores que causam tais distorções, tais como: consequências

dos fenômenos térmicos e mecânicos. O desenvolvimento utilizou um modelo através

da técnica do método dos elementos finitos (MFE), onde foi simulado o grau de

distorções. O modelo matemático foi constituído de análise de tensões residuais

térmicas correlacionando os seus efeitos distorcivos nas dimensões das juntas

soldadas e seu reflexo no produto final. Na análise experimental, foram utilizadas

soldas em juntas, todas de topo, pelos processos de arame tubular, que na língua

inglesa é conhecida como como Flux-Cored Arc Welding (FCAW) e eletrodo revestido,

que na língua inglesa é conhecida como Shielded Metal Arc Welding (SMAW), dois dos

processos de soldagem mais utilizados para construções de embarcações na indústria

naval. A simulação computacional avaliou mudanças nas condições de realização das

juntas soldadas, somente para juntas de topo, estimando as condições finais de

distorção e os impactos no produto final. Os resultados computacionais obtidos

ratificaram os testes laboratoriais.

Palavras chave: SMAW, FCAW, distorção, juntas soldadas, Construção Naval.

ix

ABSTRACT

Almenara, Wanderson. Comparison between a Mathematical Model of Finite

Element and Distortions Caused in Fabrications Welded Arco, in shipbuilding..

2016. Dissertation (Master). Professional Master - Postgraduate Program in Materials

Science and Technology – Centro Universitário Estadual da Zona Oeste. 2016.

This paper presents a study of distortions in welded joints and identifies some

factors that cause these distortions, which are consequences of thermal phenomena

and mechanical. The development of a model used by the method of finite element

technique (EFM) which was simulated by the degree of distortion. The mathematical

model was established analysis thermal residual stresses correlating their distorting

effect on the dimensions of the welded joints and its reflection in the final product. In the

experimental analysis, welds together all of the top, the tubular wire process (Flux-Cored

Arc Welding - FCAW) and coated electrodes (Shielded Metal Arc Welding - SMAW), two

of welding processes most commonly used for construction of vessels for shipbuilding

industry. The computer simulation evaluates changes in the conditions for the welded

joints, only to butt joints, estimating the final conditions of distortion and impacts in the

final product.

Keywords: SMAW, FCAW, distortion, welded joints, naval construction.

x

LISTA DE FIGURAS

Figura 1: Representação dos seis tipos e distorções ....................................................... 7

Figura 2: Foto representativa da distorção de flambagem e angular. .............................. 7

Figura 3: Representação das mudanças de temperatura e tensão durante o processo de soldagem de placas de aço. a) Processo de soldagem; b) Distribuição das tensões longitudinais; c) Distribuição de temperaturas na placa. .................................................. 9

Figura 4: Representação de aquecimento de uma barra central para percepção de dilatação. ........................................................................................................................ 11

Figura 5: Desenvolvimento das tensões durante o processo de soldagem (Simulação). ....................................................................................................................................... 12

Figura 6: Temperaturas x Tensões longitudinais em cada uma das 4 seções. .............. 12

Figura 7: Representação das tolerâncias de contração e juntas soldadas. ................... 15

Figura 8: contração transversal típica de uma solda de topo simples. ........................... 16

Figura 9: Movimentação da parte não soldada da junta causando distorção rotacional. ....................................................................................................................................... 17

Figura 10: Diferentes tipos de distorções devido aos diferentes processos de soldagem. ....................................................................................................................................... 17

Figura 11: Grau de restrição imposto à junta soldada. ................................................... 19

Figura 12: Representação do processo de soldagem FCAW......................................... 20

Figura 13: Representação do processo de soldagem SCAW. ....................................... 22

Figura 14: Representação da malha e dos elementos que a compõem. ....................... 24

Figura 15: Diagrama representativo do modelo termomecânico de análise de tensões residuais e distorções. .................................................................................................... 26

Figura 16: Representação da contração transversal de um passe de solda de topo. .... 30

Figura 17: Contração transversal final. ........................................................................... 32

Figura 19: As distorções são reduzidas com o posicionamento da solda próximo ao eixo neutro. ............................................................................................................................ 36

Figura 20: Redução da quantidade de distorção angular e contração lateral por: a) redução do volume do metal de solda; b) usando solda de passe único. ...................... 36

Figura 21: Representação de solda balanceada para reduzir a quantidade de distorção angular. .......................................................................................................................... 38

Figura 22: Pré-ajuste das partes. a) Pré-ajuste das juntas de filete para prevenção de distorção angular; b) pré-ajustagem das juntas de topo para prevenir distorção angular e c) Folga (abertura) no formato cônico “V” prevenindo fechamento dos bordos........... 40

xi

Figura 23: Pré-dobramento usando reforços e cunha para acomodar a distorção angular em chapas finas. ............................................................................................................ 41

Figura 24: Distorção em soldas de filete em dois tipos de modelos unidimensionais (a) sem restrição, (b) com restrição de uma viga rígida ....................................................... 45

Figura 25: Mudança angular de uma solda de filete (sem restrição). ............................. 46

Figura 26: Resultado da geometria gerada através da utilização do ANSYS. ............... 50

Figura 27: Estrutura do modelo gerado através da utilizaçao do ANSYS. ..................... 50

Figura 28: Representações dos pontos para tomada de temperaturas durante a soldagem nos CP´s de junta de topo. (a) esquemática, (b) real..................................... 52

Figura 29: Representação real dos pontos para tomada de temperaturas durante a soldagem dos CP´s de junta de topo. ............................................................................ 53

Figura 30: Perfil de temperatura do cordão de solda durante a soldagem. .................... 53

Figura 31: Perfil de temperatura de resfriamento de toda a chapa após a soldagem. ... 54

Figura 32: Preparação de chanfros para realização da soldagem da junta de topo. ...... 55

Figura 33: Resultados finais para a soldagem por SMAW (a) mínimo, (b) máximo. ...... 56

Figura 34: Resultados finais para a soldagem por FCAW (a) mínimo, (b) máximo. ....... 57

Figura 35: Resultado do modelo para a distorção angular na direção “Y”. .................... 59

Figura 36: Resultado do modelo (representação isométrica) para a distorção angular na direção “Y”. ..................................................................................................................... 59

xii

LISTA DE TABELAS

TABELA 1 – TOLERÂNCIAS DE CONTRAÇÃO PARA CASCOS DE CONSTRUÇÕES MARINHAS .............................................................................................................................. 15

TABELA 2 – PROPRIEDADES DO AÇO A- 36 GR 60. ........................................................... 28

TABELA 3 – ESTATÍSTICA DE GERAÇÃO DOS ELEMENTOS DA MALHA UTILIZADA NO MODELO. ................................................................................................................................. 49

TABELA 4 – RESULTADOS DAS DISTORÇÕES ................................................................... 55

xiii

SUMARIO

1. INTRODUÇÃO .................................................................................................................... 1

1.1. PROBLEMA .................................................................................................................... 2

1.2. JUSTIFICATIVA .............................................................................................................. 4

1.3. OBJETIVO ...................................................................................................................... 5

1.3.1. OBJETIVOS ESPECÍFICOS ....................................................................................... 5

2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA .......................................................................................... 6

2.1. TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM ........................................................................ 8

2.2. APARIÇÕES DE IMPERFEIÇÕES EM JUNTAS SOLDADAS ...................................... 10

2.3. FLUXO DE CALOR DURANTE A SOLDAGEM ............................................................. 13

2.3.1. CALOR GERADO PELO ARCO DE SOLDAGEM ..................................................... 13

2.4. ESPECIFICAÇÕES MARINHAS DE CASCOS ............................................................. 15

2.4.1. TOLERÂNCIAS PARA CONTRAÇÃO ....................................................................... 15

2.5. CONTRAÇÃO TRANSVERSAL DE SOLDAS DE TOPO .............................................. 16

2.6. DISTORÇÃO ANGULAR DE SOLDAS DE TOPO ......................................................... 19

2.7. PROCESSO DE SOLDAGEM POR ARAME TUBULAR – FCAW ................................. 20

2.8. PROCESSO DE SOLDAGEM POR ELETRODO REVESTIDO – SMAW ...................... 21

2.9. MODELAGEM COMPUTACIONAL ............................................................................... 23

2.9.1. MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS ....................................................................... 23

2.9.2. ANÁLISE TERMO-MECÂNICA PELO MÉTODO DOS ELEMENTOS FINITOS ........ 25

2.9.3. MODELO NUMÉRICO .............................................................................................. 26

3. MECANISMOS QUE AFETAM O GRAU DAS DISTORÇÕES ......................................... 29

3.1. MECANISMOS DE CONTRAÇÃO TRANSVERSAL DE SOLDAS TOPO ..................... 29

3.1.1. EFEITO DA ESPESSURA DA CHAPA ...................................................................... 30

3.1.2. EFEITO DOS MATERIAIS......................................................................................... 31

3.1.3. EFEITO DO SEQUENCIAMENTO DE SOLDAGEM NA CONTRAÇÃO TRANSVERSAL ....................................................................................................................... 32

