Relatório Alívio de Tensões

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Universidade Federal do Rio de Janeiro 
Centro de Tecnologia 
Escola Politécnica 
Engenharia Naval e Oceânica 
 
 
 
“ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM POR SHOT PEENING NA 
CONSTRUÇÃO NAVAL” 
 
 
Aluno 
Marcela Correia Esteves 
DRE: 109046389 
 
 
Professor Orientador 
Segen Farid Estefen, Ph.D. 
 
Professor Co-Orientador 
Tetyana Gurova, D.Sc. 
 
 
Rio de Janeiro, RJ – Brasil 
Agosto de 2015
 
i 
 
 
 
ESCOLA POLITÉCNICA 
ENGENHARIA NAVAL E OCEÂNICA 
 
“ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM POR SHOT PEENING NA 
CONSTRUÇÃO NAVAL” 
Marcela Correia Esteves 
 – DRE 109046389 
 
Projeto Final Submetido Ao Corpo Docente Do 
Departamento De Engenharia Naval E Oceânica 
Da Escola Politécnica Da Universidade Federal 
Do Rio De Janeiro Como Parte Dos Requisitos 
Necessários Para A Obtenção Do Grau De 
Engenheiro Naval e Oceânico. 
 
Aprovado por: 
 
___________________________________________________ 
Segen Farid Estefen, Ph.D. 
(ORIENTADOR) 
 
___________________________________________________ 
Tetyana Gurova, D.Sc. 
(CO-ORIENTADORA) 
 
___________________________________________________ 
Marta Cecília Tapia Reyes, D.Sc. 
 
___________________________________________________ 
Anatoli Leontiev, D.Sc. 
 
 
 
 
Rio de Janeiro, RJ – Brasil 
Agosto de 2015 
 
ii 
 
 
 
 
ESTEVES, Marcela C. 
Alívio das Tensões Residuais de Soldagem por Shot 
peening na Construção Naval-Rio de Janeiro: UFRJ/ 
Escola Politécnica, 2015. 
48 p: X .;29,7 cm. 
Orientador: Segen Farid Estefen 
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ 
Engenharia Naval e Oceânica, 2015 
Monografia apresentada ao curso de Engenharia Naval e 
Oceânica da Universidade Federal do Rio de Janeiro 
Referências Bibliográficas: p. 48 
1.Tensão Residual. 2 Solda de Reparo. 3.Shot peening. 
I. Farid Estefen, Segen. II. Universidade Federal do Rio 
de Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia Naval 
e Oceânica. III. Titulo. 
 
 
iii 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
À minha mãe e em memória de meu pai. 
 
iv 
 
Agradecimentos 
Gostaria de agradecer primeiro aos meus pais, que sempre foram meu pilar 
central e fonte de inspiração. 
Ao meu pai André Abrahão da Silva Esteves por todos os ensinamentos com 
os quais me preparou para uma vida inteira, e que mesmo nesses últimos 10 anos 
“afastados” tenho certeza não ter me desamparado e ter me passado força quando 
precisei. 
À minha mãe Vânia Vargas Correia Esteves pelo exemplo de força e mulher 
guerreira, que sempre foi minha maior incentivadora, me levantou nos momentos que 
precisei e sempre esteve ao meu lado. E, principalmente, nunca mediu esforços para 
fazer com qualquer dificuldade na minha trajetória pudesse ser revertida. 
Ao amigo Carlos Alberto Guerra pelo apoio e desdobramento incansável em 
sempre me ajudar no meu dia-dia a passar pelas dificuldades que surgissem no 
caminho. 
À minha família que sempre esteve desde pequena ao meu lado torcendo e me 
apoiando na minha formação e em continuar na busca do meu diploma. 
Às minhas amigas e às segundas mães, que em todos esses longos anos de 
amizade sempre me ouviram, me apoiaram, buscaram me compreender e dar forças 
nos momentos difíceis, ou simplesmente, conseguiam torná-los de alguma forma mais 
fáceis e por fim também me incentivar a continuar. 
Às minhas amigas da Subsea7 que acompanharam de perto o meu dia-dia no 
último ano e conseguiam torná-lo muito mais fáceis e agradáveis. Aos meus colegas 
de profissão que me incentivaram e passaram grandes ensinamentos que agora 
lavarei para minha vida profissional. 
Aos amigos da Naval pelo apoio mútuo nestes anos de faculdade e pelas 
risadas e até mesmo momentos de desesperos porém unidos que fizeram-nos 
avançar na nossa graduação. 
Ao meu orientador, Segen Farid Estefen, e à minha Co-orientadora, Tetyana 
Gurova, pela oportunidade fornecida de iniciação científica no Laboratório de 
Tecnologia Submarina (LTS), e pelos auxílios e contribuições ao longo do 
desenvolvimento deste trabalho. 
Ao apoio financeiro da Petrobras e Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural 
e Biocombustíveis – ANP, por meio do Programa de Recursos Humanos para o Setor 
Petróleo e Gás – PRH-03 e ao apoio tecnológico e operacional do Estaleiro EISA. 
 
 
v 
 
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/UFRJ como parte 
dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Naval. 
 
“ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM POR SHOT PEENING NA 
CONSTRUÇÃO NAVAL” 
 
Marcela Correia Esteves 
Agosto/2015 
 
 
Orientador: Segen Farid Estefen 
 
Co-Orientador: Tetyana Gurova 
 
 
Departamento: Engenharia Naval e Oceânica 
 
 
 Soldagem é uma das principais operações tecnológicas na construção naval. 
Os efeitos colaterais da soldagem, tais como surgimento de distorções e de tensões 
residuais, são indesejáveis durante o processo de fabricação, pois implicam no 
retrabalho que é responsável por cerca de 25% do custo de mão de obra. Destaca-se 
entre as operações de soldagem as soldas de reparo, que introduzem novas tensões 
residuais nos elementos estruturais do navio não previstas no projeto original. O 
processo de shot peening, adotado neste projeto, é um dos pós-tratamentos utilizados 
para alívio das tensões de soldagem. Neste trabalho foi estudado o efeito da 
distribuição das tensões induzidas por shot peening sobre metal depositado, zona 
termicamente afetada e metal base próximo ao cordão de solda, para chapas navais 
com solda de reparo. Estas áreas das chapas soldadas possuem tensões pré-
existentes tanto de tração como de compressão de natureza térmica, que 
comprovadamente influenciam no resultado final das distribuições. Na obtenção dos 
resultados experimentais foram utilizadas técnicas experimentais de mapeamento das 
tensões mecânicas através do método magnético e de medição dos valores absolutos 
pelo método de difração de raios-X. 
 
vi 
 
 
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of 
the requirements for the degree of Engineer. 
 
“RELIEF OF WELDING RESIDUAL STRESSES BY SHOT PEENING ON 
SHIPBUILDING” 
 
Marcela Correia Esteves 
August/2015 
 
 
Advisor: Segen Farid Estefen 
 
Co-Advisor: Tetyana Gurova 
 
 
Department: Naval and Ocean Engineering 
 
 
 
Welding is one of the main technological operations in shipbuilding. Side effects 
of welding, such as appearance of distortion and residual stresses are undesirable 
during the manufacturing process, as it implies that the rework is responsible for about 
25% of the labor cost. It stands between the welding operations, the repair welds, 
which introduce new residual stresses in the structural elements of the ship, not 
provided for in the original design. The process of shot peening, adopted in this project, 
is one of the post-treatments used for relief of welding stresses. This study investigated 
the effect of the distribution of stresses induced by shot peening on deposited metal, 
heat affected zone and base metal near the weld bead, for welded ship plate top. 
These areas of welded plates have pre-existing tensions both traction as thermal 
compression nature, which proved to influence the final result of distribuições. To 
obtain the experimental results were used experimental techniques of mapping 
mechanical stresses through the magnetic measuring method and the absolute values 
by the method of X-ray diffraction.vii 
 
Sumário 
1. Introdução e Objetivos .......................................................................................... 1 
2. Motivação ............................................................................................................. 1 
2.1. Histórico de Falhas ......................................................................................... 3 
3. Revisão Bibliogáfica .............................................................................................. 6 
3.1. Soldagem ....................................................................................................... 6 
3.1.1. Soldagem a Arco Elétrico com Arame Tubular ...................................... 11 
3.2. Tensões Residuais de Soldagem ................................................................. 13 
3.3. Tratamentos de Alívio de Tensões ............................................................... 17 
3.3.1. Shot Peening ......................................................................................... 18 
3.3.2. Outros Tratamentos de Alívio ................................................................ 22 
3.4. Tensões Residuais Pré-Existentes ............................................................... 25 
3.5. Métodos e Equipamentos de Medição .......................................................... 28 
3.5.1. Raystress .............................................................................................. 28 
3.5.2. Stressvision ........................................................................................... 31 
4. Procedimento Experimental ................................................................................ 34 
5. Resultados Experimentais das Medições ............................................................ 37 
6. Conclusões ......................................................................................................... 47 
7. Bibliografia .......................................................................................................... 48 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
viii 
 
