resistencia a fadiga sac 50 MT00586

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1193
AVALIA‚ÌO DA TENACIDADE E DA RESISTæNCIA A FADIGA
DE JUNTAS SOLDADAS DO A‚O USI-SAC-50(1)
Rajindra Clement Ratnapuli(2)
Tœlio Magno F. de Melo(3)
Ad‹o Vieira de Faria(4)
RESUMO
O ao USI-SAC-50 Ž largamente aplicado na indœstria da constru‹o civil
para a fabrica‹o de pontes, galp›es de grande porte e de prŽdios multi-pavimentos.
O maior atrativo deste ao Ž a alta resistncia mec‰nica, aliada a uma elevada
resistncia ˆ corros‹o atmosfŽrica. Neste estudo foi avaliada, atravŽs de testes de
impacto Charpy e CTOD (Crack Tip Opening Displacement), a tenacidade do material
base e junta soldada do ao USI-SAC-50 na espessura de 25mm. TambŽm foram
geradas curvas de projeto de fadiga, isto Ž, tens‹o versus nœmero de ciclos, em
juntas soldadas, das quais duas continham, intencionalmente, defeitos do tipo Òfalta
de penetra‹o na raizÓ. As chapas exibiram boa tenacidade, confirmada pelos altos
valores de impacto Charpy (entre 146 e 260J a 0¼C) e de CTOD (entre 0,72 e 1,13mm a
0¼C). A tenacidade da junta soldada foi menor que a do material base, porŽm, ainda
assim, os valores absolutos foram elevados para entalhe na linha de fus‹o, sendo de
98J a 0¼C para impacto Charpy e 0,58mm a 0¼C para CTOD. O limite de resistncia a
fadiga n‹o foi afetado significativamente pelos defeitos presentes nas juntas
soldadas. Conclui-se que Ž poss’vel, em certas aplica›es, o emprego de
procedimentos de soldagem que n‹o envolvam extra‹o de raiz, resultando em
economia no custo de fabrica‹o.
Palavras-chave: Ao USI-SAC-50, Fadiga, Junta soldada, Tenacidade
(1) Contribui‹o TŽcnica ao 53¼ Congresso Anual da ABM; Belo Horizonte, 14 a 16
de setembro de 1998.
(2) Membro da ABM; Engenheiro Metalurgista, Gerncia do Centro de Pesquisa e
Desenvolvimento da USIMINAS; Ipatinga, MG.
(3) Membro da ABM; Engenheiro Mec‰nico, Dr.-Ing., Gerncia do Centro de
Pesquisa e Desenvolvimento da USIMINAS; Ipatinga, MG.
(4) Membro da ABM; Engenheiro Metalurgista, CQE/CQA, Gerncia de Controle
Integrado de Chapas Grossas da USIMINAS; Ipatinga, MG.
1194
1. INTRODU‚ÌO
As estruturas met‡licas modernas, como prŽdios multi-andares urbanos,
pontes e estruturas espaciais (galp›es de grande porte), s‹o projetos de alta
complexidade tŽcnica que exigem aos especiais para sua constru‹o.
Frequentemente estas estruturas s‹o expostas a ambientes hostis de corros‹o,
desgaste, cargas c’clicas, ventos e terremotos. Tudo isso pode levar a falhas
prematuras dos componentes fabricados e, desta forma, comprometer a integridade
da estrutura.
Em projetos desta natureza, uma avalia‹o da confiabilidade da estrutura em
servio depende, alŽm de propriedades convencionais como limite de escoamento e
limite de resistncia, de outros fatores, como, resistncia ˆ fratura fr‡gil e crescimento
de trincas por fadiga. Defeitos pequenos que escapam ˆ detec‹o por ensaios n‹o
destrutivos como poros e trincas, presentes no material, e principalmente na junta
soldada, podem atingir tamanhos cr’ticos sob a‹o de fadiga e, consequentemente,
causar danos irrevers’veis na estrutura. Assim, ensaios especiais de CTOD, que
medem a tenacidade do material, e ensaios de fadiga constituem importante aux’lio
para o estabelecimento de projetos para prolongar a vida œtil das estruturas met‡licas
de grande porte.