3.2. MECANISMOS DE DISTORÇÃO ANGULAR EM SOLDAS DE TOPO ......................... 32

4. PREVENÇÃO DAS DISTORÇÕES................................................................................... 34

4.1. ELIMINAÇÃO DA SOLDAGEM ..................................................................................... 34

4.1.1. LOCALIZAÇÃO DA SOLDA ...................................................................................... 35

4.1.2. REDUZINDO O VOLUME DE METAL DA SOLDA .................................................... 36

4.1.3. REDUÇÃO DO NÚMERO DE PASSES .................................................................... 37

4.1.4. USO DE SOLDA BALANCEADA ............................................................................... 37

xiv

4.1.5. MELHORES PRÁTICAS ........................................................................................... 38

4.1.6. TÉCNICAS DE RESTRIÇÃO ..................................................................................... 39

4.1.7. PRÉ-AJUSTAGEM DAS PARTES ............................................................................. 40

4.1.8. PRÉ-DOBRAMENTO DAS PARTES ......................................................................... 40

4.1.9. USO DE RESTRIÇÃO ............................................................................................... 41

5. AMPLITUDE DAS DISTORÇÕES .................................................................................... 43

5.1. CÁLCULO DAS CONTRAÇÕES TRANSVERSAIS DE JUNTAS DE TOPO ................. 43

5.1.1. FÓRMULA DE MALISIUS ......................................................................................... 43

5.1.2. FÓRMULA DE SPRARAGEN-ETTINGER ................................................................. 44

5.1.3. ANÁLISE UNIDIMENSIONAL DAS DEFORMAÇÕES ............................................... 45

5.1.4. ESTUDO DE CONJUNTOS SOLDADOS EM AÇO POR HIRAI-NAKAMURA ........... 45

6. METODOLOGIAS ............................................................................................................. 48

7. RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................................ 51

7.1. REALIZAÇÃO DO PROCESSO DE SOLDAGEM ......................................................... 54

7.2. RESULTADOS .............................................................................................................. 55

7.2.1. RESULTADOS PARA SMAW ................................................................................... 56

7.2.2. RESULTADOS PARA FCAW .................................................................................... 57

7.3. ANÁLISE COMPARATIVA DOS RESULTADOS OBTIDOS .......................................... 58

8. CONCLUSÕES ................................................................................................................. 60

9. TRABALHOS FUTUROS ................................................................................................. 61

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ......................................................................................... 62

1. INTRODUÇÃO

O aumento da produção, processamento e escoamento de petróleo e seus

derivados no Brasil, resultaram numa grande demanda para a fabricação de

equipamentos destinados a esse fim. Em virtude disso, o desenvolvimento de materiais

e processos para esse segmento se tornou uma questão estratégica para o aumento da

competitividade de quem fornece os equipamentos. Uma das tecnologias envolvidas no

processo de fabricação é a tecnologia da soldagem. O elevado consumo de derivados

de petróleo, gás natural e equipamentos, que são submetidos sempre a cargas de

pressão cada vez maiores, exigem características especiais dos materiais.

Estudos dos efeitos dos processos de soldagem são importantes para evitar as

ocorrências de descontinuidade, concentradores de tensões, propagações de trincas,

que comprometem a integridade estrutural dos equipamentos e deformações, que

dificultam a montagem e, principalmente, os casos de juntas soldadas, onde as suas

propriedades devem ser similares as do metal de base. Os principais processos

envolvidos na fabricação de estruturas e componentes mecânicos são os de corte e de

soldagem, sendo a soldagem, o principal processo responsável pelo surgimento das

imperfeições de fabricação.

Nessa estratégia de garantia das propriedades do metal de base, também para as

juntas soldadas, onde antes o desafio era a obtenção da similaridade química e de

microestrutura, hoje se depara com situações onde a ocorrência de concentradores de

tensões oriundos dos próprios processos de soldagem e os problemas estruturais que

os acompanha afeta diretamente o projeto dos equipamentos.

Um fator relevante, é que as montagens dos equipamentos demandam tempo e

grande quantitativo de mão de obra. Além disso, é mandatário que se assegurem as

propriedades da junta soldada, tais como, a alta resistência mecânica, tenacidade,

dureza controlada, integridade física e estrutural.

2

1.1. Problema

Como a soldagem envolve extremo aquecimento localizado das extremidades

para fundir o metal, tensões não uniformes são introduzidas devido à expansão e

contração do metal aquecido. No início, há um aumento de tensões compressivas no

metal frio circunvizinho à poça de fusão, que é formada devido à expansão térmica do

metal quente junto à poça de fusão. Contudo, as forças de tração surgem durante o

resfriamento do metal de solda, a baixa temperatura do material mais distante da solda

reprime a sua expansão, produzindo distorções e tensões residuais. E o calor imediato

à Zona Termicamente Afetada (ZTA) sofre resistência devido ao metal de base frio.

A magnitude das tensões térmicas induzidas no metal pode ser observada pela

mudança de volume na área de solda em solidificação. Quando há a soldagem do

metal de base, o metal de solda e também da ZTA/Metal de solda solidificado, reduz

drasticamente do ponto de fusão até a temperatura ambiente.

Se as tensões de expansão e contração excedem os limites de deformação do

metal de base, acontecem deformações plásticas localizadas no metal. Essas

deformações plásticas então, causam uma redução permanente nas dimensões dos

componentes e torcem/distorcem a estrutura. O surgimento das imperfeições de

fabricação em uma estrutura soldada pode ocasionar graves problemas estruturais,

entre os quais cita-se a formação de trincas, maior tendência à fratura frágil e falta de

estabilidade dimensional. Um dos grandes problemas enfrentados pelas estruturas

finais, devido às imperfeições de fabricação, está relacionado à falha por flambagem.

Como exemplo, podem ser citados as estruturas oceânicas como plataformas e cascos

de navios, que são construídos através da composição de painéis enrijecidos. O

comportamento de painéis enrijecidos sob cargas de compressão é relativamente

complexo, devido ao grande número de combinações de estrutura, material e

parâmetros de carga. O problema fica ainda mais complicado devido às incertezas

relacionadas às imperfeições de fabricação.

3

Assim, é muito importante o total entendimento destas imperfeições para a prática

de projeto, pois um dos principais tipos de carregamentos presentes no ciclo de vida

destas estruturas é compressivo, e estes, induzem a falha por flambagem, dando

origem ao que é chamado de distorções de soldagem ou simplesmente empeno. As

distorções, além de reduzirem a resistência ao colapso das estruturas oceânicas,

afetam o processo de fabricação, aumentando o tempo e o custo de produção, devido

principalmente às necessidades de correção.

O método de produção por blocos, por exemplo, usados em plataformas

semissubmersíveis, em navios e outras estruturas oceânicas, no qual grandes blocos

são formados por blocos menores, montagens, submontagens e elementos produzidos

em várias áreas de fabricação ocorre utilizando vários conjuntos soldados, que é um

método rápido, mas que está sujeito a todo tempo, ao aparecimento desse problema de

distorção.

Para que esses processos de fabricação tenham uma grande margem de

sucesso, existe a necessidade de um sistema de controle de precisão em todos os

estágios de construção. Um aspecto importante do controle de precisão está na

dificuldade normalmente encontrada na união de blocos durante a edificação do casco.

As variações encontradas na fase de edificação, que não estão dentro dos limites de

tolerância, devem ser corrigidas.

A correção e o ajuste de elementos estruturais com altos níveis de distorções são

processos que mais consomem o tempo de produção, mas é extremamente difícil

estimar o percentual de trabalho relacionado a este problema. Estima-se que o

processo de correção envolvido com as distorções de fabricação consuma 30% do

trabalho total, segundo Andersen (2000).

Uma questão importante, é que através dos anos, os projetos de construção naval

e offshore têm maximizado o espaço de carga disponível e otimizado o gasto com

combustível, reduzindo o peso de aço por unidade de volume. Essas medidas só são

4

possíveis com a utilização de aços de maior resistência e consequente diminuição da

espessura das chapas e das dimensões dos enrijecedores. Huang et al. (2004)

relataram o aumento do uso de chapas finas em embarcações militares e comerciais

nos últimos dez anos, nos Estados Unidos. Um estaleiro citado na pesquisa, Fabrication

and Engineering Technology for Lightweight Ship Structures, Part 1: Distortions and

Residual Stresses in Panel Fabrication, utiliza chapas finas com espessuras menores

que 10 mm na proporção de 90%. Bruce et al. (2005) citaram, que uma tendência

similar tem ocorrido na Europa, onde fragatas estão usando significante proporção de

chapas de aço com 4 e 5mm.

Essa tendência de redução da espessura torna ainda mais significativa a

influência das distorções e das tensões residuais na integridade estrutural e na

montagem das estruturas oceânicas.

1.2. Justificativa

Nesta pesquisa concentram-se os principais métodos de controle e minimização

das distorções em juntas soldadas a arco, consequências de alguns fatores, tais como:

fenômenos térmicos, mecânicos e de transformações de fases macroestruturais, para

os quais serão feitos experimentos. Com os resultados obtidos, será feito um

comparativo com um modelo matemático de elementos finitos, visando estimar as

condições finais de distorção e os impactos no produto final. O intuito é que os

resultados possam contribuir para um melhor entendimento das ocorrências de

descontinuidade, concentradores de tensões, propagações de trincas, que

comprometem a integridade estrutural dos equipamentos e deformações, que dificultam

a montagem e, principalmente, os casos de juntas soldadas, onde as suas

propriedades devem ser similares as do metal de base. Com isso, possibilitar sua

mitigação, que para a indústria naval tenha ainda mais importância, uma vez que, para

que haja no processo de fabricação grande margem de sucesso, existe a necessidade

de um sistema de controle de precisão em todos os estágios de construção. Um

aspecto importante do controle de precisão está na dificuldade normalmente

encontrada na união de blocos durante a edificação do casco onde podemos ter

5

aumentado o tempo e o custo de produção, devido principalmente às necessidades de

correção.