Lista de Figuras 
Figura 1 - Método de fabricação por blocos na construção de um navio ....................... 2 
Figura 2 - Distorções de fabricação na indústria naval .................................................. 3 
Figura 3 - Navio da classe Liberty construído durante a II guerra mundial .................... 3 
Figura 4 - Vista da ruptura do navio Charles S. Haight entre a secção central do navio 
e popa. ......................................................................................................................... 4 
Figura 5 - Fratura frágil do navio SS Schenectadyainda no porto. ................................ 4 
Figura 6 - Repercussão dos acidentes nos jornais ........................................................ 5 
Figura 7 - Principais tipos de procedimento de soldagem ............................................. 7 
Figura 8 - Variáveis que influenciam no procedimento de soldagem ............................. 8 
Figura 9 - Procedimento de soldagem e terminologia adotada ..................................... 9 
Figura 10 – Terminologia de soldagem: poça de fusão, zona termicamente afetada e 
metal base .................................................................................................................... 9 
Figura 11 - Procedimento de soldagem e terminologia adotada ................................. 11 
Figura 12 - Desenho esquemátido da soldagem a arco elétrico com arame tubular ... 12 
Figura 13 - Terminologia e distribuição de tensões residuais de uma solda ................ 14 
Figura 14 - Representação esquemática da variação de tensões residuais transversais 
(𝛔𝐭) mostrando a superposição linear dos efeitos a) contração (C); b) resfriamento 
superficial mais intenso (R); c) transformação de fase (T); d)C+R; e)C+R+T f)C+T; ... 15 
Figura 15 - Tensões de solda em aço: a) espessura 2,5 mm resfriamento com ar, 
b)espessura de 10 mm resfriamento com ar, c) espessura 2,5 mm resfriamento com 
água. .......................................................................................................................... 16 
Figura 16 - Máquina industrial de shot peening ........................................................... 18 
Figura 17 - Zona de compressão formada pelo impacto do shot peening ................... 19 
Figura 18 – Perfil ideal das distribuição das tensões induzidas por shot peening ....... 20 
Figura 19 – Exemplo de uma aplicação do jateamento das granalhas em uma peça . 21 
Figura 20 - Desenho esquemático do método de Almen ............................................. 22 
Figura 21 – Equipamento Raystress ........................................................................... 29 
Figura 22 - Esquema de medição de tensões com o equipamento portátil ................. 31 
Figura 23 – Equipamento Stressvision ........................................................................ 32 
Figura 24 – Esquema do funcionamento do sensor magneto-anisotrópico. ................ 33 
Figura 25 - Preparação do corpo de prova no EISA .................................................... 35 
Figura 26 - Corpo de prova com solda de reparo ........................................................ 35 
Figura 27 - Equipamento de soldagem ....................................................................... 36 
Figura 28 - Localização dos pontos de medição das tensões resíduas de soldagem 
com relação a solda de reparo .................................................................................... 37 
 
ix 
 
Figura 29 - Polimento eletrolítico sendo aplicado no primeiro dia................................ 38 
Figura 30 – Corpo de prova com a malha de pontos desenhada ................................ 39 
Figura 31 - Medição realizada após duas semanas .................................................... 40 
Figura 32 - Solda de reparo com shot peening. Mapa de distribuição do fator de 
concentração da tensão cisalhante máxima. Resultado inicial. ................................... 41 
Figura 33 - Solda de reparo com shot peening. Mapa de distribuição do fator de 
concentração da tensão cisalhante máxima. Resultado final. ..................................... 42 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
x 
 
Lista de Gráficos 
Gráfico 1 - Gráfico de temperaturas para TTAT .......................................................... 23 
Gráfico 2 - Variações das tensões durante TTAT ....................................................... 23 
Gráfico 3 - Distribuição das tensões residuais numa camada sub-superficial dos corpos 
de prova em relação à profundidade. (1) corpo de prova sem cementação; (2) e (3) 
corpo de prova após a cementação, tensões na direção longitudinal e transversal, 
respectivamente ......................................................................................................... 27 
Gráfico 4 - Distribuição inicial e final dos valores da tensão cisalhante máxima na 
posição A (acima) e B (abaixo) para corpo de prova submetido ao tratamento por shot 
peening ....................................................................................................................... 43 
Gráfico 5 - Distribuição da tensão cisalhante máxima na posição A, inicial (acima) e 
final (abaixo), para solda de reparo sem e com shot peening ..................................... 44 
Gráfico 6 - Distribuição da tensão cisalhante máxima na posição B, inicial (acima) e 
final (abaixo), para solda de reparo sem e com shot peening ..................................... 45 
Gráfico 7 - Valores iniciais e finais das tensões com profundidade nas direçõeslongitudinal e transversal com relação ao cordão de solda no ponto de medição A-2 
para corpo de prova com solda de reparo submetido ao shot peening ....................... 46 
 
 
 
 
 
 
 
 
1 
 
1. Introdução e Objetivos 
Soldagem é uma das principais operações tecnológicas na construção naval. No 
entanto os efeitos colaterais da soldagem, tais como surgimento de distorções e de 
tensões residuais, são indesejáveis durante o processo de fabricação, pois implicam 
no retrabalho que é responsável por cerca de 25% do custo de mão de obra. Destaca-
se entre as operações de soldagem as soldas de reparo, que introduzem novas 
tensões residuais nos elementos estruturais do navio não previstas no projeto original. 
Enquanto o procedimento de solda de junção está amplamente estudado, desde 
o inicio do século passado, através dos métodos experimentais, numéricos e teóricos, 
a solda de reparo começou a ser assunto das amplas pesquisas recentemente. 
O processo de shot peening, abordado neste projeto, é um dos pós-tratamentos 
utilizados para alívio das tensões de soldagem que consequentemente tem como sua 
principal vantagem atuar no aumento da vida útil da estrutura. 
Este trabalho tem como objetivo, portanto, estudar o efeito da distribuição das 
tensões induzidas por shot peening sobre metal depositado, zona termicamente 
afetada e metal base próximo ao cordão de solda, para chapas navais soldadas de 
topo, sem considerar os efeitos desta aplicação na microestrutura e propriedades 
mecânicas do material. O processo de soldagem escolhido foi soldagem a arco 
elétrico com arame tubular e as chapas soldadas possuindo tensões pré-existentes, 
que comprovadamente influenciam no resultado final das distribuições. 
 
2. Motivação 
A soldagem está presente em todas as etapas de fabricação de embarcações 
sendo uma das principais técnicas usadas nos estaleiros. Estima-se que 
aproximadamente um por cento de todo o peso do navio é proveniente dos 
consumíveis de solda. 
Painéis enrijecidos constituem estruturas básicas na construção de navios, 
sendo estes obtidos por meio da união entre placas de aço e enrijecidos com a 
soldagem de reforços transversais e longitudinais, em alguns casos ainda são 
enrijecido em ambos os lados, como na figura 1. Os processos básicos empregados 
 
2 
 
na confecção dos painéis são, portanto, o corte, a conformação mecânica e a 
soldagem. 
 
Figura 1 - Método de fabricação por blocos na construção de um navio 
 
Porém os processos de soldagem empregados na fabricação naval inserem 
diferentes níveis de tensões residuais, por diversas causas que serão abordadas neste 
trabalho. Os principais efeitos da presença de tensões residuais em componentes 
soldados: 
 Flambagem; 
 Falha por fadiga; 
 Fratura Frágil; 
 Formação de trincas. 
Estas imperfeições constituem, portanto, sérias complicações, podendo causar 
desde danos estruturais a atrasos nos prazos de conclusão do projeto, além de 
aumentar o custo final do empreendimento, pois, parte considerável do tempo total 
para construir uma embarcação é gasto com retrabalho para corrigir imperfeições. As 
distorções inseridas em componentes oceânicos devido aos processos de fabricação 
têm por fim um efeito negativo gerando estruturas com reduzido limite à resistência. 
 
3 
 
 
Figura 2 - Distorções de fabricação na indústria naval 
 
Dita a importância da soldagem para a indústria naval, porém não apenas nesta, 
e também as consequências que pode implicar nas estruturas, é clara a necessidade 
de desenvolvimento de novas tecnologias e estudos para um melhor entendimento 
das consequências e possíveis ações mitigadoras no uso deste processo. 
 
2.1. Histórico de Falhas 
Pode-se apresentar um histórico de casos de falha em navios provocados pelo 
uso inadequado de processos de soldagem. O caso mais clássico é o da fratura frágil 
dos navios da classe Liberty (1941-1945). A Classe Liberty foi uma série de navios 
cargueiros/militar, construídos nos EUA durante a Segunda Guerra Mundial. 
 