No presente estudo foi avaliada a tenacidade, medida atravŽs de testes de
impacto Charpy e de CTOD, e geradas as curvas de projeto de fadiga de um ao USI-
SAC-50 produzido em escala industrial. Ensaios de CTOD foram realizados no
material base e em junta soldada e curvas de tens‹o versus nœmero de ciclos de
fadiga foram levantadas para juntas soldadas, duas delas com defeitos de falta de
penetra‹o. Os ensaios foram realizados em chapas de 25mm de espessura, na
condi‹o como laminado. Os resultados obtidos foram comparados com curvas
padr‹o de fadiga para estruturas met‡licas, de normas publicadas.
2. DESENVOLVIMENTO
2.1. Procedimento Experimental
O material utilizado foi retirado de chapas de ao USI-SAC-50 com 25mm de
espessura, produzidas em escala industrial. As chapas foram laminadas a partir de
placas produzidas por lingotamento cont’nuo. A composi‹o qu’mica e as
propriedades mec‰nicas t’picas das chapas est‹o listadas na tabela 1.
TABELAÊ1Ê-ÊComposi‹o qu’mica e propriedades mec‰nicas t’picas do ao 
USI-SAC-50.
Composi‹o C Si Mn P S Als Ni Cu Cr Ti Nt Ceq
*
% massa 0,08 0,43 1,30 0,020 0,007 0,021 0,18 0,30 0,50 0,024 0,0047 0,43
Propriedade
s
mec‰nicas
LE
MPa
LR
MPa
AL%
200mm
Cv (J) a 0¼C
371 (L) 490 (L) 32 (L) 260 (L), 146 (T)
*Ceq (IIW) = C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+Mo)/5 L= Longitudinal, T= Transversal
1195
Foram preparadas 4 juntas soldadas conforme os procedimentos de
soldagem listados na tabela 2. As dimens›es das juntas soldadas foram 2000 x 1000 x
25 (mm). Os cord›es de solda foram feitos longitudinalmente ao sentido de lamina‹o
da chapa. Observa-se que os testes de ultra-som realizados nas juntas registraram
defeitos de falta de penetra‹o nas soldas com chanfros em X e V. Na junta X, a falta
de penetra‹o localizou-se na posi‹o de meio da espessura e na junta V o defeito
ocorreu na superf’cie da chapa. Com rela‹o ao comprimento total do cord‹o de solda
(2000mm), a propor‹o da regi‹o defeituosa foi de 2% para a junta X e de 100% para a
junta V. A junta meio V foi utilizada apenas para a confecc‹o de corpos-de-prova
(CPs) de impacto Charpy e CTOD com entalhes atravŽs da espessura no lado reto da
zona afetada por calor (ZAC).
TABELA 2 - Procedimento de soldagem.
Chanfro Passes e Consum’veis Ultra - som
450
1
2
3
5
4
3mm
2mm25mm
10 a 50 passes, Solda Manual Eletrodo
Revestido. AWS E 7018 (OK 4823), diam.
3,25mm. Demais passes Arco Submerso,
arame BMAS 129, diam. 4mm. Fluxo OK
1071.
N‹o foi feita extra‹o de raiz para contra
solda
Falta de penetra‹o
intermitente
aproximadamente no meio
da espessura ao longo do
comprimento (2%)
3mm
450
1
2mm
2 5mm
10 passe, Solda Manual Eletrodo Revestido.
AWS E7018g(OK 4823) diam. 3,25mm.
Demais passes Arco Submerso, arame BMAS
129, diam. 4mm. Fluxo OK 1071.
Falta de penetra‹o em
100% de comprimento com
profundidade de
aproximadamente 23mm
(raiz)
200
16mm
25mm
solda
Arco submerso, arame BME 129/B, Belgo
Mineira, diam. 4mm. Fluxo OK 1071/ ESAB
Isento de defeitos internos.
300
16mm
25mm
Arco Submerso, arame BMAS 129, diam.
4mm. Fluxo OK 1071.
Backing removido.
Isento de defeitos internos.
Observa›es: As 4 juntas foram soladas na posi‹o plana com temperatura de preaquecimento de 100 0C. Tens‹o=28V;
Corrente=550A; Velocidade=50/55cm/min; Aporte de calor= 1,5kJ/mm.
Os CPs de fadiga, com dimens›es de 80mm (largura) x 500mm (comprimento) x
25mm foram extra’dos no sentido transversal ao cord‹o de solda das trs juntas. Os
1196
testes foram executados com amplitude constante, a uma frequncia de 5Hz, com a
carga sendo aplicada no sentido perpendicular ao cord‹o de solda. A raz‹o R de
carga m’nima/carga m‡xima aplicada apresentou valores entre 0,1 e 0,5.