1.3. Objetivo

Comparar resultados de distorções entre um modelo matemático de elementos

finitos e distorções causadas em fabricações soldadas a arco com os processos de

soldagem, arame tubular e eletrodo revestido.

1.3.1. Objetivos Específicos

a) Quantificar o grau de distorções entre os dois diferentes processos de soldagem

(arame tubular e eletrodo revestido);

b) Estabelecer um comparativo entre os dois processos de soldagem utilizados para o

grau de deformações, em juntas soldadas de topo;

c) Comparar o experimento dos processos de soldagem (eletrodo revestido e arame

tubular) com o modelo matemático utilizado e identificar a qual processo o modelo

mais se aproxima para sua validação.

6

2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA

As distorções são denominadas imperfeições geométricas iniciais, ou

deformações dimensionais permanentes, que ocorrem na estrutura e representam

quantitativamente o afastamento da superfície real em relação à superfície idealizada

durante a etapa de concepção da estrutura, ou seja, as distorções são deformações

plásticas devidas ao aquecimento não-uniforme e localizado durante a soldagem,

causando mudanças de forma e dimensões. Motivos frequentes, que provocam

distorções são: Soldagem em excesso, soldagem em juntas livres (aquelas em que as

peças podem se mover facilmente), seleção incorreta do chanfro e da sequência de

soldagem, etc. As distorções são causadas pela presença de tensões residuais geradas

durante as etapas de aquecimento e resfriamento da soldagem. Adicionalmente, as

distorções são fortemente dependentes da geometria e dimensões do componente,

segundo Masubuchi (1980).

As distorções podem ser reduzidas, durante a soldagem, diminuindo-se a

quantidade de calor e metal depositado, pela utilização de dispositivos de fixação, pelo

martelamento entre passes, escolha correta do chanfro e sequência de soldagem, etc.

A correção da distorção em soldas prontas exige medidas, em geral onerosas, como

desempenamento mecânico ou térmico, remoção da solda e ressoldagem, conforme

Masubuchi (1980).

As distorções são bem caracterizadas em relação a seu tipo, como representadas

na Figura 1. Em 1980, Masubuchi (1980) classificou as distorções em seis tipos:

✓ Contração transversal;

✓ Distorção angular;

✓ Distorção rotacional;

✓ Contração longitudinal;

7

✓ Distorção de flambagem;

✓ Distorção de flexão.

Os métodos mais efetivos para se prevenir a distorções são aplicados de acordo

com a identificação do tipo de distorção. As principais distorções presentes na

construção naval e offshore são as de flambagem e as angulares. Na Figura 2, nota-se

exemplos desses dois tipos de distorção.

Figura 2: Foto representativa da distorção de flambagem e angular.

Fonte: Souza (2013)

Fonte: Amante (2006)

Figura 1: Representação dos seis tipos e distorções

8

As distorções produzem vários problemas na construção naval e offshore. Embora

os principais já tenham sido relacionados na seção de apresentação do problema, os

principais efeitos podem ser citados de forma mais direta:

✓ Desalinhamento de componentes estruturais;

✓ Dificuldade de automação dos processos de fabricação;

✓ Grande quantidade de retrabalho;

✓ Aumento de tempos e custos de produção;

✓ Redução de eficiência dos processos de fabricação;

✓ Imprecisão do produto final;

✓ Perda de resistência estrutural.

2.1. Tensões Residuais de Soldagem

Tensões residuais são caracterizadas como aquelas que depois de cessados as

fontes de indução de tensões continuam a atuar na estrutura sejam os esforços,

mecânicos, térmicos ou volumétricos, esses provocados por variações volumétricas da

microestrutura dos materiais. Nesse contexto, é muito importante prever a formação de

tensões residuais para resguardar a integridade de estruturas contra falhas

catastróficas ou não das estruturas. As deformações plásticas não uniformes são as

principais causadoras desse fenômeno indesejável.

No caso especial de tensões induzidas na soldagem elas se devem principalmente

à contração no resfriamento de regiões diferentemente aquecidas, resfriamento

superficial mais intenso, deformações plásticas localizadas e transformações de fase.

Essas induções de tensão têm origem como já dito anteriormente por variações

térmicas e volumétricas.

9

As variações térmicas devido ao elevado gradiente de temperatura ao longo do

cordão de solda e o baixo limite de escoamento nesta faixa em especial é o que

ocasiona a deformação plástica localizada. Ainda segundo Ribeiro (2000), as tensões

residuais causadas devido às transformações de fase no cordão de solda, ocorrem

porque a transformação de fase da austenita para a ferrita, bainita, perlita ou

martensita, implica no aumento de volume. Desta forma numa junta soldada, o material

da zona fundida e da ZTA que sofre transformação de fase tenderá a se expandir, o

que será impedido pela região longitudinal da solda e pelo restante do material frio e

não transformado. O estado de tensões da região do cordão de solda dependerá muito

da espessura da chapa a ser soldada e das condições de resfriamento, na Figura 3

temos a representação da mudança de temperatura e tensão durante a soldagem das

placas de aço.

Figura 3: Representação das mudanças de temperatura e tensão durante o processo de soldagem de placas de aço. a) Processo de soldagem; b) Distribuição das

tensões longitudinais; c) Distribuição de temperaturas na placa.

Fonte: Ribeiro (2000)

Como na soldagem as tensões residuais são de grandeza macroscópica e

microscópica, pois atuam diretamente na variação volumétrica das microestruturas

constituintes do metal de base soldado, mas de modo geral ao se tratar de tensões

residuais é mais comum tratar apenas dos casos macroscópicos. Essas tensões

residuais representam fator importante que determina a capacidade de carregamento e

10

a vida útil da estrutura; tensões residuais de soldagem contribuem substancialmente

nas características resistência mecânica e na integridade das estruturas.

2.2. Aparições de Imperfeições em Juntas Soldadas

Para a realização da soldagem é necessário o aquecimento de uma dada região

da estrutura e por sua vez as regiões adjacentes as regiões soldadas permanecem com

temperaturas inferiores. Obedecendo à lei de dilatação térmica, as regiões aquecidas

dilatam e as regiões com menores temperaturas dificultam essa dilatação. Esses

processos ocorrem dentro de limites elásticos e plásticos de deformação na estrutura

soldada de acordo com as características do metal de base, e as consequências desse

processo de deformações são evidenciadas ao final do processo de soldagem com o

surgimento de tensões residuais e de distorções da estrutura.

Se o calor fornecido à estrutura não for uniforme ou se existirem barreiras à

expansão e contração da estrutura durante o processo de soldagem, as tensões

residuais e as distorções surgem de forma natural.

De acordo com o exemplo encontrado em Modenesi (2001), no qual ele considera

três barras metálicas de mesmo comprimento e essas presas a duas bases conforme a

Figura 4. Com o aquecimento da barra do centro, ela tende a dilatar, mas as outras

duas barras impedem parcialmente essa dilatação resultando assim ao final de tensões

de tração na barra central e de tensões de compressão nas outras duas barras.

11

Figura 4: Representação de aquecimento de uma barra central para percepção de dilatação.

Fonte: Modenesi (2001)

Para as análises de deformações, é possível afirmar, que no aquecimento inicial,

as tensões e deformações na barra central são elásticas, as barras que estão livres de

aquecimento se mantém no mesmo comprimento, assim a dilatação térmica deve ser

compensada por deformações elásticas. Esse exemplo dá condições especiais para o

entendimento do desenvolvimento de distorções e tensões residuais devido ao

processo de soldagem de placas de aço em geral. A barra central é comparada às

regiões que recebe calor de solda e as placas a serem soldadas se comportam como

as barras externas.

Olhando as Figuras 5 e 6 pode-se observar em perfis de temperatura e de tensões

como cada seção do cordão de solda se comporta para essas duas grandezas os

gráficos representam exatamente o que acontece durante o aquecimento e o posterior

resfriamento da região soldada.

12

Figura 5: Desenvolvimento das tensões durante o processo de soldagem (Simulação).

Fonte: Mondenesi (2001)

Figura 6: Temperaturas x Tensões longitudinais em cada uma das 4 seções.

Fonte: Mondenesi (2001)

Seção 1: nessa seção onde ainda não ocorreu aquecimento, distante da poça de

fusão, não existem variações de temperatura e consequentemente sem indução de

tensões;

13

Seção 2: na poça de fusão, o material tende a se expandir, mas é restringido pelas

seções adjacentes mais frias da placa o que gera tensões de compressão em regiões

próxima a zona afetada pelo calor e tensões de tração nas regiões mais afastadas, na

poça de fusão propriamente dita onde o material está liquido as tensões são nulas, mas

com o resfriamento o material tende a contrair sendo novamente impedido pelas

regiões mais frias e afastadas da solda;

Seção 3: surgem simultaneamente tensões de tração junto ao cordão de solda e

de compressão nas regiões mais afastadas;

Seção 4: resfriamento completo do cordão de solda, as tensões residuais no

centro da solda chegam próximos ao limite de escoamento do material e a distribuição

de tensões é similar a uma curva normal.