Figura 3 - Navio da classe Liberty construído durante a II guerra mundial 
 
4 
 
Na Segunda Guerra Mundial as estruturas dos navios eram soldadas para 
economizar tempo na montagem devido a grande demanda de suprimentos que 
atravessavam o Oceano Atlântico do EUA para Inglaterra principalmente, com a 
finalidade para abastecer as tropas aliadas durante a época de guerra. 
Os efeitos da temperatura, dos concentradores de tensão e de tensões residuais 
não eram bem compreendidos para a época. Muitos deles acabavam afundando antes 
de cumprir a travessia do Atlântico, alguns fraturavam em alto mar e outros atracados 
no porto onde foi observado que o material perdia ductilidade necessária para resistir à 
baixa temperatura. 
Foram construídos 4694 navios deste tipo, dos quais 1289 sofreram fratura frágil. 
Destas, 233 foram catastróficas, com perda completa e, em 19 casos, os navios 
partiram-se ao meio, como os navios tanques SS Schenectady e o Charles S. Haight, 
figuras 4 e 5. 
 
Figura 4 - Vista da ruptura do navio Charles S. Haight entre a secção central do navio e popa. 
O SS Schenectady, figura 5, fraturou em 16 de janeiro de 1943, atracado no píer 
de acabamento do estaleiro, com mar calmo. A fratura frágil foi súbita, sem aviso e foi 
ouvida pelo menos a 1500 metros de distância. 
 
Figura 5 - Fratura frágil do navio SS Schenectady ainda no porto. 
 
5 
 
Estes acidentes tiveram grande repercussão na mídia e na época surgiram 
muitas críticas ao processo de soldagem, ao ensaio Charpy e a metodologia de projeto 
(resistência dos materiais), o que levou ao desenvolvimento de uma nova abordagem 
técnica, conhecida hoje como Mecânica da Fratura e uma preocupação com a 
qualidade dos processos de soldagem já naquela época. 
 
Figura 6 - Repercussão dos acidentes nos jornais 
Outros acidentes ainda, no ramo offshore, podem ser relatados como, por 
exemplo, a semi-submersível de perfuração Sedco 135 que sofreu uma falha por 
fadiga em 1967 no Golfo do México e a jaqueta de perfuração Ranger I que sofreu um 
colapso devido a um fissura por fadiga em 1979 também no Golfo do México. Assim 
como estes estruturas de exploração offshore muitos casos similares e na mesma 
época foram verificados no Mar do Norte, Mar do Sul da China, Canadá e Austrália. 
 
 
 
6 
 
3. Revisão Bibliográfica 
3.1. Soldagem 
A Soldagem é o processo de união de materiais, particularmente metais, 
utilizado na fabricação e recuperação de peças, equipamentos e estruturas, todos dos 
mais variados tamanhos e setores industriais. Ou ainda, é caracterizada como a 
operação que visa à união de duas ou mais peças, assegurando na junta, a 
continuidade das propriedades físicas e químicas do material. Solda é o nome dado 
para o resultado do procedimento de soldagem. 
Após muitos avanços tecnológicos, atualmente existe uma vasta gama de 
diferentes processos de soldagem, sendo necessária a seleção do processo adequado 
para uma dada aplicação. As principais características positivas e negativas deste 
processo podem ser vistas abaixo: 
Vantagens: 
 Juntas de integridade e eficiência elevadas; 
 Grande variedade de processos; 
 Aplicável a diversos materiais; 
 Operação manual ou automática; 
 Pode ser altamente portátil; 
 Juntas totalmente estanques (ao contrário da rebitagem); 
 Custo, em geral, razoável; 
 Junta não apresenta problemas de perda de aperto; 
 Montagens de um único lado de acesso (ao contrário do aparafusamento); 
 Suporta esforços no próprio plano (ao contrário da rebitagem). 
 
Desvantagens: 
 Prazo de validadelimitado e resultados permanentes; 
 Apresentam formulações numerosas e variadas; 
 
7 
 
 Exigem controle, montagem e testes complexos; 
 Somente testes destrutivos; 
 Exigem mão-de-obra altamente capacitada; 
 Ás vezes são necessários processos de cura (forno); 
 Exigem limpeza minuciosa; 
 Exigem preparação das superfícies a serem unidas. 
 
A soldagem pode ser dividida de modo geral em dois grandes grupos de 
operações: soldagem por fusão ou soldagem por pressão (deformação), e cada tipo se 
subdivide ainda em uma extensa lista de procedimentos de soldagem existentes, de 
acordo com suas peculiaridades conforme mencionado. A quantidade total é um 
número dinâmico, pois vários outros processos estão em constante desenvolvimento 
em nível de pesquisa e projetos para breves inserções no mercado de soldagem. A 
ilustração 7 apresenta um breve resumo dos tipos de procedimentos disponíveis. 
 
Figura 7 - Principais tipos de procedimento de soldagem 
 
 
 
 
8 
 
Dentre estes, os processos de soldagem a arco, que será adotado no 
procedimento experimental deste trabalho, são os de maior importância industrial na 
atualidade. Devido à tendência de reação do material fundido com os gases da 
atmosfera, a maioria dos processos de soldagem por fusão utiliza algum meio de 
proteção para minimizar estas reações. 
A figura 8 mostra as variáveis envolvidas no processo de soldagem, observa-se 
que para ter um bom resultado no processo deve-se levar em conta principalmente o 
tipo de processo utilizado, o material e a sequência de realização da solda. 
 
Figura 8 - Variáveis que influenciam no procedimento de soldagem 
 
Após a operação de soldagem é necessário inspecionar e verificar as 
propriedades das juntas soldadas, de acordo com o critério de aceitação da norma 
adotada. Os principais métodos de ensaio não destrutivos (END) aplicados com esta 
finalidade podem ser de quatro tipos: líquido penetrante, partícula magnética, 
ultrassom e raio-x, além do ensaio visual que é considerado como um teste básico 
que precede a todos os outros END’s. Conforme o nome indica, estes testes não 
alteram as características físicas, mecânicas ou dimensionais e não interferem na vida 
útil da peça. Cada método apresenta grau de complexibilidade e custos relacionados 
bem diferentes, assim como seu nível de abrangência da solda, e por isso, de acordo 
com o processo, solda, equipamento e outras circunstâncias a serem verificadas um 
método será mais aplicável. A escolha dos ensaios não destrutivos está diretamente 
relacionada às características das descontinuidades. 
 
9 
 
Algumas definições de conceitos são importantes para compreensão do 
procedimento da soldagem, muitas vezes envolvendo o entendimento da 
nomenclatura e siglas apropriadas. Algumas destas importantes terminologias podem 
ser vistas a seguir: 
Material de Base (MB): É o material que sofre o processo de soldagem, e, 
portanto, constitui as partes a unir. 
Material de Adição (MA): É o material que será usado como enchimento no 
processo de soldagem, capaz de preencher a região livre entre as superfícies a serem 
unidas. Este material é da mesma natureza das partes e será usado para assegurar a 
continuidade de propriedades no caso da soldagem por fusão, de chapas ou peças 
relativamente espessas. 
 
Figura 9 - Procedimento de soldagem e terminologia adotada 
 
Poça de fusão (PF): Região em fusão, a cada instante, durante uma soldagem. 
Zona termicamente afetada (ZTA): É a região da solda que não se fundiu 
durante a soldagem, porém teve sua microestrutura e propriedades alteradas devido 
ao calor induzido pela soldagem ou operações de corte. 
 
Figura 10 – Terminologia de soldagem: poça de fusão, zona termicamente afetada e metal base 
 
 
10 
 
Junta: Região entre duas ou mais peças que serão unidas. Classificação em 
alguns tipos de juntas, porém, mais a mais comumente juntas de topo, que pode ser 
ainda de penetração total ou parcial. 
Chanfro: Corte efetuado na junta para possibilitar/facilitar a soldagem em toda a 
sua espessura. 
Raiz: Região mais profunda do cordão de solda conforme ilustrado na figura 11. 
Tende a ser a região mais propensa à formação de descontinuidades em uma solda. 
Face: Superfície oposta à raiz da solda conforme ilustrado na figura 11. 
Passe: Depósito de material obtido pela progressão sucessiva de uma só poça 
de fusão. Uma solda pode ser feita em um único ou em vários passes conforme 
ilustrado na figura 11. 
Camada: Conjunto de passes localizados em uma mesma altura no chanfro 
conforme ilustrado na figura 11. 
Reforço: Altura máxima alcançada pelo excesso de material de adição, medida 
a partir da superfície do material de base conforme ilustrado na figura 11. 
Margem: Linha de encontro entre a face da solda e a superfície do metal de 
base conforme ilustrado na figura 11. 
 