3. RESULTADOS E DISCUSSÌO
3.1. Material Base
O ao Ž caracterizado por elevada resistncia mec‰nica, da classe de 500MPa
de limite de resistncia, com boa tenacidade. Apesar do baixo teor de carbono, o
carbono equivalente do ao ficou em 0,43%, devido ˆ presena dos elementos de liga
Cr e Cu. A adi‹o destes elementos Ž mandat—ria em aos patin‡veis da classe 
USI-SAC-50. As inclus›es n‹o met‡licas observadas s‹o constitu’das por MnS finos
e arranjos de —xidos Al203 como mostra a figura 1.
 (a) (b)
FIGURA 1 - Campos de inclus›es n‹o met‡licas (a) sulfetos de Mn (b) aluminatos.
Amplia‹o 500X, reduzida para 60%.
Estas inclus›es s‹o t’picas de aos acalmados ao Al-Si, como o objeto
deste estudo. A microestrutura da chapa, mostrada na figura 2, Ž constitu’da debandas de ferrita-perlita fina, com tamanho de gr‹o ferr’tico ASTM No 9 (14mm).
100X 500X
FIGURA 2 - Microestrutura no centro da chapa; ataque com Nital 4%. Reduzida para
60%.
3.2. Junta Soldada
A figura 3 mostra a macrografia das se›es transversais retiradas das 3
juntas utilizadas nos ensaios de fadiga.
1197
 (a) (b)
(c)
FIGURA 3 - Se›es transversais das 3 juntas utilizadas nos ensaios de fadiga.
No caso da junta X, que foi soldada em ambos os lados, o defeito de falta de
penetra‹o concentrou-se no nariz, que corresponde aproximadamente ao meio da
espessura da chapa (Figura 3a). Por outro lado, na junta V, que foi soldada de um s—
lado, o defeito ocorreu na raiz, isto Ž, na superf’cie da chapa (Figura 3b). Como foi
citado anteriormente, a junta V com cobrejunta (Figura 3c) foi isenta de qualquer
defeito.
A tabela 3 mostra valores m‡ximos obtidos em distribui‹o de dureza
realizada (HV 5kgf) na se‹o transversal das trs juntas. As medi›es foram
realizadas a 2mm da face F (superf’cie de encosto), no centro da espessura e a 2mm
da face R da raiz.
TABELA 3 - Distribui‹o de dureza m‡xima na se‹o transversal das juntas.
Chanfro Posi‹o Dureza m‡xima (HV5kgf)
MB ZAC MS ZAC MB
X Face F 181 252 278 279 179
com falta de penetra‹o Centro 204 236 267 266 202
Face R 187 295 293 292 186
V Face F 187 282 279 264 192
com falta de penetra‹o Centro 197 254 274 243 200
V Face F 232 192 210 286 175
com cobre junta Centro 232 271 201 221 175
Face R NR
Observa‹o: MB= Metal base, ZAC= Zona afetada por calor, MS = Metal de solda, NR=N‹o registrado
Conforme dados da literatura(1), o ao torna-se suscept’vel ao trincamento a
frio por hidrognio quando a dureza na ZAC excede o valor de aproximadamente
350HV. Os resultados obtidos mostram que o ao avaliado, nas condi›es de
soldagem utilizadas, n‹o oferece risco de trincamento a frio por hidrognio.
Tenacidade
Os resultados dos testes de impacto Charpy da junta soldada com chanfro
em meio V s‹o listados na tabela 4 e plotados na figura 4. Em mŽdia, os valores de
1198
energia absorvida nas posi›es de linha de fus‹o (LF) e LF + 1mm foram altos em
rela‹o a LF + 3mm e LF + 5mm (~85J), embora os entalhes nas duas œltimas posi›es
estivessem localizados no material base.
TABELA 4 - Resultados de ensaio de impacto Charpy em junta soldada com chanfro
tipo meio V.
Microestrutura ao longo do
Entalhe
Identifica‹o do
C.P.