2.3. Fluxo de Calor Durante a Soldagem

O calor fornecido pelo arco de soldagem produz um ciclo complexo em conjuntos

soldados e este por sua vez causa mudanças na microestrutura na ZTA, causando

tensões térmicas e movimento no metal, e o resultado disso é a criação de distorções e

tensões no produto final. A fim de analisar estes problemas deve-se, primeiramente,

analisar o fluxo de calor durante a soldagem.

2.3.1. Calor Gerado Pelo Arco de Soldagem

As fontes de calor geradas durante a soldagem são as seguintes:

1. Calor gerado pela energia elétrica do arco de soldagem, H.

𝐻 = 𝑉𝐼 (1)

14

Onde, na Equação 1:

V = Tensão do arco (volts), I = Corrente do arco (amperes). O equivalente da potência térmica elétrica é 0,24 calorias por segundo.

2. Calor gerado pelas reações químicas devido ao revestimento do eletrodo, arco

atmosférico e da poça de solda.

3. Calores gerados por transformações micro estruturais.

De longe o maior contribuinte do calor é a energia elétrica do arco de soldagem.

A absorção de energia de solda (h), mostrada na Equação 2, é fornecida em

termos de joules por centímetro ou por polegada é comumente usada para expressar a

intensidade da fonte de calor:

ℎ = 60 ×

𝑉𝐼

𝑉

(2)

Onde V é velocidade de soldagem.

Dissipação do calor de soldagem. O calor gerado pelo arco de soldagem se

dissipa em:

1. Por condução térmica na peça a soldar;

2. Condução térmica pelo eletrodo;

3. Atmosfera circulante pela radiação diretamente do arco e da peça.

15

2.4. Especificações Marinhas de Cascos

A marinha americana detém várias especificações quanto às tolerâncias para as

contrações de placas soldadas, que variam de acordo com o tipo de junta, que será

relado apenas para o caso de junta de topo e de filete.

2.4.1. Tolerâncias para contração

Tolerâncias gerais para contração de aços carbono são dadas na Figura 7.

Figura 7: Representação das tolerâncias de contração e juntas soldadas.

Fonte: Masubuchi (1980)

Na Tabela 1 os valores são somente uma orientação geral e dependerá de

fatores, tais como; fixação, processos de soldagem, sequência de soldagem, inputs de

calor, tamanho das soldas, etc.

Tabela 1 – Tolerâncias de contração para cascos de construções marinhas

SOLDAS DE TOPO

CONTRAÇÃO TRANSVERSAL CONTRAÇÃO LONGITUDINAL

Acima de ½ polegada de espessura 1/32 polegadas em 10 pés

De 3/8 a ½ polegadas de espessura 1/32 a 1/16 polegadas em 10 pés

¼ a 3/8 polegadas de espessura 1/16 a 1/8 polegadas em 10 pés

¼ polegadasou menores


16

2.5. Contração Transversal de Soldas de Topo

A Figura 8 demonstra a contração transversal típica numa solda de topo simples.

A contração é demonstrada por linhas pontilhadas que é uniforme ao longo da solda.

Mas esse não é o caso mais usual em soldas de topo, especialmente quando essas

soldas são longas. Estruturas reais geralmente apresentam uma contração transversal

complexa.

Figura 8: contração transversal típica de uma solda de topo simples.

Fonte: Masubuchi (1980) Ocorre distorção rotacional; quando a solda é conduzida progressivamente do fim

de uma junta até outra, a parte não soldada da junta se move, causando uma distorção

rotacional como na Figura 9.

17

Figura 9: Movimentação da parte não soldada da junta causando distorção rotacional.


Ainda há variações dessa contração de acordo com o processo de soldagem, na

Figura 10(a), onde é apresentado a distorção provocada pelo processo de eletrodo

revestido, a junta tende a se fechar conforme ocorre o avanço da soldagem, e na Figura

10(b), temos o processo de arco submerso onde a tendência da junta é se abrir

conforme ocorre o avanço da soldagem.

Figura 10: Diferentes tipos de distorções devido aos diferentes processos de soldagem.


18

A distorção rotacional causa dois tipos de problema:

1. A distorção rotacional é um componente envolvido na contração transversal,

especialmente ao logo de juntas de topo. As maiores ocorrências de distorção

rotacional ocorrem durante o primeiro passe de solda, quando partes não

soldadas do chanfro estão relativamente livres.

2. A força de separação produzida pela distorção rotacional pode ser suficiente para

fraturar os pontos de solda.

A quantidade de contração transversal que ocorre nas soldas é afetada pelo grau

de restrição aplicada à junta soldada.

Na Figura 11, a restrição externa é representada por um sistema de molas; o grau

de restrição é expresso pela rigidez do sistema de molas (ks). De acordo com

decrescimento da contração o grau de restrição ks, aumenta. Em muitas juntas o grau

de restrição não é uniforme ao longo da solda. Por exemplo, num chanfro de solda,

como mostrado na Figura 11, o grau de restrição varia ao longo do comprimento do

chanfro, sendo maior nas extremidades, fazendo com que a quantidade de contração

transversal se torna maior perto do centro e se tornando bem leve próximo das

extremidades por conta do grau de restrição.

19

Figura 11: Grau de restrição imposto à junta soldada.

A distorção rotacional é afetada pela entrada de calor e pela localização dos

pontos de solda. A sequência de soldagem tem um efeito complexo na distorção

rotacional e a distribuição da restrição ao longo da solda.

2.6. Distorção Angular de Soldas de Topo

Quando os mesmos fenômenos distorcivos transversais, que ocorrem em soldas

de topo mudam para o plano perpendicular ao plano de solda, essa distorção é dita

distorção angular, para esse caso todas as variáveis que são empregadas para as

fontes de calor de soldagem como visto em 2.3.1 também se aplicam.

As Figuras 1 e 2 demonstram a distorção angular típica de uma solda de topo. A

distorção nesse caso tem como característica a formação de um ângulo que pode se

comportar tanto no sentido ascendente quanto no descendente, dependendo da


20

energia de soldagem aplicada, da forma de travamento, do tipo de chanfro, da

preparação da solda e do processo empregado para cada caso.

2.7. Processo de Soldagem por Arame Tubular – FCAW

A soldagem a arco por arame tubular, que na língua inglesa é conhecida como

Flux-Cored Arc Welding (FCAW) é um processo de soldagem semiautomático ou

processo automático de solda a arco, representado na Figura 12. O FCAW exige uma

alimentação contínua do consumível tubular (eletrodo) contendo um fluxo e uma tensão

constante ou, menos comumente, um fornecimento de energia de soldagem constante.

Um gás de proteção é fornecido externamente e é muitas vezes o fluxo em si e

invocado para gerar a proteção necessária da atmosfera. O processo FCAW é

amplamente utilizado, devido à sua elevada velocidade de soldagem e portabilidade e

foi desenvolvido pela primeira vez no início dos anos 1950 como uma alternativa para a

soldagem de metal blindado arco. O FCAW ajudou a superar muitas das restrições

associadas.

Figura 12: Representação do processo de soldagem FCAW.

Fonte: ESAB

Um tipo de FCAW não necessita de gás de proteção. Isso é possível pelo núcleo

de fluxo no eletrodo tubular de consumo. No entanto, esse núcleo contém mais do que

21

apenas o fluxo, ele também contém vários ingredientes que, quando exposto a altas

temperaturas de solda gera um gás de proteção para proteger o arco. Este tipo de

FCAW é atraente porque é portátil e geralmente tem boa penetração na metal base.

Além disso, condições de vento não precisam ser consideradas. Algumas

desvantagens são que esse processo pode produzir fumo, excesso nocivo (o que torna

difícil ver a poça de fusão), sob algumas condições que podem produzir soldas com

propriedades mecânicas inferiores, a escória é muitas vezes difícil e demorada para

remover a habilidade do operador pode ser um fator importante.

Outro tipo de FCAW utiliza um gás de proteção que deve ser fornecida por uma

fonte externa. Isto é conhecido informalmente como "dual escudo" de soldagem. Este

tipo de FCAW foi desenvolvido principalmente para aços estruturais de soldagem.

SMAW na verdade, já que usa tanto um eletrodo fluxado e um gás de proteção externo

(SMAW - Shielded Metal Arc Welding). Este estilo particular de FCAW é preferível para

a soldagem mais espessa. A escória criada pelo fluxo também é fácil de remover. As

principais vantagens deste processo é que geralmente se produz soldas de melhor e

mais consistentes propriedades mecânicas, com menos defeitos do que qualquer solda.

Na prática, ele também permite uma maior taxa de produção, já que o operador não

precisa parar periodicamente para buscar um novo eletrodo, como é o caso. No

entanto, como o SMAW, não pode ser usado em um ambiente de vento como a perda

do gás de proteção de fluxo de ar irá produzir porosidade visível (pequenas crateras)

sobre a superfície da solda.

