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ESTUDO DE VIABILIDADE TÉCNICA/ECONÔMICA PARA

ESPECIFICAÇÃO DE SOLDAS EM EMENDAS A 90º ENTRE ALMA E

MESA DE PERFIS “I” NÃO ENRIJECIDOS

Martinho R. Giacomitti Junior 1

m.junior@brafer.com

Av. das Araucárias, 40, CIAR, 83707-642, Araucária, PR

RESUMO

Este artigo apresenta o resultado de um estudo realizado nas fábricas da Brafer Construções

Metálicas S/A, no qual foram comparadas sob o ponto de vista técnico e econômico dois tipos

de soldas para emendas a 90º entre alma e mesa de perfis não enrijecidos compostos a partir

de chapas, comumente conhecidos também como perfis “I” soldados. Os resultados deste

estudo mostram que, para as condições nas quais o mesmo foi realizado e considerando

ambas com a mesma resistência, soldas de filete maiores de 8 mm apresentam custo mais

elevado do que soldas de penetração parcial (PJP) com reforço de filete, sendo que a sua

substituição é bastante vantajosa para as fábricas de estrutura metálica, gerando

considerável redução de despesas diretas e indiretas.

ABSTRACT

This article presents the result of a study carried out in Brafer Construções Metálicas S/A,

where a comparison was done from the technical and economical point of view for two types

of welding to 90º T-joints of unstiffened I-shaped built-up sections. The results of this study

show that, for the conditions in which was carried out and considering both with the same

resistance, the Fillet Welds bigger than 8 mm are more expensive than the Partial-Joint-

Penetration (PJP) Groove Welds with Fillet Weld reinforcement, being that the substitution of

the first one is quite advantageous to the steel structure factories, producing considerable

reduction of direct and indirect expenses.

Palavras-chave: Perfis “I” Soldados. Soldas de Filete. Soldas de Penetração Parcial.

1 Especialista em Engenharia de Estruturas pelo IST/SOCIESC-SC; Engenheiro Civil graduado pela Universidade Positivo (UP-PR); Técnico em Mecânica formado pelo CEFET-PR; Atualmente, é Engenheiro Calculista da Brafer Construções Metálicas S/A.

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1. INTRODUÇÃO E OBJETIVOS

Entre os maiores custos de uma empresa fabricante de estruturas metálicas podemos

incluir os trabalhos de soldagem e respectivos ensaios para inspeção destas. Estes trabalhos

exigem mão de obra qualificada, o que de uns tempos para cá vem se tornando escasso em

nosso mercado em função da grande demanda por profissionais da área para atender o setor, o

qual se encontra aquecido e em franco desenvolvimento.

Quando não é possível a utilização de perfis com bitolas laminadas comercialmente

disponíveis, em função das limitações de resistências impostas ou por decisão dos

engenheiros calculistas, uma solução comumente empregada tem sido a utilização de perfis

soldados. Os perfis soldados são, usualmente, compostos por três chapas, unidas através de

soldas, sendo que estas devem resistir aos esforços solicitantes não deixando de respeitar as

dimensões mínimas estabelecidas em norma.

Dentro deste contexto, a redução do tempo despendido para realização dos trabalhos

de soldagem gera interesse por parte dos fabricantes e empresários, uma vez que qualquer

redução no tempo do processo de fabricação significa aumento dos lucros, bem como

diminuição de despesas diretas e indiretas de uma planta fabril, tais como, salários, encargos,

consumíveis, energia elétrica, entre outras.

Observa-se também que boa parte dos escritórios de engenharia desconhece ou

negligencia a correta especificação das soldas para perfis soldados, sendo que muitas vezes

estas se apresentam superdimensionadas, causando desperdício do metal de adição e aumento

das demais despesas exemplificadas no parágrafo anterior.