Posi‹o do
Entalhe
Energia
Absorvida (J)
Energia
Absorvida
MŽdia (J)
çrea
Dœtil
(%)
çrea Dœtil
%
MŽdia
RGG
%
RGF
%
MS
%
MB
%
BP0001S-1 MS 142 70 100
BP0001S-2 MS 140 136 80 73 100
BP0001S-3 MS 126 70 100
BP0001LF-1 LF 116 30 15,03 36,42 48,55 -
BP0001LF-2 LF 102 114 40 40 22,94 33,53 43,53 -
BP0001LF-3 LF 124 50 5,32 53,85 40,83 -
BP0001.1-1 LF+1mm 109 30 22,01 62,90 15,09 -
BP0001.1-2 LF+1mm 100 98 20 23 15,12 78,49 6,39 -
BP0001.1-3 LF+1mm 84 20 25,73 65,50 8,77 -
BP0001.3-1 LF+3mm 91 40 - - - 100
BP0001.3-2 LF+3mm 74 87 30 36 - - - 100
BP0001.3-3 LF+3mm 95 40 - - - 100
BP0001.5-1 LF+5mm 88 30 - - - 100
BP0001.5-2 LF+5mm 88 85 40 33 - - - 100
BP0001.5-3 LF+5mm 78 30 - - - 100
BP0001-T1 MB 155 100 - - - 100
BP0001-T2 MB 140 146 100 100 - - - 100
BP0001-T3 MB 142 100 - - - 100
Observa›es:
MS = Metal de solda RGF = Regi‹o de Gr‹os Finos
LF = Linha de Fus‹o MB = Material base
RGG = Regi‹o de Gr‹os Grosseiros Temperatura de ensaio = 0¼C
Da tabela 4 pode-se inferir que a presena de elevadas porcentagens de
regi›es de gr‹os finos e do metal de solda na superf’cie de fratura possivelmente
contribuiram para os altos valores de impacto Charpy observados nas posi›es de
LF e LF + 1mm. Embora as posi›es de LF + 3mm e LF + 5mm estejam no material
base, as energias absorvidas foram muito menores do que a da chapa original (146J).
Esta diferena pode ser causada pela fragiliza‹o por envelhecimento do material
numa dist‰ncia de 3 a 5mm da linha de fus‹o, durante o processo de soldagem.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Posi‹o do entalhe
E
n
er
g
ia
 A
b
so
rv
id
a 
(J
) 
a 
0¼
C
Teste1
Teste2
Teste3
MŽdia
MS LF LF+1mm LF+3mm LF+5mm MB
FIGURAÊ4Ê-ÊValores de impacto Charpy no metal de solda (MS), zona afetada pelo
calor (ZAC) e no material base (MB).
1199
O valor de CTOD pode ser definido como a capacidade do ao para suportar
uma carga ou deformar plasticamente em presena de um entalhe ou um defeito. O
valor de CTOD Ž expresso normalmente em mm a uma determinada temperatura. Na
pr‡tica, o valor de CTOD (d, mm) Ž relacionado com a tens‹o aplicada (s, N/mm2) e o
comprimento da trinca (a, mm). Assim
d = ¦ (s, a ) (1)
Os fatores que influenciam a tenacidade ao impacto Charpy tambŽm tm efeito no
valor de CTOD, sendo que os mais importantes s‹o a limpidez e a microestrutura do
ao.
Os resultados de testes de CTOD podem ser utilizados para determinar o
tamanho de trinca toler‡vel em uma estrutura met‡lica sujeita a uma carga (ou
deforma‹o) em servio. De acordo com dados publicados, a deforma‹o que atua na
ponta de uma trinca passante de comprimento 2a (mm) est‡ relacionada ao valor de
CTOD (d) da seguinte maneira (2) :
d
p2
0 5
2
e a
e
e
e
ey y y
=
æ
è
ç
ö
ø
÷ <, , (2)
d
p2
0 25 0 5
2
e a
e
e
e
ey y y
= -
æ
è
ç
ö
ø
÷ ³, , , (3)
e = deforma‹o total
 = deforma‹o aplicada (ea) + deforma‹o devido a tens‹o residual (eres.)
ey = deforma‹o de escoamento = sy /E
E = M—dulo de Young = 200.000MPa.
Caso na regi‹o do defeito haja uma concentra‹o de deforma‹o devida a
desalinhamento da solda, existe uma componente adicional de deforma‹o e3, onde:
e3 = ea (Kt - 1) (4)
Kt sendo o fator de concentra‹o de tens›es, cujo valor pode ser obtido da norma
WES 2805:1980(3).