11 
 
 
Figura 11 - Procedimento de soldagem e terminologia adotada 
 
3.1.1. Soldagem a Arco Elétrico com Arame Tubular 
O processo de soldagem escolhido para ser adotado no procedimento deste 
projeto foi a soldagem a arco elétrico com arame tubular. A utilização deste processo 
tem apresentado um aumento em razão de ser mais produtivo que a soldagem com 
eletrodos revestidos e também devido ao desenvolvimento de novos tipos de 
consumíveis, que tornou possível soldar em qualquer posição e com qualquer tipo de 
junta. Sua aplicação é notável nas indústrias nuclear e naval. 
Este processo de soldagem, também conhecido pela sigla FCAW (Flux-cored 
Arc Welding), é definido como sendo um processo de soldagem por fusão, onde o 
calor necessário para ligação das partes é fornecido por um arco elétrico estabelecido 
entre a peça e um arame alimentado continuamente. Em algumas situações pode 
utilizar gás de proteção durante a soldagem e ainda, com ou sem proteção gasosa, 
este processo pode ser do tipo semi-automático ou automático. 
 
12 
 
A soldagem com arame tubular apresenta uma camada de escória que deve ser 
removida antes que um novo cordão seja executado. O tipo de arame utilizado 
condiciona a consistência e a aderência da escória; assim, existem escórias que se 
partem ao esfriar e se destacam facilmente do cordão, enquanto que outras aderem 
de tal modo ao cordão que precisam ser quebradas por meios mecânicos. 
A escolha do arame tubular para soldagem segue as normas AWS que 
consideram fatores como soldagem monopasse ou multipasse, uso ou não de gás 
protetor, tipo de corrente, posições de soldagem e propriedades mecânicas desejadas 
para o cordão de solda. O fluxo contido dentro do arame é responsável pela proteção 
do arco e do cordão de solda e pode ser complementado por um fluxo de gás 
fornecido por fonte externa conforme mencionado. Esta proteção gasosa é realizada 
na maioria das vezes utilizando CO2 e em alguns casos podem-se utilizar misturas 
específicas. 
No caso de soldagem com arame autoprotegido, a própria fusão, a queima, a 
formação de escória e a vaporização dos elementos do fluxo são suficientes para 
proteger a poça de fusão e o arco elétrico. 
 
Figura 12 - Desenho esquemático da soldagem a arco elétrico com arame tubular 
 
Resumidamente é um processo semelhante ao processo MIG/MAG, diferindo 
deste pelo fato de possuir um arame no formato tubular, que possui no seu interior um 
fluxo composto por materiais inorgânicos e metálicos que possuem várias 
funções, entre as quais a melhoria das características do arco elétrico, a transferência 
do metal de solda a proteção do banho de fusão e em alguns casos a adição 
de elementos de liga, além de atuar, como mencionado, na formação de escória.13 
 
A soldagem com arame tubular apresenta as seguintes vantagens perante 
outros processos de soldagem: 
 Alta produtividade; 
 Alta taxa de deposição do metal de solda; 
 Soldagem pode ser executada em todas as posições; 
 Requer menos limpeza antes da soldagem que o GMAW; 
 Distorção reduzida sobre o SMAW; 
 Uso de eletrodos autoprotegidos elimina a necessidade do uso de 
aparelhos de gás além de ser mais tolerante para condições ao ar livre; 
 Alta tolerância com relação a contaminantes que podem originar trincas; 
 Resistente a trincas do cordão. 
 
3.2. Tensões Residuais de Soldagem 
Tensões residuais podem ser definidas como qualquer tensão que existe no 
volume de um material sem aplicação de carga externa. Tais tensões influenciam 
substancialmente nas características de resistência mecânica e no funcionamento dos 
elementos da estrutura, podendo contribuir para o surgimento de trincas. Portanto, 
para preservação da segurança e da capacidade de trabalho dos elementos da 
estrutura é fundamental o entendimento do surgimento e atuação dessas tensões. 
As tensões residuais provenientes da soldagem são tensões residuais internas 
em equilíbrio, que permanecem na estrutura após a realização de uma operação desta 
magnitude. São tensões geradas por escoamentos parciais localizados que ocorrem 
durante o ciclo térmico de soldagem, e podem surgir tanto no metal depositado, zona 
termicamente afetada e/ou metal base próximo ao cordão de solda, com variação 
significante no seu valor absoluto (tanto tensões de compressão como de tração). 
No geral, as tensões residuais de soldagem surgem como consequências dos 
seguintes fatos: 
 Contração no resfriamento de regiões diferentemente aquecidas e 
plastificadas durante a operação de soldagem; 
 
14 
 
 Resfriamento superficial mais intenso; 
 Transformações de fase. 
A contração no resfriamento de regiões diferentemente aquecidas e plastificadas 
durante a operação de soldagem normalmente representa a principal fonte de tensões 
residuais. O nível de tensões varia ainda com o grau de restrição da estrutura na 
direção considerada. Na maioria dos casos, a restrição é total na direção longitudinal 
do cordão de solda. Não dispondo de rigidez suficiente, as peças se deformam, 
tendendo a aliviar as tensões residuais através de escoamentos parciais localizados. 
Estas deformações são proporcionais à extensão da zona plastificada. A distribuição 
das tensões, considerando apenas as tensões de contração, pode ser vista na figura 
13. 
 
Figura 13 - Terminologia e distribuição de tensões residuais de uma solda 
 
Tensões residuais também surgem devido ao resfriamento mais rápido da 
superfície, pois o processo de resfriamento não é homogêneo ao longo da espessura, 
a superfície resfria-se mais rapidamente do que o interior. Desta forma, além do 
gradiente de temperatura nas direções longitudinal e transversal ao cordão de solda, 
será também estabelecido um gradiente de temperatura ao longo da espessura da 
 
15 
 
peça. Este gradiente de temperatura poderá ocasionar deformação plástica localizada 
e, consequentemente, tensões residuais ao longo da espessura. Ocorrerá um nível 
elevado de tensões residuais deste tipo quando a junta soldada apresentar elevado 
gradiente de temperatura ao longo da espessura (no caso de chapas espessas), e 
baixo limite de escoamento nesta faixa de temperatura. Se o resfriamento mais rápido 
da superfície fosse a única fonte de tensões residuais, tensões compressivas seriam 
obtidas na superfície e, em equilíbrio, tensões trativas seriam obtidas no interior. 
A distribuição de tensões residuais transversais, devido somente ao efeito de 
resfriamento mais rápido da superfície, ao longo do eixo, é observado na figura 14b. 
 
Figura 14 - Representação esquemática da variação de tensões residuais transversais (𝛔𝐭) 
mostrando a superposição linear dos efeitos a) contração (C); b) resfriamento superficial mais 
intenso (R); c) transformação de fase (T); d)C+R; e)C+R+T f)C+T; 
 
Tensões residuais devido às transformações de fases na solda ocorrem porque 
a transformação de fase da austenita para ferrita, bainita, perlita ou martensita, ocorre 
com variação de volume decorrente de mudanças no arranjo cristalino. Desta forma, 
numa junta soldada, o material da zona fundida e da zona termicamente afetada (ZTA) 
que sofre transformação de fase tenderá a se expandir, o que será impedido (pelo 
 
16 
 
menos na direção longitudinal da solda) pelo restante do material frio e não 
transformado. Explica-se então a geração de tensões residuais de compressão na 
região transformada. A distribuição de tensões residuais transversais na superfície, 
devido somente à transformação de fase, é mostrada na figura anterior 14c. A 
superposição das tensões residuais transversais devido à contração, resfriamento 
mais rápido da superfície e transformação de fase, é mostrada figura anterior 14e). 
O estado de tensões na área do cordão de solda não é o mesmo, como foi 
mostrado na figura 14. Ele depende muito da espessura das chapas soldadas e das 
condições de resfriamento, conforme mostrado para diferentes casos na figura 15. 
 
Figura 15 - Tensões de solda em aço: a) espessura 2,5 mm resfriamento com ar, b)espessura de 10 
mm resfriamento com ar, c) espessura 2,5 mm resfriamento com água. 
 
17 
 
 
Existem diversos métodos para medição destas tensões, e estes podem ser 
divididos nos seguintes dois grupos: 
 Métodos destrutivos; 
 Métodos não-destrutivos. 
Nos métodos do grupo destrutivo, como o nome já indica, a medição é 
acompanhada de destruição parcial ou total da peça. Enquanto que os métodos do 
grupo não-destrutivos permitem manter a forma e dimensões originais da estrutura, 
permitindo também com isso medições repetidas durante o processo de medição a ser 
executado. 
Entre os métodos destrutivos mais comuns pode-se citar: método da 
amostragem, método da trepanação, método da perfuração e método da remoção de 
camadas. E os principais métodos não-destrutivos consiste em: métodos magnéticos, 
métodos acústicos, métodos elétricos e métodos de raio-X, que será adotado na 
atividade experimental deste trabalho. Cada técnica possui suas particularidades, 
vantagens e restrições, cabe analisar perante cada situação qual o método adequado 
para uma aplicação correta. 
O uso dessas técnicas traz consequências positivas, pois o conhecimento da 
distribuição e magnitude das tensões possibilita fazer estimativas sobre a resistência 
estrutural, visto que as tensões e às distorções residuais constituem um sério 
problema na construção naval. 
 