Este artigo apresenta as experiências observadas nas fábricas da Brafer Construções

Metálicas S/A, no que diz respeito à especificação e fabricação de perfis soldados tipo “I” ou

“H”. Seus principais objetivos são estabelecer diretrizes a serem adotadas para o projeto de

juntas soldadas para estes tipos de perfis, considerando algumas situações particulares de

carregamento, as quais serão detalhadas mais adiante, e também os critérios estabelecidos em

uma das principais normas de referência sobre o assunto.

Adicionalmente, será apresentado um estudo comparativo entre soldas de filete e

soldas de penetração parcial (PJP) com reforço de filete para casos típicos, considerando

aspectos técnicos e econômicos, comprovando as vantagens na substituição de uma pela

outra.

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2. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA

Basicamente, as soldas de composição dos perfis devem ser dimensionadas para

resistir aos esforços cortantes, os quais produzem as tensões de cisalhamento. Para que seja

possível entender os parâmetros necessários para este dimensionamento e como as tensões são

distribuídas nas regiões de interface entre metal base e metal de adição, cabe fazer uma breve

recordação da teoria sobre o assunto.

Ensaios realizados no passado mostram que as tensões de cisalhamento (τ) admissíveis

para os aços empregados na fabricação da maioria de nossas estruturas são inferiores às

tensões normais (σ) admissíveis. Esta relação é da ordem de 0,55 a 0,60 (Timoshenko, 1956).

Da resistência dos materiais, sabe-se que quando uma viga é solicitada à flexão por

cargas transversais ao seu eixo de maior inércia, aparecerão não somente tensões normais (σ),

mas também tensões de cisalhamento (τ) em qualquer seção transversal mn, conforme

apresentado na Figura 01.

Figura 01 – Viga solicitada à flexão

(Fonte: Timoshenko, 1956)

Considerando as ações atuantes na parte direita da viga, em função das condições de

equilíbrio podemos concluir que a grandeza das tensões de cisalhamento é igual à força

cortante V.

Analisando a lei de sua distribuição sobre a área da seção transversal, consideremos a

Figura 02 abaixo, a qual representa o caso mais simples possível, de uma seção transversal

retangular:

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Figura 02 – Distribuição das tensões de cisalhamento em uma seção retangular

(Fonte: Timoshenko, 1956)

É natural admitir que a tensão de cisalhamento em cada ponto de uma seção

transversal seja paralela à força cortante V (paralela aos lados mn da seção transversal). Esta

tensão, neste caso representada por τyx, indica que a tensão de cisalhamento é paralela ao eixo

y e perpendicular ao eixo x.

Estudos realizados a partir do Princípio de Saint-Venant mostram que ao admitir a

distribuição das tensões de cisalhamento uniformes ao longo da largura de retângulos estreitos

(com altura h bastante superior a largura b), estas praticamente coincidem com a solução

exata (Timoshenko, 1956). Partindo desse pressuposto, consideraremos que a distribuição das

tensões de cisalhamento serão uniformes ao longo da largura cc1 da viga.

Se cortarmos um elemento por meio de duas seções transversais adjacentes e de dois

planos adjacentes paralelos ao plano neutro, como se vê na Figura 02, considerando as

hipóteses acima adotadas haverá distribuição uniforme de tensões de cisalhamento τyx sobre a

face vertical acc1a1 do elemento. Estas tensões provocam um momento em relação à aresta

inferior ee1 do elemento igual a:

τyx . (b . dy) . dx

E este momento deve ser equilibrado por outro momento que está distribuído sobre a

face horizontal cdd1c1 do elemento:

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τxy . (b . dx) . dy

Portanto,

τyx . (b . dy) . dx = τxy . (b . dx) . dy e τyx = τxy

Com isso, pode-se dizer que as tensões de cisalhamento que atuam nas faces

perpendiculares deste elemento são iguais.