Ent‹o e = ea + eres + e3 (5)
O valor m‡ximo que eres pode atingir Ž sy/E. O valor de ÒaÓ calculado pelas
equa›es (2) ou (3) Ž o tamanho de trinca toler‡vel, ou seja, o tamanho m‡ximo de
trinca permiss’vel em uma estrutura, sem risco de fratura.
Os resultados de testes de CTOD conduzidos a 0°C no material base e na
junta soldada com chanfro em meio V s‹o resumidos na tabela 5.
1200
TABELA 5 - Resultados de ensaios de CTOD em junta com chanfro tipo meio V.
Posi‹o do Dire‹o de CTOD (mm) a 0°C Microestrutura ao longo do Entalhe
Entalhe Lamina‹o M’nimo M‡ximo MŽdia(*) RGG
%
RGF
%
MS
%
MB
%
IC/SC
%
MB L 1,02 1,23 1,13 100
T 0,39 0,85 0,72 100
LF T 0,54 0,61 0,58 27,6 54,0 18,4
MS T 0,45 0,64 0,57 100
IC/SC T 0,43 0,49 0,45 100
L = Longitudinal, T = Transversal, (*) MŽdia de 4 testes, IC/SC = Regi‹o Intercr’tica/Subcr’tica
Os altos valores de CTOD obtidos no material base, isto Ž, em mŽdia, 1,13mm
no sentido longitudinal e 0,72mm no sentido transversal, implicam em uma boa
tenacidade na chapa, como confirmado tambŽm pelos testes de impacto Charpy
(Tabela 4). A anisotropia dos valores de CTOD observada na chapa pode ser
atribu’da ˆs inclus›es alongadas de MnS, que tendem a diminuir a tenacidade no
sentido transversal. Observa-se um comportamento similar nos resultados de impacto
Charpy.
Embora, em geral, os valores de CTOD nas posi›es de LF (0,58mm) e
intercr’tica/subcr’tica, IC/SC (0,45mm) tenham sido menores que os valores absolutos
da chapa, ainda assim podem ser considerados satisfat—rios. Isto tambŽm Ž v‡lido
para os valores no metal de solda (0,57mm). Da tabela 5, Ž evidente que a
relativamente alta tenacidade na linha de fus‹o Ž devida ˆ presena de uma alta
fra‹o volumŽtrica de gr‹os finos ao longo do entalhe destes CPs de CTOD. ƒ
importante observar que a tenacidade na regi‹o IC/SC da junta soldada foi menor que
na posi‹o LF, consistente com resultados obtidos no impacto Charpy. Esta
diferena pode ser atribu’da a poss’vel envelhecimento do material duranteo
processo de soldagem.
Um valor m’nimo de CTOD frequentemente especificado para estruturas de
ao, como por exemplo plataformas mar’timas, Ž 0,25mm, ˆ temperatura de servio. No
entanto, um valor de 0,15mm Ž muitas vezes considerado aceit‡vel para inibir a
inicia‹o de fratura fr‡gil em componentes fabricados.
Fadiga
Num ensaio de fadiga, a vida em fadiga do material Ž dada pelo nœmero de
ciclos suportado por ele atŽ o rompimento (N), para um determinado valor de sr, que
representa a faixa de tens‹o aplicada. ƒ comum expressar estes resultados em um
gr‡fico de log (sr) x log (N).
Na pr‡tica, a curva de projeto logsr x logN Ž levantada atravŽs de testes de
fadiga de amplitude constante. Como a rela‹o log sr x log N Ž normalmente linear, Ž
f‡cil derivar uma equa‹o entre estas duas vari‡veis pelo mŽtodo de regress‹o linear.
A vida em fadiga de um componente fabricado depende principalmente da
configura‹o da junta soldada. Na pr‡tica, existem v‡rios tipos de juntas soldadas,
dos quais alguns exemplos mais comuns s‹o mostrados na figura 5.
1201
10
100
1000
1,00E+05 1,00E+06 1,00E+07 1,00E+08
N (Ciclos)
C
D
F
G
D
s 
(M
P
a)
¼
FIGURA 5 - Exemplos de curva sr x N para juntas soldadas
(4).