3.3. Tratamentos de Alívio de Tensões 
Já relatada a importância da soldagem na cadeia produtiva de um navio, e 
também o fato deste processo ser um dos principais fatores gerador de tensões 
residuais e distorções, que podem vir a trazer consequências indesejáveis à estrutura, 
os tratamentos de alívio de tensões são vistos como de extrema importância e 
desafiador às empresas fornecedoras deste serviço. 
As tensões residuais podem ter sua origem em diversas causas, e não sendo 
sempre possível controlar e suprimir o surgimento das tensões residuais durante o 
processo de fabricação, o procedimento de alívio das tensões assim como o nome já 
 
18 
 
diz é aplicado posteriormente para diminuir o nível das tensões e/ou redistribuí-las de 
maneira mais uniforme. 
Diversos métodos para alívio de tensões são oferecidos hoje em dia no 
mercado, todos com o objetivo em comum de reduzir uma das principais dificuldades 
do setor que são as já mencionadas distorções. Estes podem variar desde tratamentos 
térmicosa métodos com vibração ou mecânicos conhecidos como martelamento, 
porém cada um com suas particularidades, tanto positivas quanto negativas, e 
devendo, portanto ser estudada sua aplicabilidade perante cada caso desejado. 
O tratamento em questão neste trabalho é o tratamento mecânico de Shot 
Peening apresentado a seguir, e mais em seguida outros tipos de tratamentos também 
disponíveis serão abordados em nível de comparação. 
 
3.3.1. Shot Peening 
Processo de shot peening é um dos pós-tratamentos, também conhecido como 
martelamento, utilizado para alívio das tensões de soldagem. Este método consiste 
em um processo mecânico de trabalho a frio, amplamente utilizado nas indústrias nos 
dias atuais, de custos relativamente baixos. 
 
Figura 16 - Máquina industrial de shot peening 
 
Basicamente, o procedimento consiste no jateamento da superfície da peça por 
granalhas aceleradas com velocidades controladas. Estas granalhas adotadas 
usualmente são partículas esféricas metálicas, de cerâmica ou ainda de vidro. 
 
19 
 
Neste processo cada granalha golpeia o material na superfície, como um 
“martelo”, provocando com este impacto a formação de um pequeno sulco/deformação 
sobre a superfície tratada, e na região exatamente abaixo deste impacto o surgimento 
de um volume de material deformado plasticamente a frio, figura 17. Considerando um 
fluxo contínuo na aplicação destas granalhas ocorre então uma sobreposição destas 
regiões encruadas, desenvolvendo-se uma camada regular de metal com tensão 
residual compressiva. A metalurgia mecânica estabelece que a propagação das 
trincas necessita de tensões de natureza contrária, ou seja, de tensões trativas, e 
assim as falhas por fadiga mecânica ou por corrosão tem o seu avanço e/ou 
surgimento prejudicado. O choque das partículas com a superfície do material tratado 
pode gerar uma camada de tensões compressivas de até 80% do limite de 
escoamento ou 60% da tensão de resistência máxima do material. 
Deste modo as tensões de compressão, introduzidas na superfície pelo shot 
peening, são de extrema importância agindo de modo a proporcionar uma espécie de 
barreira para a propagação de trincas e, de uma maneira geral, aumentos 
consideráveis na vida útil das peças tratadas. 
 
Figura 17 - Zona de compressão formada pelo impacto do shot peening 
 
Além da possibilidade em vista de induzir uma distribuição desejável das tensões 
residuais de compressão numa camada sub-superficial, entre os principais fatores 
benéficos do shot peening são considerados o endurecimento das camadas 
superficiais do material tratado, refinamento de grãos, uniformização dos valores das 
tensões residuais na superfície e aumento na resistência à corrosão. 
 
20 
 
O perfil “ideal” da distribuição das tensões residuais esperado de um tratamento 
por shot peening numa cama sub-superficial é apresentado na figura 18. Esta 
distribuição é caracterizada por um valor da tensão de compressão na superfície 𝜎𝑠 
que é constante em qualquer direção, um valor máximo da tensão de compressão 𝜎𝑡 
introduzido conforme esperado, e sua profundidade ℎ𝑐 no qual a compressão atinge 
seu valor máximo e por fim a profundidade da camada sub-superficial atingida. 
 
Figura 18 – Perfil ideal da distribuição das tensões induzidas por shot peening 
 
A profundidade das tensões obtidas com o shot peening varia entre 0,03 e 2 
milímetros do material. A eficácia do processo, assim como a profundidade da camada 
resultante são fortemente dependentes de vários fatores do processo de aplicação de 
shot peening que irão influenciar no resultado, entre eles, velocidade, tamanho e 
material das granalhas lançadas contra superfície e seu ângulo de impacto, tempo de 
aplicação e percentual de cobertura. A propriedade do material é mais um fator que 
influencia no resultado de shot peening, por exemplo, o mesmo procedimento resulta 
numa distribuição completamente deferente para dos materiais com dureza diferente. 
 
21 
 
 
Figura 19 – Exemplo de uma aplicação do jateamento das granalhas em uma peça 
 
O Shot Peening ainda que vastamente divulgado pelas indústrias em processos 
automatizados possui a vantagem da existência da sua aplicação manual, sendo esta 
de fácil manuseio e podendo ser levado até as peças a serem tratadas, eliminando 
possíveis custos com o transporte da peça. Exemplo desta aplicabilidade são os 
grandes blocos de navio da construção naval. 
A eficiência do tratamento é controlada de maneira indireta e relativa, utilizando 
o método de Almen, que parte do princípio de que deformações iguais em chapas 
padronizadas correspondem às aplicações com iguais intensidades. Neste método, 
são utilizados três tipos de plaquetas padronizadas, uma tira é colocada em um 
dispositivo paralelamente ao componente a ser tratado. Durante o processo, as 
esferas induzem simultaneamente tensões residuais na tira, a qual se deforma no 
formato de um pequeno arco. Após o processo, é medida a altura do arco da tira e 
através de uma tabela de conversão obtém-se o valor de intensidade Almen. 
 
22 
 
 
Figura 20 - Desenho esquemático do método de Almen 
Existem ainda diferentes modificações do processo de shot peening, entre elas 
os processos de stress peening e peen forming, quando a peça submetida ao 
tratamento por shot peening é pré-tencionada e, consecutivamente, pré-deformada. 
Neste caso a superfície submetida ao shot peening encontra-se no estado de tração 
elástica por tensões atuantes (não residuais) externas. E também o lazer peening em 
que um único “tiro” de alta energia repetido várias vezes na superfície da peça causa o 
mesma efeito de compressão causado pelo impacto das partículas no shot peening 
tradicional. 
 
3.3.2. Outros Tratamentos de Alívio 
Uma outra forma de minimizar as tensões oriundas do processo de soldagem, ou 
seja, aliviá-las, é pela utilização do tratamento térmico de alívio de tensões (TTAT) 
que, como o próprio nome já sugere, consiste em uma operação de aquecimento da 
peça de trabalho, utilizando, por exemplo, um forno, após a conclusão da operação de 
soldagem. 
A temperatura de aquecimento na peça deve ser inferior à temperatura crítica de 
transformação do material, ou seja, antes que ocorra alguma mudança de fase. Depois 
de atingida essa temperatura, a peça é mantida aquecida durante um determinado 
tempo, denominado tempo de patamar ou de encharque. É importante que a peça 
atinja a temperatura uniformemente em todo seu comprimento. Segue-se então para o 
 
23 
 
resfriamento uniforme e controlado da peça, geralmente a uma taxa relativamente 
baixa. O gráfico 1demonstra as principais etapas operacionais do alívio de tensões. 
 
Gráfico 1 - Gráfico de temperaturas para TTAT 
 
Os principais parâmetros para se definir um Tratamento Térmico de Alívio de 
Tensões como taxa de aquecimento (TA), o tempo e a temperatura de patamar e a 
Taxa de Resfriamento (TR) são definidos com o auxílio de normas internacionais. 
Basicamente que neste tipo de tratamento ocorre que ao se aquecer um material 
a tensão de escoamento do material se torna muito baixa, de modo a não suportar as 
tensões internas dos componentes e o material se deforma, aliviando a tensão. O fato 
de o processo ser controlado faz com que não haja geração de tensão durante o 
processo de resfriamento, garantindo assim restar um menor nível de tensão residual 
ao final da aplicação do tratamento. 
 