A existência das tensões de cisalhamento nos planos paralelos ao eixo neutro pode ser

demonstrada de maneira bastante simples através da Figura 03:

Figura 03 – Tensões de cisalhamento em eixos paralelos

(Fonte: Timoshenko, 1956)

Consideremos duas barras retangulares iguais e as coloquemos juntamente, sobre

apoios simples, como indicado na Figura 03a, solicitando ambas à flexão através de uma

carga concentrada P. Se não houver atrito entre as barras, a flexão ocorrerá

independentemente, sendo que cada uma, individualmente, sofrerá compressão nas fibras

superiores e tração nas fibras inferiores, resultando na condição apresentada na Figura 03b.

E é justamente este esforço de “deslizamento” que deve ser considerado no

dimensionamento das soldas de perfis compostos.

Para os casos específicos de perfis “I”, a mesma analogia pode ser utilizada; Nestas

vigas, as tensões de cisalhamento na alma são paralelas à força cortante e são uniformemente

distribuídas em sua espessura (tw).

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Há que se considerar o fato de que a tensão de cisalhamento varia ao longo da altura

da viga. No entanto, quando a espessura da alma é muito pequena quando comparada à

largura da mesa do perfil, não há grande variação e a distribuição desta tensão na seção

transversal da alma será praticamente uniforme (Timoshenko, 1956).

Com base nisso, é possível obter boa aproximação para τyx(máx) simplesmente

dividindo a força cortante total V pela área da seção transversal da alma somente,

considerando que as mesas têm participação secundária na transmissão dos esforços cortantes.

Esta prática vem sendo adotada até os dias de hoje sem grandes penalizações para as

estruturas.

3. NORMA DE REFERÊNCIA

O presente artigo foi desenvolvido também com base no Steel Construction Manual do

AISC (American Institute of Steel Construction), ANSI/AISC 360-10, 14ª edição.

3.1. Dimensionamento de elementos submetidos aos esforços de cisalhamento

Para resistência do metal base, no capítulo G, Design Members for Shear,

encontramos que a resistência nominal ao cisalhamento de elementos enrijecidos ou não

enrijecidos, Vn, de acordo com o estado limite de escoamento por cisalhamento e flambagem

por cisalhamento, é obtida por:

Vn = 0,6 x Fy x Aweb x Cv

onde:

Fy = resistência ao escoamento da alma do perfil

Aweb = área da seção transversal da alma, sendo obtida pela sua espessura multiplicada

pela altura total do perfil

Cv = coeficiente de redução da resistência, dado em função da esbeltez da alma (h / tw)

Para perfis soldados com dupla simetria o Cv é dado por:

• Quando yvw E / Fk,h/t 101≤ → 0,1=vC

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• Quando yvwyv E / Fk,h/tE / Fk, 371101 ≤< → w

yv

vth

FEk, C

/

/101=

• Quando yvw E / Fk,h/t 371> → yw

vv

)² F(h/t

Ek, C

511=

O coeficiente kv indicado nas formulas acima é o coeficiente de flambagem da alma,

dado por:

• Para almas não enrijecidas com h/tw < 260 → kv = 5

• Para almas enrijecidas → )²/(

55

hakv +=

kv = 5 quando 0,3/ >ha ou a / h

2

)/(

260

>

wth

sendo:

a = distância livre entre enrijecedores transversais

h = distância livre entre mesas

3.2. Dimensionamento de soldas

Para resistência do metal de adição (solda), no capítulo J, Design of Connections,

temos que a resistência nominal de soldas submetidas às tensões de cisalhamento é dada por:

Rn = 0,6 x Fweld x Aweld

onde:

Fweld = resistência do metal de adição, normalmente tomada como igual a 485 MPa

(para eletrodo E70XX)

Aweld = área da seção resistente da solda, obtida pela garganta efetiva (tw) multiplicada

pelo seu comprimento total (Lweld). A garganta efetiva corresponde a menor distância que une

as partes soldadas, sendo medida da raiz da solda até a face desta, ortogonalmente.