As quatro geometrias ilustradas nesta figura pertencem ˆs classes C, D, F e G
da norma BS 5400, parte 10, 1980, para fabrica‹o de pontes soldadas(5). Conforme
essa norma, a equa‹o geral que relaciona logsr e logN pode ser escrita como:
N x sr 
m = Ko x D
 d
 (6)
Ko, m e D s‹o constantes que tem valores indicados na tabela 6.
d = Nœmero de desvios-padr‹o abaixo da linha mŽdia, tabela 7.
Na pr‡tica o limite de resistncia a fadiga (so ) do componente corresponde
ao valor de sr quando N = 10 x 10
 6 ciclos.
TABELAÊ6Ê-ÊValores de Ko, D e d para v‡rias classes de juntas soldadas.
CLASSE Ko D m
C
D
F
G
S
1,08 x 1014
3,99 x 1012
1,73 x 1012
0,57 x 1012
2,13 x 1013
0,625
0,617
0,605
0,662
0,313
3,5
3,0
3,0
3,0
8,0
TABELA 7 - Fatores de probalidade.
PROBABILIDADE DE FALHA d
50%
31%
16%
2,3%
0,14%
0 (mŽdia)
0,5
1,0
2,0
3,0
A equa‹o (6) permite uma avalia‹o da vida em fadiga de uma determinada
classe de junta soldada, para v‡rias probabilidades de falha. Quanto menor for d,
maior ser‡ a probabilidade de falha.
1202
Em amostras sem defeitos superficiais, a parte da vida em fadiga consumida
com a inicia‹o da trinca de fadiga Ž maior do que a consumida na sua propaga‹o. O
inverso se verifica para uma junta soldada, onde sempre existem micro-defeitos.
Curvas de fadiga
Os resultados de N e sr das trs juntas soldadas s‹o plotados, nas figuras 6,
7 e 8, em escala logar’tmica. Nestas figuras tambŽm foram inclu’das, para prop—sito de
compara‹o, curvas mŽdias de logsr vs logN, isto Ž, para 50% de probabilidade de
falha, extra’das da norma BS 5400 ou calculadas a partir da equa‹o (6).
As classes de juntas soldadas D, F e G referem-se ˆ norma BS 5400 conforme
o tipo de configura‹o do chanfro e o sentido de aplica‹o de carregamento c’clico
relativo ao cord‹o de solda.
Da figura 6, Ž evidente que a curva de fadiga da junta soldada com chanfro
tipo X Ž praticamente igual ˆ curva padr‹o da classe D. Isto implica que a presena de
pequenos defeitos embutidos de tamanho ~ 0,70mm, numa extens‹o de 2% do
comprimento do cord‹o de solda, n‹o exercem um efeito prejudicial sobre o
comportamento em fadiga da junta soldada. Para a junta com chanfro em V, com falta
de penetra‹o na raiz, a curva obtida situou-se ligeiramente abaixo da prevista, como
pode ser visto na figura 7. Deve ser observado, no entanto, que a curva prevista Ž
para juntas com chanfro em X, isentas de defeitos, j‡ que a norma BS 5400 n‹o
contŽm curvas padr‹o para juntas com chanfro em V. Desta forma, Ž poss’vel que
efeitos geomŽtricos devidos ˆs diferentes configura›es de chanfro tenham influ’do
nos resultados obtidos, na junta com chanfro em V, alŽm de presena do defeito falta
de penetra‹o na raiz. Com rela‹o ˆs caracter’sticas da junta de solda com chanfro
tipo V com cobrejunta, isenta de defeitos (Figura 8), a curva logsr vs logN aproximou-
se da curva de fadiga da classe F.
10
100
1000
1,00E+05 1 ,00E+06 1,00E+07
N (Ciclos)
D
s (
M
P
a)
Obtida
 D
FIGURAÊ6Ê-ÊCurva de fadiga da junta soldada tipo X com defeito de falta de
penetra‹o embutida.
1203
10
100
1000
1,00E+05 1,00E+06 1,00E+07
N (Ciclos)
D
s (
M
P
a)
Obtida
 D
FIGURAÊ7Ê-ÊCurva de fadiga da junta soldada tipo V com defeito de falta de
penetra‹o na superf’cie.
10
100
1000
1,00E+05 1,00E+06 1,00E+07
N (Ciclos)
D
s (
M
P
a) Obtida G
 F
FIGURAÊ8Ê-ÊCurva de fadiga da junta soldada tipo V com cobrejunta e solda lateral.