2.8. Processo de Soldagem por Eletrodo Revestido – SMAW

A soldagem a arco elétrico com eletrodo revestido, que na língua inglesa é

conhecida como Shielded Metal Arc Welding (SMAW), também conhecido como

soldagem manual a arco elétrico representado na Figura 13, é o mais largamente

empregado dos vários processos de soldagem. A soldagem é realizada com o calor de

um arco elétrico mantido entre a extremidade de um eletrodo metálico revestido e a

22

peça de trabalho. O calor produzido pelo arco funde o metal de base, a alma do

eletrodo e o revestimento. Quando as gotas de metal fundido são transferidas através

do arco para a poça de fusão, são protegidas da atmosfera pelos gases produzidos

durante a decomposição do revestimento. A escória líquida flutua em direção à

superfície da poça de fusão, onde protege o metal de solda da atmosfera durante a

solidificação. Outras funções do revestimento são proporcionar estabilidade ao arco e

controlar a forma do cordão de solda.

Figura 13: Representação do processo de soldagem SCAW.

Fonte: ESAB

Devido à versatilidade do processo e a simplicidade de seu equipamento e

operação, solda a arco por eletrodo revestido é um o processo mais popular do mundo

soldagem. Ele domina outros processos de soldagem na manutenção e reparação, e

embora os processos de solda a arco fluxados estão crescendo em popularidade,

continua a ser amplamente utilizado na construção de estruturas de aço e na fabricação

industrial. O processo é usado principalmente para soldar ferro e aço (incluindo aço

inox), mas ligas de alumínio, níquel e cobre também podem ser soldadas com este

método.

Embora seja quase exclusivamente um processo de soldagem manual a arco,

uma variação do processo notável existe, conhecida como soldagem a arco gravidade.

Ele serve como uma versão automatizada do processo soldagem a arco por eletrodo

23

revestido tradicional, empregando um suporte do eletrodo ligado a uma barra inclinada

ao longo do comprimento da solda. Uma vez iniciado, o processo continua até que o

eletrodo é gasto, permitindo ao operador gerenciar vários sistemas de soldagem

gravidade. Os eletrodos mais empregados (E6027 ou E7024) são revestidos

pesadamente em fluxo. Como em manual, uma fonte de energia corrente de soldagem

é usada, quer com polaridade negativa corrente contínua ou corrente alternada. Devido

a um aumento no uso de processos de soldagem semiautomática, como solda a arco

fluxados, a popularidade de soldagem gravidade caiu como sua vantagem econômica

sobre tais métodos é muitas vezes mínima.

2.9. Modelagem computacional

Para chegar ao modelo aplicado neste estudo, isto é, conhecer o método de

elementos finitos e o modelo numérico, foi fundamental o estudo de distorções não só

após a soldagem, mas também em seu fenômeno transitório. A seguir, há um resumo

desses modelos e o detalhamento dos parâmetros fornecidos, objeto deste estudo.

2.9.1. Método de Elementos Finitos

O Método dos Elementos Finitos – MEF, é um método de análise de modelos

matemáticos de problemas físicos em meios contínuos. Essa modelagem normalmente

é feita através de equações diferenciais ou equações integrais com suas respectivas

condições de contorno.

Assim, o Método dos elementos finitos consiste na divisão do domínio de

integração em um número finito de pequenas regiões denominadas de elementos

finitos, transformando o contínuo em discreto.

A essa divisão do domínio chama-se “malha” (mesh em inglês). A malha ou mesh

é composta de elementos compostos de arestas (faces) e nós (pontos de intersecção

das arestas), conforme Figura 14, a seguir.

24

Figura 14: Representação da malha e dos elementos que a compõem.

Fonte: Masubuchi, K. (1980)

Agora, ao invés de se buscar uma função admissível que satisfaça as a condições

de contorno para todo o domínio, essas funções agora devem ser definidas em cada

elemento.

Assim, para cada elemento é montado um funcional 𝜋𝑖, cuja soma, sobre toda a

malha produz o funcional do domínio completo, ver Equação 6:

𝛱 =∑ 𝛱i

n

i=1

(3)

Em cada elemento a função de aproximação formada por variáveis αj referido aos

nós (denominadas de parâmetros nodais) e por funções denominadas de funções de

forma φj.

Dessa maneira, a função aproximada a u, Equação 7, tem a seguinte forma:

u =∑ αj

m

j=1

φj (4)

25

Assim o funcional do todo fica representado na Equação 8:

𝛱(αj) =∑ 𝛱i

n

i=1

(αj) (5)

O sistema de equações anterior é reproduzido abaixo, na Equação 9:

δ𝛱(αj) =∑ δ𝛱i

n

i=1

(αj) =∑ ∑δ𝛱i(αj)

∂αi

m

j=1

n

i=1

= 0 (6)

Fornece os valores dos parâmetros nodais αj, que podem ser deslocamentos,

forças internas, ou ambos, dependendo da formulação do método dos elementos finitos

utilizado.

2.9.2. Análise Termo-mecânica Pelo Método dos Elementos Finitos

Para se determinar os mecanismos que estão envolvidos nos processos de

soldagem dos corpos de prova, dois tipos diferenciados de análises são requeridos:

análise térmica da condução de calor através da chapa e análise termoelastoplástica no

metal de base e do material consumível, submetidos a condições de contorno térmicas

e estruturais.

Segundo BATHE (1996), as tensões e deformações de origem térmica podem ser

calculadas segundo o Método dos Elementos Finitos (MEF). A Figura 15 mostra o

escopo do modelo adaptado para o presente estudo.

26

Figura 15: Diagrama representativo do modelo termomecânico de análise de tensões residuais e distorções.

Fonte: CHANG & TENG. (2004)

2.9.3. Modelo Numérico

O método tradicional para uma abordagem de estudo de distorção em estruturas

soldadas é o de análise numérica. Esta abordagem torna possível o estudo de

distorções não só concluída após a soldagem, mas também o fenômeno transitório. É

importante acompanhar o movimento do metal durante o fenômeno de distorção,

27

porque a distorção durante a solda e após a soldagem são fenômenos bastante

diferentes.

Distorção durante a soldagem é diferente da distorção após a solda ter sido

concluída. Mas a análise numérica é demasiadamente complexa para ser um método

útil em muitas situações.

Se o problema estiver concentrado apenas na distorção que permanece no

material trabalhado após a soldagem ser concluída uma simulação analítica pode ser

desnecessária, ou encarada de uma forma como uma simplificação, a distorção é

tratada como um campo de tensões elásticas contendo tensões incompatíveis. A

matemática envolvida nesta abordagem é relativamente simples, fazendo com que esta

abordagem útil para a análise real de situações práticas.

Para este estudo onde temos casos de formação de juntas de topo, que por sua

vez poderão compor uma estrutura construtiva ainda maior, supostamente poderão

compor cargas compressivas de grande porte e estão sujeitas a falhas por fadiga e por

propagação de trincas, essas duas induzidas por tensões residuais. Nessa direção uma

análise numérica com a adição das distorções ocorridas durante a fabricação é

fundamental para a boa prática de engenharia de projeto de estruturais.

Uma das principais falhas ocorre por instabilidade estrutural quando se alcança o

limite de carga de compressão. A tensão critica se caracteriza a falha por flambagem

que é muito inferior à tensão de escoamento do material.

As reações que ocorrem durante a fusão do metal soldado e consequentemente

de produção de tensões residuais após o resfriamento devem ser analisadas de modo

prático e crítico para uma boa previsibilidade de distorções. O modelo numérico

analisará:

A sensibilidade da placa soldada;

As condições de contorno;

28

A amplitude máxima de distorção.

Serão esses os aspectos abordados nesse trabalho, no que tange à modelagem

numérica da influência das distorções na integridade estrutural. Por se tratar de uma

etapa de difícil previsão foi necessária a definição de parâmetros através de escolha do

material a ser utilizado nos corpos de prova (CP´s), que é um aço estrutural, e o

material mais utilizado na fabricação de blocos de aço A-36 Gr 60, ver Tabela 2.

Tabela 2 – Propriedades do aço A- 36 Gr 60.

PARÂMETRO UNIDADE

Tensão de escoamento 365 MPa

Módulo de elasticidade 2,07E05 MPa

Coeficiente de dilatação térmica (β) 12 X 10-6 ºC-1

Coeficiente de Poisson 0,3

29

3. MECANISMOS QUE AFETAM O GRAU DAS DISTORÇÕES

Vários são os mecanismos que podem contribuir para o aumento das distorções

em juntas soldadas, ou até mesmo conduzir a caminhos que possam minimizá-las ou

eliminá-las.

3.1. Mecanismos de Contração Transversal de Soldas Topo

Os mecanismos de contração transversal têm sido estudados por vários

pesquisadores incluindo Naka (1990), Matsui (1947) e Iwamura (1974) também

conduziu um estudo analítico e experimental de mecanismos de contração transversal

em soldas de topo. E como já foi colocado neste estudo anteriormente, sua maior

conclusão foi: “a maior parte de contração transversal de soldas de topo é devido à

contração do metal de base. O metal de base expande durante a soldagem. Quando o

metal solidifica, o metal base expandido deve se contrair, e esta contração é maior

responsável pela contração transversal. A contração do metal de solda em si é somente

cerca de 10% da contração real”.

A Figura 16 é uma representação esquemática que mostra a contração transversal

de um único passe de solda de topo de uma junta livre após soldagem. Logo após a

soldagem, o calor da poça de solda é transmitido para a metal base. Isto causa

expansão da metal base, com uma consequente contração do metal da poça de solda.

Durante esse período os pontos das seções A e A’ não se movem, se movem apenas

durante o período de resfriamento, fase (b) da Figura 16.

Quando o metal de solda começa a resistir a deformação térmica adicional do

metal base, os pontos das seções A e A’ se movem em resposta.