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Adicionalmente, as Tabelas 01 e 02 abaixo apresentam as dimensões mínimas para a

garganta de soldas de penetração parcial e para filetes de solda, respectivamente, em função

da chapa mais fina a ser soldada:

Tabela 01 – Garganta mínima para soldas de penetração parcial (PJP)

(Fonte: ANSI/AISC 360-10, Capítulo J)

Tabela 02 – Tamanho mínimo para soldas de filete

(Fonte: ANSI/AISC 360-10, Capítulo J)

O conhecimento da teoria apresentada neste capítulo é de fundamental importância

para o entendimento da metodologia e resultados que serão apresentados adiante.

4. METODOLOGIA E APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS

Normalmente, para os carregamentos usuais de projeto o esforço cortante não é o

maior responsável pelo dimensionamento dos elementos, o que significa dizer que a alma do

perfil nem sempre está submetida a grandes solicitações. Independente disto, as soldas de

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composição dos perfis, sejam elas de filete ou de penetração parcial com reforço de filete,

devem ser dimensionadas seguindo dois critérios, a saber:

• de maneira que possam resistir ao esforços atuantes; e

• respeitando as dimensões mínimas dadas nas Tabelas J2.3 e J2.4.

De maneira geral, as soldas mínimas de filete especificadas em norma atendem aos

esforços solicitantes.

No entanto, há muitos casos onde o esforço cortante pode ser elevado, principalmente

em obras onde há grandes carregamentos concentrados provenientes de equipamentos, dutos,

tubulações, entre outros. Elevados carregamentos pontualmente aplicados em vigas podem

gerar grandes esforços cortantes nestas; vigas com comprimentos relativamente curtos,

apoiadas ou em balanço, também podem ter elevados esforços cortantes. E para estes casos é

que se propõe o presente estudo, no qual será comprovado que a partir de uma determinada

dimensão de solda de filete a sua substituição por soldas de penetração parcial com reforço de

filete, mostra-se bastante vantajosa.

Para comprovar a afirmação acima, consideremos a situação típica abaixo de uma

solda de filete para composição de um perfil:

Figura 04 – Solda de filete entre mesa e alma de perfil soldado

(Fonte: O autor)

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A resistência nominal da solda nesta configuração, considerando o filete com

comprimento unitário, é dada por:

Rn = 0,60 x Fweld x (2 x tweld)

Analisemos as tabelas abaixo, que apresentam uma comparação entre as resistências

das soldas conforme filetes mínimos estabelecidos em norma e as resistências das almas,

considerando que o material para estas últimas é o CIVIL 300 (Fy = 300 MPa):

Tabela 03: Resistência Solda x Resistência Alma para yvw E / Fk,h/t 101=

(Fonte: O autor)

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Tabela 04: Resistência Solda x Resistência Alma para yvw E / Fk,h/t 371=

(Fonte: O autor)

Observa-se, através dos resultados, que quanto mais finas são as chapas de alma, mais

resistente é a solda quando comparada à resistência do metal base, o que nos permite concluir

que as soldas mínimas estabelecidas em norma para as chapas mais finas possuem

praticamente a mesma resistência destas quando submetidas às tensões de cisalhamento, ou

nos casos extremos, são até superiores.

Podemos concluir também que para os aços mais resistentes, o CIVIL 350 (Fy = 350

MPa), por exemplo, esta equivalência entre resistência da solda e resistência do metal base

tende a diminuir, uma vez que as almas apresentarão maior resistência. Para estes casos, ainda

podemos afirmar que as soldas mínimas estabelecidas em normas estão bem dimensionadas.

No entanto, cabe uma atenção especial ao especificá-las.

Outro ponto a destacar é que a medida que a esbeltez da alma aumenta, a sua

resistência ao cisalhamento diminui e, por consequência, as soldas mínimas especificadas em

norma passam a ter resistências muito superiores às resistências da alma. Porém, os filetes

mínimos devem ser sempre respeitados.