Gráfico 2 - Variações das tensões durante TTAT 
 
24 
 
Os principais objetivos do TTAT são: 
 Aumento da ductilidade; 
 Diminuição da dureza tanto da zona fundida quanto da zona 
termicamente afetada; 
 Redução deempeno; 
 Aumento da resistência à fadiga; 
 Aumento da resistência à corrosão sob tensão. 
Por outro lado, esse método requer alto investimento em equipamentos e custos 
relacionados ao alto consumo de energia, além do inconveniente do uso de peças de 
grandes dimensões devido às limitações de tamanho dos fornos disponíveis e as 
distorções que podem ocorrer nas estruturas e componentes tratados. O seu uso 
também é restrito a estruturas homogêneas. 
Por fim, um segundo tratamento que vem se destacando é o de alívio de tensões 
por vibração mecânica, caracterizado por ser um método com custo inferior em 
relação aos tratamentos térmicos e também por ser aplicável em materiais com 
estruturas heterogêneas. 
O alívio de tensões por vibração mecânica é um método baseado na 
ressonância vibratória, em que as peças são submetidas a vibrações de baixa 
frequência por um período de tempo. Essa energia aplicada é capaz de gera um 
estado de deformação plástica em determinadas partes da estrutura, que realinha a 
estrutura cristalina para que as tensões residuais sejam reduzidas a um nível mais 
baixo, ou seja, aliviando-as. Este método é bastante flexível, pois em alguns casos sua 
aplicação não depende da paralisação do equipamento que contém a parte a ser 
tratada, o que representa uma das suas principais vantagens, senão a principal. 
Este novo método possui algumas outras relevantes vantagens quando 
comparado com os tratamentos térmicos, pois além de não alterar as propriedades 
mecânicas, as tensões não reaparecem. Os tratamentos por vibração mecânica 
apresentam custos até 90% inferiores, com utilização de apenas 1% da energia 
empregada nos tratamentos térmicos convencionais e duração aproximada de 30 
minutos. 
 
25 
 
No entanto, a falta de compreensão completa do fenômeno é a principal 
limitação para a aplicação deste tratamento em larga escala, estando ainda em 
pesquisa a influência dos parâmetros de vibração nos resultados, tais como o tipo e a 
frequência de excitação. 
 
3.4. Tensões Residuais Pré-Existentes 
Na maioria dos trabalhos experimentais dedicados ao estudo dos efeitos de shot 
peening os autores não apresentavam nenhuma informação sobre estado inicial das 
tensões residuais. Porém, o conhecimento deste estado inicial proporciona um quadro 
mais completo do processo de distribuição das tensões de shot peening, 
especialmente quanto se trata de comparação dos resultados do mesmo procedimento 
para peças diferentes. 
Em estudo prévio realizado buscou-se estudar as tensões residuais induzidas 
por shot peening em peças com tensões residuais pré-existentes de compressão, 
especificamente, as tensões pré-existente de origem térmica. 
Para tal, foram utilizados corpos de prova de tamanho 300 x 35 x 6 milímetros 
confeccionados de aço carbono SAE 1020. Primeiro os corpos de prova foram 
submetidos ao tratamento térmico de alívio das tensões, que resultou numa 
redistribuição uniforme das tensões residuais na faixa de 40 Mpa, observada na 
superfície dos corpos de prova e numa camada sub-superficial com profundidade de 
até 0.20 milímetros. 
Após o alívio das tensões, um dos corpos de prova foi submetido ao processo de 
cementação. Observou-se que os valores das tensões residuais e sua distribuição 
com profundidade são diferentes na direção longitudinal e transversal para material 
com mesma dureza. Podemos atribuir este resultado ao fato que os processos 
térmicos durante cementação ocorreram de maneira diferente nestas direções por 
causa da geométrica alongada do corpo de prova. Observou-se também que este 
processo modificou as características do material aumentando o seu limite de 
escoamento e as tensões resíduas de compressão atingiram o valor de -350MPa. 
Os dois corpos de prova, com e sem cementação, foram submetidos ao mesmo 
tratamento por shot peening utilizando equipamento GP-9075 em regime manual, com 
granalha de aço esférica S-110, intensidade Almen 0.003”C, cobertura de 100%, 
pressão do ar 100 PSIG e ângulo de jato 90 graus. As tensões residuais de 
 
26 
 
compressão induzidas por shot peening na superfície da amostra cementada ficaram 
iguais em ambas às direções, longitudinal e transversal, com valor de -380MPa, 
embora existisse uma diferença significativa na sua distribuição antes do shot peening. 
As tensões residuais de compressão de shot peening atingiram o valor maior de -
770MPa, na direção transversal, e o valor de -680MPa na direção longitudinal. O fato 
que as tensões resíduas chegaram a estes valores de compressão bem elevados está 
atribuído, além de endurecimento pela cementação, ao efeito de endurecimento da 
camada superficial por deformação mecânica, que pode ser observado também na 
amostra sem cementação, aonde a tensões máximas de compressão chegam até -
330MPa, valor acima do limite de escoamento do material do corpo de prova no seu 
estado original. 
A comparação das tensões de shot peening nos corpos de prova com e sem 
cementação mostra o efeito esperado da dureza do material na distribuição das 
tensões residuais. A localização do ponto de tensão máxima compressiva para corpo 
de prova cementado encontra-se mais próximo da superfície do que no caso do corpo 
de prova sem cementação. Observou-se que na profundidade 0.16 - 0.20 mm os 
valores das tensões residuais do corpo de prova cementado chegam aos mesmos 
níveis das tensões do corpo de prova sem cementação. Estes resultados podem ser 
vistos no gráfico 3. 
 
27 
 
 
Gráfico 3 - Distribuição das tensões residuais numa camada sub-superficial dos corpos de prova 
em relação à profundidade. (1) corpo de prova sem cementação; (2) e (3) corpo de prova após a 
cementação, tensões na direção longitudinal e transversal, respectivamente. 
 
Portanto, efeito da presença das tensões de compressão pré-existentes deve ser 
considerado com um dos fatores que influenciam na distribuição final das tensões 
residuais de shot peening de mesma maneira como contribuem nesta distribuição as 
características do material e parâmetros do próprio processo de shot peening aplicado, 
e por isso foi levado em consideração no tema principal do trabalho a ser apresentado 
neste relatório. Considerando a aplicação do shot peening em peças que possuem 
tensões residuais de soldagem, como tensões pré-existentes, neste trabalho 
estudamos o efeito do shot peening, levando em consideração o fato que o próprio 
campo das tensões pré-existentes de soldagem varia com tempo. 
 
 
28 
 
3.5. Métodos e Equipamentos de Medição 
3.5.1. Raystress 
Os valores absolutos das tensões residuais foram medidos com o equipamento 
portátil de raios-X, chamado Raystress. Este é um equipamento de tecnologia não 
destrutiva caracterizado pelo seu tamanho portátil e peso reduzido, que lhe 
proporciona a vantagem de realizar medições em praticamente qualquer condição de 
campo, superfície de peças de geometria complexa e em locais de difícil acesso. 
O método utilizado por este equipamento consiste em uma dupla exposição e 
radiação K do Cr, técnica esta amplamente testada e utilizada com sucesso durante 
vários anos em diferentes aplicações industriais. 
O equipamento Raystress, figura21, apresenta as seguintes partes incluídas 
como componentes deste equipamento: 
 Unidade de controle com fonte de alta tensão, que permite 
monitoramento e o ajuste do nível de potência de alimentação do tubo de raios-X; 
 Fonte de alta tensão e tubo de raios-X. Uma das qualidades do 
equipamento é que o tubo de raios-X é acoplado à fonte de alta tensão. A tensão e a 
corrente de trabalho da fonte de raios-X são de 25 kV e 1,5 mA, respectivamente. O 
tubo de raios-X possui dois anodos de cromocom resfriamento ao ar, e produz dois 
feixes convergentes de raios-X para realizar a técnica de duas exposições de 
medição de tensões por raios-X. O ângulo de convergência dos feixes de raios-X é 
de 50 graus; 
 O suporte magnético permite instalar o equipamento diretamente na 
peça analisada e ajustar o equipamento na posição de exposição; 
 O colimador com cassete para filme de raios-X. Duas janelas no 
cassete permitem captar partes das linhas difratadas no intervalo angular de 2𝜃 de 
148 a 164 graus. 
 