30

3.1.1. Efeito da espessura da chapa

Matsui (1947) estudou analiticamente e experimentalmente como a espessura das

chapas afetam a contração transversal em soldas de topo. Com base em análises

matemáticas, uma aproximação da contração transversal pode ser expressa usando um

erro funcional:

1. Para uma chapa fina, tem-se a Equação 7.

𝑆 = (𝑄

𝑐𝜌ℎ⁄ ) 𝑒𝑟𝑓 (𝛽𝑠) (7)

2. Para uma chapa grossa, Matsui (1947) usou a Equação 8.

𝑆 = (𝑄𝑐𝑝2𝜋𝜆𝑡𝑠

⁄ ) {1 + 2 ∑ 𝑒

∞

𝑛=1

−(𝑛ℎ)2

4𝜆𝑡𝑠⁄

} 𝑒𝑟𝑓 (𝛽𝑠)

(8)


Figura 16: Representação da contração transversal de um passe de solda de topo.

31

Onde:

𝛽𝑠 = 𝐿4𝜋𝜆𝑡𝑠

⁄ (9)

Q = entrada de calor;

c = calor específico;

λ = difusividade térmica;

h = espessura da chapa.

Para o prosseguimento foi assumido as seguintes hipóteses:

a) Coeficiente de expansão térmica constante;

b) A radiação térmica deve ser negligenciada;

c) A contração térmica do metal de solda deve ser negligenciada.

A Equação 3, indica que a contração final decresce com o aumento da espessura.

3.1.2. Efeito dos materiais

A soma das contrações transversais é diferente para vários materiais por causa de

suas propriedades. Por exemplo, comparado com o aço, ligas de alumínio tem maiores

coeficientes de expansão e condutividade térmica, e, portanto, contém mais. É bom

saber que contrações transversais em soldas de alumínio são maiores que em aços

soldados.

As transformações de fase em materiais ferrosos desempenham um papel

importante. Matsui (1947) propôs que a expansão devida às transformações de fase

deve ser subtraída da contração estimada a fim de prever a contração real, Figura 17.

32

Fonte: Matsui (1947)

3.1.3. Efeito do sequenciamento de soldagem na contração transversal

Kihara et al. (1956 e 1957) investigou como a sequência de soldagem afeta a

magnitude e a distribuição da contração transversal no chanfro de solda.

Ao longo do processo de soldagem de uma junta, vários passes de solda são

envolvidos. Uma variedade de sequências de soldagem pode ser utilizada. Estas

sequências podem ser de dois tipos:

1. Sequência de soldagem em bloco. A junta é dividida em vários blocos;

cada bloco é soldado separadamente um de cada vez;

2. Sequência de soldagem multicamada. Cada camada é soldada ao longo

do comprimento total do chanfro, antes do próximo passe começar.

3.2. Mecanismos de Distorção Angular em Soldas de Topo

Figura 17: Contração transversal final.

33

A distorção angular ocorre quando a contração transversal não é uniforme ao

longo da espessura da junta, podendo ocorrer tanto em soldas de topo como em soldas

de filete, e, portanto, os seus mecanismos são os mesmos apresentados na seção 3.1.

34

4. PREVENÇÃO DAS DISTORÇÕES

Princípios determinantes tais como “a melhor prática” para limitar a distorção pela

adoção de técnicas de montagem adequadas. Na fase de projeto, as distorções de

soldagem podem frequentemente ser prevenidas, ou pelo menos restringidas ao

considerar:

✓ Eliminação da soldagem;

✓ Posicionamento das soldas;

✓ Redução do volume de metal de solda;

✓ Redução do número de passes e;

✓ Uso de soldagem balanceada.

4.1. Eliminação da Soldagem

Como a distorção e contração são resultados inevitáveis da soldagem, um bom

projeto não só requer que a quantidade de operações de soldagem seja mantida em um

mínimo, mas também que uma quantidade menor de metal de solda seja depositada

em cada operação. A soldagem pode ser frequentemente eliminada na fase de projeto

pela utilização de perfis com dobra ou usando um perfil laminado padrão (ex. perfil em

T, U, etc.).

Se possível, o projeto deve usar soldas intermitentes em lugar de uma solda

contínua, para reduzir a quantidade de soldagem. Por exemplo, em chapas de reforço

de fixação, uma redução substancial da quantidade de soldagem pode ser obtida com a

manutenção de uma resistência adequada. Na Figura 18 são mostrados exemplos de

projetos ruins e bons.

35

Figura 17: Eliminação da solda por: a) Dobramento da chapa; b) Uso de perfis laminados.

Fonte: Co van der Goes (2008)

4.1.1. Localização da solda

Posicionamento e balanceamento da solda são importantes para minimizar a

distorção. Quanto mais próxima estiver a solda do eixo neutro de um componente, mais

baixo é o efeito de “braço de alavanca” das forças de contração e, consequentemente,

menor a distorção final.

Como a maioria das soldas são depositadas afastadas do eixo neutro, a distorção

pode ser minimizada durante o projeto de fabricação de tal modo que as forças de

contração de uma solda individual são balanceadas colocando outra solda no lado

oposto do eixo neutro, veja Figura 19.

36

Figura 18: As distorções são reduzidas com o posicionamento da solda próximo ao eixo neutro.


4.1.2. Reduzindo o volume de metal da solda

Para minimizar a distorção bem como por razões econômicas, o volume de metal

de solda deve ser limitado às exigências de projeto. Para a solda em chapas com um

único chanfro, a seção transversal da solda deve ser mantida a menor possível para

reduzir o nível de distorção angular, como ilustrado na Figura 20.

Figura 19: Redução da quantidade de distorção angular e contração lateral por: a) redução do volume do metal de solda; b) usando solda de passe único.


37

4.1.3. Redução do número de passes

Não há consenso entre os engenheiros de soldagem se é melhor depositar um

determinado volume de metal de solda em um número pequeno de passes de solda de

grandes volumes ou em um número grande de passes de pequenos volumes.

Experiências mostram que em soldas de topo em apenas um lado da chapa ou em uma

solda de filete de único-lado, um único depósito de solda com grande deposição de

metal produz menos distorção angular do que se a solda fosse feita em vários passes

com pequena deposição de metal. Geralmente, em uma junta não-restringida, o grau de

distorção angular é aproximadamente proporcional ao número de passes.

O preenchimento da junta com um número pequeno de depósitos grandes de

solda resulta em mais contração longitudinal e transversal do que uma solda

preenchida com um grande número de passes de pequenos depósitos. Numa solda

multipasses, o metal de solda anteriormente depositado fornece restrição aos passes

subsequentes, de modo que a distorção angular por passe diminui à medida que a

solda é preenchida. Grandes depósitos também aumentam o risco de flambagem

elástica, particularmente em chapas de seção fina.

4.1.4. Uso de solda balanceada

A soldagem balanceada é um meio efetivo de controlar a distorção angular em

uma solda de topo de multipasses por ordenar a sequência de passes de soldagem.

Esta ordenação dos passes visa assegurar que a distorção angular está sendo corrigida

continuamente e não se acumulando durante a soldagem. Quantidades comparativas

de distorção angular da soldagem de topo balanceada e da soldagem de topo

executam primeiramente em um lado da junta (desbalanceada) são mostradas

esquematicamente na Figura 21. A técnica de soldagem balanceada pode ser aplicada

também em juntas de filete.

38

Figura 20: Representação de solda balanceada para reduzir a quantidade de distorção angular.


4.1.5. Melhores práticas

Os seguintes princípios de projeto podem controlar a distorção:

✓ Eliminar a soldagem utilizando chapas dobradas bem como seções laminadas e

extrudadas;

✓ Minimizar a quantidade de metal de solda;

✓ Evitar soldagem com reforço excessivo;

✓ Usar soldagem intermitente preferencialmente em relação a solda contínua;

✓ Soldar próximo do eixo neutro da peça e;

✓ Balancear a soldagem ao redor do meio da junta usando um chanfro duplo-V em

preferência a um chanfro V simples.

Ao adotar estes princípios de projeto, um melhor custo/benefício durante a

fabricação pode ser obtido. Além do custo extra de deposição de metal de solda e um

39

aumento no risco de distorção, é demorado e caro remover este metal de solda extra

mais tarde.

No entanto, para controlar a distorção os projetos podem contrair custos adicionais

de fabricação. Por exemplo, o uso de preparação de junta duplo-V é uma excelente

prática para reduzir o volume de solda e controlar a distorção, mas, custos adicionais

podem ser contraídos para produzir meios de manipulação das chapas para que o

soldador possa ter acesso ao lado oposto da mesma.

4.1.6. Técnicas de restrição

A distorção pode ser evitada no estágio de projeto, por exemplo, posicionando as

soldas próximas ao eixo neutro, reduzindo a quantidade de soldagem e depositando o

metal de solda usando a técnica de soldagem balanceada. Em projetos onde isto não é

possível, a distorção pode ser evitada por um dos seguintes métodos: Uso de restrição;

a) Pré-ajuste das partes;

b) Pré-dobramento das partes e;

c) Uso de restrição.

A Figura 22, a seguir, representa a técnica de pré-ajuste das partes para produzir

o alinhamento perfeito depois de soldar.