Os resultados dos ensaios de fadiga tendem a demonstrar que, na junta
soldada com chanfro em X, com defeito de falta de penetra‹o embutido, n‹o houve
uma deteriora‹o significativa da vida em fadiga do componente. No entanto, na
junta soldada com chanfro em V, com defeito de falta de penetra‹o superficial,
houve uma ligeira deteriora‹o da vida em fadiga (Figura 7).
A an‡lise de fratura dos 30 CPs testados atŽ a ruptura mostrou que as trincas
de fadiga sempre iniciaram na face ou na raiz da junta, no pŽ do cord‹o de solda,
onde existe maior concentra‹o de tens›es. As trincas propagam atravŽs da zona
afetada pelo calor e do material base, em linha reta. Apenas em dois CPs a fratura
iniciou e propagou no metal de solda, sendo um da junta soldada com chanfro tipo X
e outro da junta soldada com chanfro tipo V.
1204
Como discutido anteriormente, modelos emp’ricos que correlacionam o
nœmero de ciclos (N) com a faixa de tens‹o aplicada (sr) s‹o comumente utilizados
para avaliar a vida œtil dos componentes fabricados.
As equa›es que representam as curvas de fadiga para cada uma das juntas
avaliadas nas figuras 6, 7 e 8, encontram-se na tabela 8. Essas equa›es s‹o
semelhantes ˆ equa‹o(6). Na tabela 9 encontra-se os valores de m e Ko, bem como
os valores de tens‹o limite em fadiga so (correspondente a N = 10.10
6 ciclos), obtidos
a partir das equa›es mostradas na tabela 8, para uma probabilidade de falha de 50%,
isto Ž d = 0 (Tabela 7).
Com exce‹o da junta V da classe F, os par‰metros m e Ko obtidos foram
diferentes dos valores indicados na norma BS 5400. Com rela‹o ˆ tens‹o limite de
fadiga so, observa-se que os valores obtidos foram similares aos previstos.
TABELAÊ8Ê-ÊRela‹o entre o nœmero de ciclos (N) e faixa de tens‹o (sr) para as 3
juntas soldadas.
Tipo de Chanfro Classe da Solda Equa‹o Obtida
X D Nx x Rrs
3 79 14 23 66 10 0 86, , , ,= =
(falta de penetra‹o)
V D Nx x Rrs
4 85 16 22 23 10 0 92, , , ,= =
(falta de penetra‹o)
X Nx x Rrs
3 08 12 23 66 10 0 67, , , ,= =
(cobrejunta com solda lateral) F
TABELA 9 -ÊCompara‹o entre curva obtida e curva padr‹o Nxsr
m = Ko das tabelas 6
e 7, correspondentes a 50% de probabilidade de falha (d = 0).
Tipo de Classe Obtida Padr‹o
Chanfro m Ko so
MPa
m Ko so
MPa
X D 3,79 3,66x1014 90 3,00 3,99x1012 73
(falta de penetra‹o)
V D 4,85 2,23x1016 84 3,00 3,99x1012 73
(falta de penetra‹o)
X F 3,08 3,04x1012 60 3,00 1,73x1012 57
(cobrejunta com solda lateral)
 Obs.: so corresponde a N=10x10
6 ciclos para 50% de probabilidade de falha
Propaga‹o de trincas de fadiga
A propaga‹o de uma trinca de comprimento a em fun‹o do nœmero de
ciclos (N) pode ser expressa pela lei de Paris(3) :
da
dN
C K m= .( )D
onde C, m = constantes
DK = faixa de fator de intensidade de tens‹o = Ds p. .Y a
Ds = sr = faixa de tens‹o aplicada
 Y = fator de corre‹o para a geometria da trinca.
1205
Assim, 
da
dN
C Y am m= ( ).( . )Ds p
da
C Y a
N
m
m
a
m
a i
f
.
.( )
p
s
( )
=ò D (7)
Para valoresdeterminados de a i (trinca inicial) e a f (trinca final atŽ a falha), a
integral acima Ž constante. Assim, N m.( )Ds = constante, o que Ž equivalente ˆ
equa‹o (6) da curva de projeto. A equa‹o (7) pode ser integrada da seguinte
maneira:
N a a
m C Yf i
m m
m m
r
m
= -[ ]
-
- - - -( / ) ( / )
/. ( ). . . .