No caso das chapas mais grossas, a resistência da solda passa a não ser mais tão

próxima da resistência da alma do perfil. E a partir daí, na hipótese dos elevados

carregamentos supostos anteriormente, pode-se ter esforços cortantes mais próximos à

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resistência da alma, aumentando, por consequência, o tamanho dos filetes de solda. Com isso,

a tendência é que tenhamos soldas maiores e, como principal objetivo deste trabalho,

pretende-se mostrar que estas soldas de filete, quando maiores de 8 mm, são bem mais

onerosas para os fabricantes se comparadas às soldas de penetração parcial com reforço de

filete de mesma resistência, sendo que a sua substituição apresenta-se bastante vantajosa sobre

o ponto de vista técnico e econômico.

Os resultados que serão apresentados na sequência consideram a execução das soldas

de composição dos perfis soldados pelo processo automatizado do tipo SAW (Submerged

Arc).

Figura 05 – Execução de solda de composição pelo processo SAW

(Fonte: O autor)

As máquinas de perfil soldado que serviram de base para este estudo trabalham com os

seguintes limites operacionais:

• Altura máxima do perfil a ser soldado (d): 1.800 mm

• Largura máxima da mesa (bf) do perfil a ser soldado: 700 mm

• Velocidade máxima de avanço do bico de solda: 1.375 mm/min, com variação em

função do tamanho do filete a ser executado, bitola e tipo do arame de solda, entre

outros.

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Tabela 05 e 06: Velocidades de avanço para execução de soldas

VELOCIDADE MÉDIA DE AVANÇO

VELOCIDADE MÉDIA DE AVANÇO

SOLDAS DE FILETE

SOLDAS DE PENETRAÇÃO PARCIAL COM REFORÇO DE FILETE

Dimensão da

perna (mm)

Velocidade

(mm/min)

Dimensão da

perna (mm)

Velocidade

(mm/min)

3 1.300

3 1.350

4 1.250

4 1.300

5 1.200

5 1.250

6 1.000

6 1.100

7 750

7 900

8 650

8 750

(Fonte: O autor)

Com relação aos chanfros necessários para execução das soldas tipo de penetração

parcial, em chapas com espessura até 37,5 mm os mesmos são projetados, sempre que

possível, com até 8 mm, pois nesta dimensão a chanfradeira pode realizar o trabalho em um

único passe. Independente desta condição deve-se respeitar a garganta mínima estabelecida

para as soldas de penetração parcial, conforme tabela J2.3 do manual do AISC.

O avanço máximo da chanfradeira é de 2.000 mm/min, variando também em função

do tamanho do chanfro a ser executado, conforme tabela abaixo:

Tabela 07: Velocidade de avanço para execução dos chanfros

VELOCIDADE MÉDIA DE AVANÇO

CHANFRADEIRA

Dimensão do

chanfro (mm)

Velocidade

(mm/min)

3 1.950

4 1.950

5 1.900

6 1.750

7 1.550

8 1.300

(Fonte: O autor)

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A operação de chanfro é realizada individualmente para cada quina do perfil, sendo

que para a alma de um perfil com chanfro duplo são necessários, no mínimo, 4 passes.

Figura 06 – Execução do processo de chanfro simples

(Fonte: O autor)

Para que as hipóteses aqui apresentadas sejam válidas, em função das dimensões dos

bancos de montagem e máquinas de soldagem à arco submerso, foi considerado que os perfis

soldados tem altura interna mínima (dimensão “h”) de 240 mm, para que a solda de

composição possa ser realizada com 2 filetes simultâneos por passe de máquina (um em cada

mesa). Nos casos onde esta dimensão “h” for menor do que 240 mm, só é possível realizar 1

filete por passe de máquina.