40

Figura 21: Pré-ajuste das partes. a) Pré-ajuste das juntas de filete para prevenção de distorção angular; b) pré-ajustagem das juntas de topo para prevenir distorção

angular e c) Folga (abertura) no formato cônico “V” prevenindo fechamento dos bordos

4.1.7. Pré-ajustagem das partes

As partes são pré-ajustadas e deixadas livres para mover durante a soldagem,

veja Figura 21. Na prática, as partes são pré-ajustadas conforme uma quantidade pré-

determinada tal que a distorção que acontece durante a soldagem é usada para

alcançar total alinhamento e controle dimensional.

4.1.8. Pré-dobramento das partes

Pré-dobramento ou pré-flexão das partes antes da soldagem é uma técnica usada

para pré-tencionar o conjunto ou componente a fim de neutralizar a contração durante a

soldagem. Como mostrado na Figura 23, o pré-dobramento por meio de contra-reforços

e cunhas rígidos pode ser usado para pré-estabelecer uma abertura antes da soldagem


41

para compensar a distorção angular. A liberação das extremidades após a soldagem

permitirá que as partes se movam de volta para uma posição alinhada.

Figura 22: Pré-dobramento usando reforços e cunha para acomodar a distorção angular em chapas finas.


4.1.9. Uso de restrição

Devido à dificuldade encontrada em aplicar a pré-ajustagem e o pré-dobramento,

a restrição é a técnica mais largamente utilizada. O princípio básico é que as partes são

colocadas na posição de operação e mantidas sob restrição para minimizar qualquer

movimento durante a soldagem. Quando da remoção do componente do dispositivo de

restrição, uma quantidade relativamente pequena de movimento ocorrerá devido às

tensões residuais internas. Isto pode ser contornado pela aplicação de um pequeno

pré-ajuste ou pela realização de um alívio de tensão antes da remoção da restrição.

Quando se tratar de conjuntos soldados, todos os componentes devem ser

mantidos na posição correta até se completar toda a soldagem e deve-se usar uma

sequência de fabricação adequadamente balanceada para se ter o mínimo de

distorção.

A soldagem com restrição geralmente gerar tensões residuais adicionais na solda,

as quais podem causar trincas. Quando da soldagem de materiais mais susceptíveis a

42

ocorrência de trincas, a utilização de uma sequência de soldagem adequada e de pré-

aquecimento reduzirão este risco.

Restrições são relativamente simples de aplicar usando braçadeiras, gabaritos e

dispositivos para fixar as partes durante a soldagem.

43

5. AMPLITUDE DAS DISTORÇÕES

A determinação analítica do grau de retenção desenvolve-se através de um

exemplo de uma solda realizada num chanfro comum. Soldas semelhantes, são

frequentemente utilizadas em operações de soldagem de estruturas de construção

naval e principalmente blocos que estas estruturas são formadas.

5.1. Cálculo das Contrações Transversais de Juntas de Topo

Muitos pesquisadores, tais como Cape (1961) têm proposto fórmulas para a

estimativa da contração transversal de soldas de topo, que em geral são baseadas em

informações empíricas.

5.1.1. Fórmula de Malisius

Com base em estudos analíticos, Malisius (1986) propôs a seguinte Equação 10:

S =λ1KQ

S+λ2b

(7)

Onde:

S = Contração transversal, [mm];

λ1 = Expansão térmica linear da chapa de T0 a 𝑇1−𝑇0

2(= 0.004);

T0 =Temperatura linear da chapa;

T1 =Temperatura acima da qual o material sai do regime elástico;

λ2 = Expansão térmica linear da chapa de T0 a T1 (=0,0093);

Q = Seção transversal da solda incluindo o reforço [mm2];

S1 = Espessura média das chapas [mm];

b = Espessura média da solda [mm];

44

K = Uma constante que depende da saída de calor do processo de soldagem e da

condutividade térmica;

K = 43 para soldagem a arco, eletrodo não revestido (arame/vareta) (S=1,0mm);

K = 45 a 55 para eletrodo revestido (S=1,4mm).

Os valores de K foram determinados por Malisius experimentalmente.

Entendendo a fórmula para soldas de topo em chapas, Malisius aplicou um valor de K

totalmente arbitrário de 0,6, a fim de explicar o porquê da diminuição de fornecimento

de calor devido a movimentação do eletrodo, e multiplica-se pelo fator S=1,3 para

esclarecer o fechamento exercido pela seção já soldada sobre a parte do chanfro ainda

não soldada. A fórmula estendida a solda de topo em chapas é a seguinte:

S = 1,3(0,6λ1K.Q S1⁄ +λ2b) (8)

5.1.2. Fórmula de Spraragen-Ettinger

Spraragen-Ettinger (1950) examinaram dados de contração transversal obtidos

por severas investigações e sugeriram a seguinte formula:

S =0,2Aw t⁄ + 0,05d (9)

Onde:

S = Contração transversal, [in];

Aw = Área de seção transversal da solda [in2];

t = Espessura da chapa, [in];

d = abertura de raiz, [in].

45

5.1.3. Análise unidimensional das deformações

Quando uma junta de filete é livre de restrição externa, a estrutura se curva em cada

junta e forma um polígono como na Figura 24(a). Mas se as juntas são limitadas por

alguns meios, diferentes tipos de distorção são produzidos. Por exemplo, se os reforços

são soldados para uma viga rígida como na Figura 24(b), as mudanças angulares nos

filetes de solda irão causar uma ondulação, ou uma forma de arco, causando uma

distorção da placa de fundo.

Figura 23: Distorção em soldas de filete em dois tipos de modelos unidimensionais (a) sem restrição, (b) com restrição de uma viga rígida

Fonte: Masubuchi, K. (1980)

5.1.4. Estudo de conjuntos soldados em aço por Hirai-Nakamura

Hirai e Nakamura (1955) conduziram estudos para a determinação dos valores

dos ângulos de distorção (φ0) e da rigidez da junta soldada (C) sobre várias condições.

A Figura 25 mostra os valores de φ0 em função da espessura da espessura da chapa, t

46

(mm), e peso de consumível de solda por comprimento de passe, w (g/cm), referida

neste trabalho como Equação 13. A fim de converter w ao tamanho do filete de solda,

Df (mm), a seguinte formula pode ser utilizada, essa mesma técnica pode ser aplicada

as juntas de topo para determinação do ângulo de distorção.

Figura 24: Mudança angular de uma solda de filete (sem restrição).

Fonte: Hirai e Nakamura (1955)

w =(

Df2

2)×10−2×(

ρ

ηd)

(10)

Onde:

ρ = Densidade do metal de solda,

ηd = Eficiência de deposição.

O tamanho do filete, Df , é comumente usado nos estudos de projeto, enquanto w

é fácil de determinar num experimento de solda.

Os resultados mostrados no experimento foram obtidos usando eletrodos revestidos com 5mm de diâmetro. A máxima mudança angular foi obtida quando a espessura da chapa estava em torno de 9mm. Quando a chapa estava com espessuras menores que 9mm, a mudança angular foi reduzida com o aumento da espessura da chapa (por causa do aumento da rigidez). Tal fato, pode ser entendido quando aplicada a Equação 14.

47

C =

t4

(1 + (w5⁄ ))

(11)

Onde:

C = Coeficiente de rigidez para alterações angulares;

t = espessura da chapa, mm;

w = peso do metal de solda depositado por unidade de comprimento de solda,

g/cm.

48

6. METODOLOGIAS

O modelo usado neste estudo se baseia nos efeitos termomecânicos decorrentes

da soldagem, onde primeiramente é considerado apenas o aporte térmico da solda em

estado estacionário, logo após obter esses resultados, eles alimentam uma nova

análise transiente deste mesmo efeito térmico, uma vez obtidos os resultados dos

efeitos térmicos transientes eles alimentam uma nova rotina para calcular os efeitos

mecânicos da junta soldada, que na verdade é o resultado esperado para distorção

causada pela soldagem, que é a amplitude da distorção tanto angular quanto

transversal.

Durante cada passe de soldagem, as tensões devido à temperatura são

calculadas a partir da distribuição de temperaturas dada inicialmente pela análise

térmica. As tensões residuais para cada incremento de temperatura são, então,

adicionadas ao ponto nodal da malha de elementos finitos, de tal forma que se tenha

atualizado do comportamento dos modelos antes do próximo incremento de

temperatura (próximo passe de solda).

Para a modelagem das placas foi utilizado o programa de análise por elementos

finitos ANSYS, versão 12.1, que foi executado num computador com sistema

operacional Windows 7 professional, processador Core i7 e 8 GB de memória RAM,

onde se modelou placas em 3D, vistas nas Figuras 26 e 27 Mechanical Report (2016),

obteve-se o resultado da formação da geometria para as juntas de topo e a estrutura do

modelo respectivamente. Para a análise de um campo térmico simples não linear, o

código ANSYS usou o algoritmo iterativo de “Newton-Raphson Full” na análise de

convergência do modelo numérico dos corpos de prova.

A premissa fundamental do Método dos Elementos Finitos baseia-se no fato de

que, quanto maior o número de elementos da malha, a solução obtida tenderá ser a

mais próxima da solução real. Entretanto, o tempo de solução e os recursos

computacionais aumentam significativamente com o aumento do número de elementos.