29 
 
 
Figura 21 – Equipamento Raystress 
 
Os princípios da tensometria por raios-X se baseiam, por um lado, na teoria de 
difração de raios-X para materiais cristalinos, e por outro – em mecânica dos materiais 
e, em particular, na teoria da elasticidade do corpo sólido. Os valores das tensões são 
definidos a partir da deformação da estrutura cristalina causada pela ação destas 
tensões. As deformações são medidas por sua vez, conforme lei de Bragg: 2 𝑑 sin 𝜃 =
𝜆, através do deslocamento da linha de difração. 
Os princípios de técnica de dupla exposição, usada para medição de tensões 
utilizando o equipamento portátil descrito acima, baseiam-se na determinação de duas 
componentes de deformação:ℰ𝜑, 𝜓1 e ℰ𝜑, 𝜓2. Sendo a deformação é determinada por 
meio da fórmula: 
ℰφ,ψ =
1 + υ
E
σφ. seno
2ψ −
ν
E(σ1 + σ2)
 (1) 
 
Logo a diferença entre duas componentes da deformação fica: 
ℰφ, ψ2 − ℰφ, ψ1 =
1 + υ
E
σφ. (seno
2ψ2 − seno
2ψ1) (2) 
Onde: 
 
30 
 
E = constantes elásticas do material; 
ψ e φ = ângulos polar e azimutal respectivamente; 
σφ = Componente medida de tensão; 
σ1 e σ2 = São as tensões principais; 
 
Da equação (2) a componente medida de tensão (σφ), se torna: 
σφ =
E
1 + ν
 .
ℰφ,ψ2 − ℰφ,ψ1
seno2ψ2 − seno2ψ1
 (3) 
 
 Derivando a lei de Bragg, tem-se: 
ℰφ,ψ =
dφ,ψ − d0
d0
= ctg θ0(θφ,ψ − θ0) (4) 
 
 Onde: 
dφ,ψ , d0 = distancias entre planos para materiais com e sem tensão 
respectivamente; 
θφ,ψ , θ0 = ângulos de difração para materiais com e sem tensão 
respectivamente; 
 
 Usando as fórmulas (3) e (4), tem-se: 
σφ =
E
1 + ν
 .
ctg θ0(θφ,ψ2 − θφ,ψ1)
seno2ψ2 − seno2ψ1
 (5) 
 
Desta maneira, para determinar qualquer componente da tensão é necessário 
medir os ângulos de difração correspondentes às reflexões dos planos cristalinos com 
normais caracterizadas por ângulos 𝜓1 e 𝜓2. 
 
31 
 
 
Figura 22 - Esquema de medição de tensões com o equipamento portátil 
 
Os ângulos usados no equipamento são ψ1 = 0 graus e ψ2 = 50 graus e para se 
medir as tensões é usada geometria de “ψ - goniômetro”, figura 22. A precisão da 
medição do valor absoluto da tensão por equipamento utilizado neste trabalho é de 
±10MPa. 
 
3.5.2. Stressvision 
Para o mapeamento do estado das tensões foi utilizado um equipamento 
magnético portátil, que emprega o efeito inverso de magnetostrição, com sensor do 
tipo MAS (sensor magneto-anisotrópico). O efeito inverso de magnetostrição consiste 
na variação de magnetização do material ferromagnético sujeito às tensões 
mecânicas, devido às mudanças na estrutura dos domínios magnéticos. 
O equipamento utilizado, figura 23, é composto por: 
 Sensor de tipo MAS (diâmetro 20 mm); 
 Unidade de controle; 
 Computador portátil para visualização dos resultados em tempo real. 
 
 
32 
 
 
Figura 23 – Equipamento Stressvision 
 
O sensor MAS utilizado tem duas bobinas na forma de U, posicionadas entre si 
nas posições ortogonais. Uma delas é a da indução (magnetização), a outra é a da 
detecção. A bobina de indução produz uma onda eletromagnética que, passando pelo 
material, gera uma onda refletida, captada pela bobina de detecção. Seja uma onda 
senoidal com intensidade do campo magnético H0 e frequência ω transmitida na 
diração do eixo z ortogonal à superfície do metal. Para semi-espaço ferromagnético 
com permeabilidade magnética μ temos a intensidade do campo magnético Η na 
profundidade z. 
Η = Η0 . exp(𝑖𝑘𝑧) 
Onde: 
𝑘 = 
𝑖 + 1
𝛿
 
𝛿 = 𝐶√2𝜋𝜇𝜔 
 
Consideramos que o ângulo 𝛼 entre a direção do Η e uma das direções de 
tensão mecânica principal é de 45 graus. 
 
33 
 
 
Figura 24 – Esquema do funcionamento do sensor magneto-anisotrópico. 
 
O fluxo magnético registrado pela bobina de detecção é proporcional à projeção 
do vetor da indução magnética Β na direção entre os polos da bobina. A força 
eletromotriz induzida na bobina de detecção fica: 
dU = Μ (Βx − Βy). exp(ikz) dz 
Onde: 
Μ = Coeficiente que caracteriza as propriedades do metal analisado; 
 
Integrando com relação à espessurahda camada, encontramos o sinal captado 
pela bobina de detecção: 
U = 
ΜΗ
2
∫ (μx
h
0
(z) − μy(z)). exp (2ikz) dz 
 
Com a variação da tensão mecânica σ variam também as permeabilidades 
magnéticas na direção longitudinal μx e transversal μy. Esta variação é proporcional a 
σ, ou seja: 
μx − μy = β. σ 
Onde: 
β = Constante do material; 
 
34 
 
Assim, para voltagem captada pelo sensor temos: 
U = A ∫ σ(z)
h
0
. exp (2ikz) dz 
Onde: 
A = Constante específica do sensor; 
 
Desta maneira, o sensor registra o valor σreg da desmodulação em amplitude da 
onda com frequência ω utilizada posteriormente para encontrar a diferença entre os 
valores das tensões principais, cujo módulo é igual ao valor dobro da tensão 
cisalhante máxima, utilizada diretamente no critério do escoamento de Tresca-Guest. 
σreg = 
∫ σ(z)
h
0
. exp (2ikz) dz
∫ exp (2ikz) dz
h
0
 
 
4. Procedimento Experimental 
Para o procedimento experimental foi realizado uma parceria com o estaleiro 
EISA, na Ilha do Governador/RJ. A primeira etapa, que antecedeu os testes, foi a 
preparação de dois corpos de prova a serem utilizados. Para tal foi utilizado chapas de 
aço AWS A5.20 com 10 milímetros de espessura utilizadas na construção naval, 
cortadas no formato quadrado e com dimensões 400 x 400 milímetros. Em seguida 
em cada uma das chapas foi realizado o corte de um furo vazado localizado em seu 
centro e de formato retangular no tamanho 190 x 20 milímetros, de acordo com as 
figuras 25 e 26. 
 
35 
 
 
Figura 25 - Preparação do corpo de prova no EISA 
 
 
Figura 26 - Corpo de prova com solda de reparo 
 
 
 
36 
 
A segunda etapa consistiu na aplicação da solda de reparo fechando o furo 
central da chapa, realizada por profissionais da soldagem do estaleiro. A solda de 
reparo foi executada utilizando processo de soldagem a arco com arame tubular 
(FCAW – Flux Cored Arc Welding), conforme processo descrito no item 3.1.1, com a 
máquina MIG 408-T da marca ESAB, arame de solda E71T-1C de diâmetro 1.2 mm e 
gás ativo de proteção CO2, figura 27. 
 
Figura 27 - Equipamento de soldagem 
 
A soldagem foi realizada com backing cerâmico, tendo um passe de raiz e dois 
passes de face seguidos de passe de acabamento. Para os três primeiros passes a 
voltagem e a velocidade de arame eram de 25,5V e 176 m/min, respectivamente, e 
para o passe de acabamento a voltagem era de 25,5V e a velocidade 168 m/min. 
Logo após o término da operação de soldagem apenas um dos corpos de prova 
foi encaminhado para a aplicação do tratamento de shot peening. Os parâmetros do 
shot peening aplicados no corpo de prova correspondem aos normalmente utilizados 
nos estaleiros para trabalhos de acabamento superficial das chapas e sua preparação 
para pintura, que são: 
 Grau de jateamento SA2 ½; 
 Grão angular; 
 GranometriaG40 angular; 
 Ângulo de jateamento de 90 graus. 
 
37 
 
Com esta aplicação deu-se fim ao procedimento experimental que havia sido 
proposto para este trabalho. As medições em ambos os corpos de prova foram 
realizadas no mesmo dia da soldagem e da aplicação do shot peening para a 
obtenção do resultado inicial, e novamente duas semanas depois para obtenção do 
resultado final. 
 
5. Resultados Experimentais das Medições 
As medições das tensões residuais nos dois corpos de prova foram realizadas 
segundo o método de raios-X descrito no item 3.5. Estas foram feitas na superfície 
frontal em pontos localizados no meio do corpo de prova, numa linha perpendicular ao 
cordão de solda na superfície frontal (direção A), e numa linha de continuação do 
cordão de solda para lado externo do corpo de prova (direção B), conforme mostrado 
na figura 28. 
 
Figura 28 - Localização dos pontos de medição das tensões resíduas de soldagem com relação à 
solda de reparo 
 
 
38 
 
Para cada uma das direções, A e B, as medições foram realizadas em três 
pontos do metal de base (pontos 1, 2 e 3) localizados conforme a figura 28 e também 
no metal depositado (ponto MD), na zona termicamente afetada (ponto ZTA), e metal 
base próximo ao cordão de solda (ponto MB), totalizando seis pontos de medição em 
cada direção. Em cada um desses pontos as tensões foram medidas na direção 
paralela ao cordão de solda (tensão longitudinal σL), na direção perpendicular ao 
cordão de solda (tensão transversal σT) e na direção diagonal entre estas duas (σ45). 
O processo de polimento eletrolítico foi aplicado em cada um dos pontos para 
uma remoção controlável das camadas superficiais e realização das medições de 
tensões residuais com profundidade. Com este polimento busca-se garantir a ausência 
das tensões mecânicas induzidas na superfície da chapa durante o processo de 
fabricação. A espessura da comada removida foi controlada com relógio comparador 
eletrônico. 
 