Em função de uma série de parâmetros operacionais, tais como, espessuras de chapa,

ângulo de chanfro, necessidade de pré-aquecimento, corrente, tensão e velocidade de

soldagem, entre outros, as soldas de composição do tipo filete são realizadas seguindo os

critérios abaixo:

• Para soldas de filetes até 8 mm: 1 passe;

• Para soldas de filetes de 9 a 11 mm: 2 passes;

• Para soldas de filetes de 12 a 14 mm: 3 passes;

• Para soldas de filetes de 15 e 16 mm: 4 passes;

No caso de soldas de penetração parcial com reforço de filete, em função dos mesmos

parâmetros acima mencionados, as mesmas são realizadas seguindo os critérios abaixo:

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• Para soldas com chanfro e filete de mesma dimensão, até 11 mm: 2 passes;

• Para soldas com chanfro e filete de mesma dimensão, de 12 a 16 mm: 3 passes;

Para as verificações de resistência, na Figura 07 são indicas as dimensões e notações

utilizadas no presente estudo:

Figura 07 – Dimensões e notações empregadas nas soldas estudadas

(Fonte: O autor)

A resistência nominal de ambas as soldas, considerando o filete com comprimento

unitário, é dada por:

Rn = 0,60 x Fweld x (2 x tweld)

Considerando soldas de mesma resistência, utilizando uma solda de penetração parcial

com reforço de filete, na qual o chanfro e a perna do filete de reforço da solda são executados

com metade da dimensão da perna da solda de filete, haverá economia de 50% no volume de

material depositado. No entanto, para soldas do tipo PJP é necessário levar em consideração o

fato de que algumas operações a mais serão necessárias: a realização dos chanfros na alma e

respectivos trabalhos de movimentação, acabamento e configuração do equipamento.

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Abaixo são apresentadas as conclusões do estudo visando a substituição de soldas de

filete maiores de 8 mm por soldas de penetração parcial com reforço de filete:

Tabela 08 – Estudo comparativo Solda de Filete 10 mm x Solda PJP com reforço de filete

(Fonte: O autor)

Tabela 09 – Estudo comparativo Solda de Filete 12 mm x Solda PJP com reforço de filete

(Fonte: O autor)

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Tabela 10 – Estudo comparativo Solda de Filete 14 mm x Solda PJP com reforço de filete

(Fonte: O autor)

Tabela 11 – Estudo comparativo Solda de Filete 16 mm x Solda PJP com reforço de filete

(Fonte: O autor)

Observações:

� Todos os valores acima apresentados estão sem impostos.

� O valor em R$/h dos profissionais envolvidos nas atividades considera a média

praticada no estado do Paraná.

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5. CONCLUSÕES

Este estudo mostra que, para soldas de filete superiores a 8 mm, as soldas de

penetração parcial (PJP) com reforço de filete na configuração apresentada gera economia

considerável, independente da necessidade adicional de preparação da alma dos perfis

(chanfro), motivo que justifica uma análise criteriosa ao especificar soldas de filete com

dimensões superiores a 8 mm.

Cabe ressaltar que as atividades que são comuns aos dois processos (movimentação,

preparação, ponteamento, etc.) não foram computadas, cabendo a comparação somente no que

diz respeito às atividades específicas para cada um deles.

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REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

AMERICAN INSTITUTE OF STEEL CONSTRUCTION. ANSI/AISC 360-10:

Specification for Structural Steel Buildings. Chicago: AISC, 2010.

AMERICAN WELDING SOCIETY. ANSI/AWS D1.1/D1.1M: 2004: Structural Welding

Code – Steel, 19th Edition. Miami, Florida: AWS, 2004.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6022: Informação e

documentação - Artigo em publicação periódica científica impressa - Apresentação. Rio de

Janeiro: ABNT, 2003.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6023: Referências -

elaboração. Rio de Janeiro: ABNT, 2002.

TIMOSHENKO, S. Resistência dos Materiais; Traduzido por José Rodrigues de Carvalho.

Rio de Janeiro: Ao Livro Técnico, 1974