49

Durante a modelagem em elementos finitos dos cordões de solda, verificou-se ser

necessário, inicialmente, gerarem todos os elementos fisicamente presentes no cordão

completo, raiz, reforço e enchimento, de uma só vez, que são os “inputs” térmicos visto

que as ordens das matrizes de condutibilidade e de calor específico não poderiam ser

aumentadas ao longo da fase de solução.

A modelagem utilizada no ANSYS testou vários tipos de malhas de acordo com as

dimensões para a confecção dos corpos de prova 200 mm de comprimento, 100 mm de

largura e 9,5 mm de espessura em condição de contorno apoiada, resultando em uma

malha de acordo com a Tabela 3 abaixo, Mechanical Report (2016):

Tabela 3 – Estatística de geração dos elementos da malha utilizada no modelo.

PARÂMETRO UNIDADE

Corpos 6

Fronteiras de interação 6

Nós 21543

Elementos 4140

É importante a formação da malha adequada para que gere resultados confiáveis,

pois a escolha correta da malha resulta em redução de tempo de processamento

poupando o processamento de análises e fornecendo resultados mais próximos da

realidade.

50

Figura 25: Resultado da geometria gerada através da utilização do ANSYS.

Fonte: Mechanical Report (2016)

O diagrama abaixo, representado na Figura 27 aponta as opções escolhidas no

sistema ANSYS.

Fonte: Mechanical Report (2006)

Figura 26: Estrutura do modelo gerado através da utilizaçao do ANSYS.

51

7. RESULTADOS E DISCUSSÃO

Para os Corpos de Prova (CP’s) soldados, foram registrados os parâmetros de

soldagem, temperaturas nos CP’s em oito pontos diferentes, para comparação e

implementação no modelo para que se obtenha de forma final uma correlação mais

acurada dos efeitos termomecânicos que induzem a distorção.

De acordo com os dois diferentes processos de soldagem utilizado (Eletrodo

revestido e Arame tubular), os oito CP´s utilizados serão nomeados, de acordo como

segue:

✓ CP Nº FCAW1: Corpo de prova número 1 para junta de topo para processo de

soldagem para arame tubular;

✓ CP Nº FCAW 2: Corpo de prova número 2 para junta de topo para processo de






✓ CP Nº SMAW 1: Corpo de prova número 5 para junta de topo para processo de

soldagem para eletrodo revestido, ou simplesmente;


soldagem para eletrodo revestido, ou simplesmente);


soldagem para arame tubular, ou simplesmente;


soldagem para arame tubular, ou simplesmente.

52

Com 4 CP’s de cada processo. Em cada um dos CP’s serão tomadas

temperaturas em 7 a 9 pontos preferenciais ao longo dos CP’s totalizando entre 70 a 90

tomadas de temperaturas com o auxílio de um pirômetro de contato com fundo de

escala de 1400 ºC para alimentação do modelo, de acordo com as Figuras 28 e 29

esquemática e reais tiradas em campo durante a realização da soldagem abaixo.

Figura 27: Representações dos pontos para tomada de temperaturas durante a soldagem nos CP´s de junta de topo. (a) esquemática, (b) real.

A. esquemática

B. real

53

Figura 28: Representação real dos pontos para tomada de temperaturas durante a soldagem dos CP´s de junta de topo.

.

Para o modelo numérico, obteve-se informações relevantes extraídas da tomada

de temperatura do experimento, que foi a temperatura global máxima, Figura 30, na

qual é revelado o perfil de temperatura do cordão de solda durante a soldagem e uma

temperatura global mínima. A Figura 31, mostra que é a temperatura em que a chapa

atinge a homogeneidade e logo depois começa a se resfriar até a temperatura

ambiente.

Figura 29: Perfil de temperatura do cordão de solda durante a soldagem.

54

Figura 30: Perfil de temperatura de resfriamento de toda a chapa após a soldagem.

7.1. Realização do Processo de Soldagem

A soldagem dos corpos de prova foi realizada por dois processos de soldagem

diferentes (arame tubular e eletrodo revestido) e junta de solda de topo.

Primeiramente foi realizada a escolha do material (A – 36 Gr 60) a ser soldado

para que houvesse total rastreabilidade, ou seja, para que não ocorresse

dissimilaridade entre o material a ser soldado.

Prepararam-se os chanfros de solda e foram montadas as juntas de acordo com a

Figura 32, uma junta de topo típica.

55

Figura 31: Preparação de chanfros para realização da soldagem da junta de topo.

7.2. Resultados

A Tabela 4, apresenta os resultados obtidos com os ensaios de soldagem com os

processos de SMAW, FCAW e modelo numérico.

Tabela 4 – Resultados das distorções

Os resultados obtidos foram validados através de ensaios com os corpos de prova,

para cada processo, conforme detalhado neste capítulo.

ÂNGULAR MILÍMETRICA ÂNGULAR MILÍMETRICA

MODELO NUMÉRICO 1º 3’ 1,84 mm 1º 11’ 2,09 mm

SMAW 4º 34’ 7,96 mm 5º 9’ 9 mm

FCAW 0º 37’ 1,10 mm 1° 45’ 2,53 mm

MÉTODO

DISTORÇÃO

MÍNIMA MÁXIMA

56

7.2.1. Resultados para SMAW

A Figura 33, apresenta os resultados mínimo e máximo obtidos para o processo

SMAW, durante a realização dos ensaios experimentais.

Figura 32: Resultados finais para a soldagem por SMAW (a) mínimo, (b) máximo.

A. Mínimo

B. Máximo

4°34’

7,96 mm 4°34’

5°9’ 9 mm

57

7.2.2. Resultados para FCAW

A Figura 34, apresenta os resultados mínimo e máximo obtidos para o processo

FCAW, durante a realização dos ensaios experimentais.

Figura 33: Resultados finais para a soldagem por FCAW (a) mínimo, (b) máximo.

A. Mínimo

B. Máximo

58

7.3. Análise comparativa dos resultados obtidos

A observação realizada foi que, para o processo em chapas de 9,5 mm de

espessura a contração e consequentemente a distorção angular, apresentou amplitude

de 9 mm e de 5º 9’ máximo. Este resultado se deve as maiores energias de soldagem

empregadas no processo SMAW, em comparação com o processo FCAW. Enquanto

que no processo FCAW, apesar do desvio apresentado na região do cordão de solda

dos corpos de prova, este ainda sim, em sua totalidade não apresenta maiores

distorções na sua forma final, sendo até mesmo difícil de quantificar com uma amplitude

máxima apresentada de 1,10 mm de distorção e 1º 45’.

Para o modelo numérico ainda não foi possível estabelecer informações cruzadas

nas quais poderiam ser comparados com situações de travamentos diferenciados para

cada situação de soldagem, entretanto, não era o escopo deste trabalho.

Levando em consideração os resultados experimentais o modelo matemático

apresentado tem maior proximidade para o processo FCAW, uma vez que os resultados

obtidos representaram menor distorção angular. Sendo assim, torna-se possível a

utilização do modelo matemático como ferramenta preditiva dentro do processo de

soldagem para as condições aqui apresentadas com acurácia de 87,5%. Na figuras 35

e 36, temos os resultados mínimo e máximo, respectivamente, obtidos no modelo

matemático.

59

Figura 34: Resultado do modelo para a distorção angular na direção “Y”.

Figura 35: Resultado do modelo (representação isométrica) para a distorção angular na direção “Y”.

60

8. CONCLUSÕES

As distorções merecem uma importância elevada no processo de fabricação da

moderna construção naval e offshore, pois, além de influenciar na resistência estrutural,

também afetam de forma negativa os princípios mais importantes, que são: qualidade e

custo do produto final, e o tempo de produção.

Para os dois processos de soldagem utilizados neste estudo, verificou-se que

devido aos altos níveis de energia, que o processo por eletrodo revestido é o que

apresenta maior distorção. Enquanto, que para o processo de arame tubular o

experimento apresentou uma distorção angular menor.

O modelo matemático de elementos finitos utilizado neste trabalho validou tais

resultados de laboratório. Isto é, que há uma maior distorção para o processo de

soldagem por eletrodo revestido, e a diferença em termos práticos para o processo de

soldagem por arame tubular é 68,46% inferior. O processo de soldagem por arame

tubular foi o que apresentou menores distorções angulares. Uma explicação para isso,

pode ser atribuída ao fato de que este processo utiliza menor energia de soldagem e,

consequentemente, acarreta menor distorção. Sendo assim, o modelo numérico poderá

ser aplicado, e com os devidos ajustes, ser utilizado com maior eficiência, como

ferramenta preditiva em futuras distorções angulares.

Um grande número de técnica de controle de minimização das distorções de

fabricação foi mencionado durante este estudo. Mas, deve ser ressaltado que uma

pesquisa mais profunda deve ser conduzida para a utilização dessas técnicas, visando

novas construções de resultados, boas compreensões e, consequentemente, a

obtenção de novos campos de investigação científica.

61

9. TRABALHOS FUTUROS

Algumas recomendações para trabalhos futuros são:

✓ O desenvolvimento de modelos numéricos de simulação de soldagem em 3D,

para os painéis típicos da construção naval, pois o desenvolvimento deste modelo,

com razoável precisão, pode ser utilizado para estimar a resistência ao colapso

destas estruturas.

✓ Um estudo mais profundo da influência dos modos de distribuição das distorções

no colapso de estruturas na construção naval.

✓ Outros estudos experimentais dos métodos de minimização das distorções

existentes junto a análises numéricas e experimentais.

62

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