2 1 2 1
2
2
2 p s
(8)
Esta rela‹o permite a estimativa da vida em fadiga (N) de uma estrutura,
supondo-se que os valores de tamanho inicial da trinca (ai) e final (af) sejam
conhecidos. O valor af pode ser igual ˆ espessura da chapa ou uma fra‹o desta, no
instante da ruptura. Para aos estruturais os valores de C e m podem ser dados
como(4):
C x x x= =- - -0 9 10 3 10 2 1013 13 13, ( )~ e m = 3,
para da/dN em mm/ciclo, e DK em MPa. mm1/2.
Para o prop—sito de tratamento anal’tico da mec‰nica da fratura, os dois
defeitos das juntas analisadas neste trabalho podem ser considerados como trincas
planares, uma embutida na chapa (Junta X) e outra na superf’cie (Junta V). Os dois
casos s‹o representados esquematicamente na figura 9.
2B2a
(a)
B
(b)a
FIGURA 9 - Representa‹o esquem‡tica das juntas. (a) Defeito embutido, (b) defeito 
superficial.
Para os dois tipos de defeitos planares ilustrados na figura 9, as equa›es do
fator de intensidade de tens›es (K) podem ser escritas da seguinte maneira (6) :
(1) Falta de penetra‹o no nariz (defeito embutido):
K1 = s pa ( 2B/pa . tan (pa/2B)) 
onde 2 B = espessura da chapa.
(2) Falta de penetra‹o na raiz (defeito superficial):
K2 = s pa (1,122 - 0,561X - 0,205X
2 + 0,473X3 -0,19X4)
onde B = espessura da chapa, e X = a/B,
No presente caso os valores de Y s‹o 1,00 para junta X e 1,07 para a junta V,
assumindo 2a=0,70mm e a=2mm respectivamente. Portanto a equa‹o (8) permite
calcular a vida œtil do componente (N) para determinados valores de sr, supondo que
af = 25mm.
1206
4. CONCLUSÍES
O ao USI-SAC-50, da classe de 500MPa de limite de resistncia, possui boa
tenacidade tanto no material base quanto na junta soldada, medida atravŽs de testes
de impacto Charpy e CTOD a 0¼C
Com rela‹o a fadiga da junta soldada, a presena de defeitos de falta de
penetra‹o, nas quantidades encontradas no presente trabalho, n‹o exerceram um
efeito significativo sobre a resistncia a fadiga. Portanto Ž poss’vel, em certas
aplica›es, o emprego de procedimentos de soldagem que n‹o envolvem extra‹o de
raiz, resultando em economia no custo de fabrica‹o.
BIBLIOGRAFIA
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structuresÓ, Welding Research Council Bulletin, 359, Dec. 1990.
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Prentice-Hall Inc., New Jersey, 1977.
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joints with respect to brittle fractureÓ.
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1989.
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practice for fatigue.
6)ÊBRANCO, C. M. et al. ÒFadiga de estruturas soldadasÓ. Funda‹o Calouste
Gulbekian, Lisboa, 1986.
1207
EVALUATION OF FRACTURE TOUGHNESS AND FATIGUE
RESISTANCE OF WELDMENTS IN USI-SAC-50 STEEL
ABSTRACT
The welding operation contributes significantly to the total fabrication cost of steel
structures. As such welders often tend to use simplified welding procedures to
reduce costs. One such technique is to eliminate root grinding during welding.This
practice nevertheless leads to weld defects associated with lack of penetration. The
application of these components in service therefore, needs critical analysis in order
to assure structural integrity.This paper presents the toughness properties, of both
the base material and the welded joint of 25mm thick USI-SAC-50 steel. Also fatigue
design curves, that is stress versus number of cycles, have been generated for
welded joints, two of which containing defects due to lack of fusion. The plate
exhibited good toughness as confirmed by the high impact energy (146J to 260 at
0¼C) and CTOD values (0,72mm to 1,13mm at 0¼C). Although the heat affected zone
toughness was lower than that of the base material, the absolute values still remained
high giving an impact energy of 98J at 0¼C and a CTOD of 0,58mm also at 0¼C in the
fusion line. The endurance limit in fatigue of the weld joints did not show any
significant deterioration by the presence of defects due to lack of fusion. It was
concluded that, depending on the final application it is possible to use components
fabricated using simplified welding procedures which eliminate root grinding.
Key words: USI-SAC-50 steel, Fatigue, Welded joints, Toughness