Figura 29 - Polimento eletrolítico sendo aplicado no primeiro dia 
 
 
39 
 
O mapeamento das tensões foi realizado através do método magnético, também 
descrito no item 3.5., em uma área de 360 x 360 milímetros, em 361 pontos da malha 
retangular com passo uniforme de 20 milímetros, conforme na figura 30. As medições 
foram feitas sobre área composta dos materiais com diferentes propriedades 
mecânicas e magnéticas (especificamente metal base, metal depositado e ZTA). Por 
esta razão, os resultados deste mapeamento têm caráter relativo para cada uma das 
partes da área mapeada. Além disso, mapeamento magnético envolve mais pontos de 
análise do que as medições feitas por raios-X. E, finalmente, o método magnético 
representa um valor médio na profundidade de até três milímetros sob a superfície, 
enquanto os resultados das medições pelo método de raios-X representam os valores 
superficiais absolutos das tensões. Por estas razões, os resultados do mapeamento 
foram utilizados neste trabalho somente para comparar entre si a evolução com o 
tempo das tensões residuais. 
 
 
Figura 30 – Corpo de prova com a malha de pontos desenhada 
 
 
40 
 
Quando se trata de análise das tensões residuais induzidas pelo tratamento de 
shot peening as seguintes condições devem ser avaliadas, de preferência, na 
sequência apresentada: 
 Uniformidade dos valores das tensões no ponto (uniformidade local). Na 
situação ideal, os valores das tensões em qualquer direção devem ser iguais; 
 Uniformidade dos valores das tensões em toda superfície tratada 
(uniformidade global). Na situação ideal, os valores das tensões não devem variar de 
um ponto para outro; 
 Os valores das tensões na superfície devem ser de compressão; 
 Perfil da distribuição das tensões com profundidade deve atingir a curva 
desejada, com valor máximo de compressão numa camada sub-superficial; 
O primeiro critério pode ser avaliado em termos da tensão cisalhante máxima, 
uma vez que, menores valores da tensão cisalhante máxima correspondem a uma 
maior uniformidade do campo das tensões no ponto. Por esta razão, os nossos 
resultados de medição dos valores absolutos das tensões são apresentados na forma 
de valores das tensões cisalhantes máximas. 
Medições pelo método de raios-X e mapeamento magnético foram realizadas no 
mesmo dia da soldagem e shot peening (resultados inicial), e duas semanas depois 
(resultado final). 
 
Figura 31 - Medição realizada após duas semanas 
 
 
 
41 
 
O mapeamento através do método magnético representa uma distribuição do 
fator de concentração da tensão cisalhante máxima. Observou-se nos resultados 
iniciais uma forma simétrica na distribuição das tensões residuais no corpo de prova e 
a localização dos pontos críticos das tensões no metal base ao longo das duas linhas, 
uma perpendicular ao cordão de solda e outra direcionada na sua continuação para o 
lado externo ao corpo de prova. Observou-se também a variação na posição das 
linhas de nível apresentadas no mapeamento, quando comparado o resultado inicial 
com final, figuras 32 e 33. 
 
Figura 32 - Solda de reparo com shot peening. Mapa de distribuição do fator de concentração da 
tensão cisalhante máxima. Resultado inicial. 
 
 
 
42 
 
 
Figura 33 - Solda de reparo com shot peening. Mapa de distribuição do fator de concentração da 
tensão cisalhante máxima. Resultado final. 
 
A distribuição inicial e final dos valores da tensão cisalhante máxima, nas posições A e 
B, para o corpo de prova submetido ao tratamento de shot peening está apresentada 
nos gráficos 4. Tanto na posição de medição A como na posição B, existe uma 
variação entre os valores iniciais e finais das tensões cisalhante máxima, sendo esta 
mais explicita no caso das tensões medidas na posição B. Na posição A, a diferença 
entre os valores inicias e finais é mínima, ou seja, o shot peening aplicado foi 
suficiente para uniformizar as tensões residuais superficiais de soldagem nos pontos 
localizados do lado esquerdo e direto do cordão de solda. Os resultados iniciais de 
medição das tensões apontam numa variação bem significativa dos valores da tensão 
cisalhante máxima na posição de medição B, porém os resultados finais mostram que 
 
43 
 
aconteceu uma redistribuição bastante visível destes valores e a variação deles ficou 
numa faixa de até 40MPa, bem próxima da faixa de variação para resultados de 
medição na posição A. 
 
Gráfico 4 - Distribuição inicial e final dos valores da tensão cisalhante máxima na posição A 
(acima) e B (abaixo) para corpo de prova submetido ao tratamento por shot peening 
 
 
 
44 
 
Os gráficos 5 e 6 mostram a distribuição inicial e final da tensão cisalhante 
máxima na posição A e B, para solda de reparo sem e com shot peening. O corpo de 
prova submetido ao shot peening apresenta tanto valores iniciais como valores finais 
das tensões cisalhantes máximas menores em comparação com corpo de prova sem 
shot peening. Comparando somente os resultados finais, podemos concluir que o 
corpo de prova com tratamento de shot peening apresenta distribuição mais uniforme 
das tensões cisalhante máximas, especificamente no caso dos pontos de medição 
localizados na posição B. 
 
Gráfico 5 - Distribuição da tensão cisalhante máxima na posição A, inicial (acima) e final (abaixo), 
para solda de reparo sem e com shot peening. 
 
45 
 
 
Gráfico 6 - Distribuição da tensão cisalhante máxima na posição B, inicial (acima) e final (abaixo), 
para solda de reparo sem e com shot peening. 
 
46 
 
As medições das tensões residuais com profundidade foram realizadas no ponto 
localizado na posição A-2,no mesmo dia da soldagem e shot peening (resultados 
inicias) e duas semanas depois (resultados finais), gráfico 7. Observa-se que o efeito 
de shot peening está presente e o valor máximo de compressão, encontra-se na 
profundidade entre 0.06 e 0.08mm. Para os resultados iniciais existe uma diferença de 
30 até 40MPa nos valores da tensão nas direções longitudinal e transversal. Esta 
diferença diminui nos resultados finais numa camada de 0.06mm de profundidade e os 
valores na superfície ficam iguais, porém menores do que nos resultados iniciais. 
Desta maneira podemos concluir que a migração das tensões de soldagem observada 
para solda de reparo no trabalho influi também na distribuição com profundidade das 
tensões residuais induzidas por shot peening. 
 
Gráfico 7 - Valores iniciais e finais das tensões com profundidade nas direções longitudinal e 
transversal com relação ao cordão de solda no ponto de medição A-2 para corpo de prova com 
solda de reparo submetido ao shot peening 
 
47 
 
6. Conclusões 
Após a análise dos resultados obtidos, pode-se concluir com este trabalho que: 
 O tratamento por shot peening do corpo de prova com solda de reparo 
contribui na uniformização dos valores das tensões cisalhantes máximas na 
superfície e introduz tensões de compressão na superfície e numa camada sub-
superficial; 
 O tratamento por shot peening não impede o efeito de redistribuição das 
tensões de soldagem com tempo; 
 A redistribuição com o tempo dos valores das tensões no corpo de 
prova com solda de reparo submetido ao tratamento por shot peening consiste na 
diminuição dos valores da tensão cisalhante máxima, ou seja, na uniformização dos 
valores das tensões principais. Desta maneira, o estado das tensões num corpo de 
prova com solda de reparo submetido ao tratamento por shot peening “melhora com 
tempo”; 
 A redistribuição com o tempo das tensões afeta os valores não somente 
na superfície, mais também nas camadas sub-superficiais; 
 A variação das tensões observadas após o término do processo de 
soldagem indica a necessidade de especificar nos resultados experimentais de 
análise das tensões de soldagem, o período de tempo entre a execução da operação 
de soldagem, shot peening e a realização das medições; 
 Para efeito de comparação dos resultados de simulação computacional 
tanto do processo de soldagem como do processo de shot peening, com resultados 
experimentais, o fenômeno de migração das tensões após execução do processo de 
soldagem deve ser incluído nos modelos numéricos; 
 A observação do efeito de redistribuição das tensões de soldagem após 
término do processo de soldagem pode contribuir significativamente para o 
entendimento dos processos relacionados às tensões residuais de soldagem; ajudar 
no ajuste dos modelos computacionais e na interpretação dos dados de simulação 
numérica das tensões de soldagem; 
 Provavelmente, o período de estabilização do estado das tensões de 
soldagem e sua distribuição final dependem do tipo de processo de soldagem e das 
condições de soldagem, assim como da geometria, material, tamanho das peças e 
 
48 
 
locais a serem reparados. Estudos sobre a relação entre estes parâmetros e o tempo 
mínimo necessário para a estabilização do estado das tensões, para cada técnica de 
soldagem, constituem assuntos de grande interesse para serem abordados em 
pesquisas futuras; 
 
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