Parte 2º aceros estructurales, antiabrasivos

ACEROS ESTRUCTURALES
&
ANTIABRASIVOS

¿QUE SON LOS ACEROS ESTRUCTURALES?

20) ACEROS ESTRUCTURALES DE BAJO CARBONO
20.1)INTRODUCCIÓN
• El término acero estructural se refiere a los aceros con
microestructura Feα-Perlita, usados ampliamente en
ingeniería civil y química (edificios, puentes, envases a
presión, barcos, etc.)
• Son producidos en planchas y formas (distintos
espesores), presentando σo de hasta 500Mpa
• Se incluyen igualmente aceros de baja aleación con σo
sobre 700 Mpa
• Se utiliza gran cantidad de soldadura, la cual reemplazo a
los remaches (década del 40’). En aquellos días los aceros
estructurales poseían altos % C, que los hacían propensos
a la fractura en frío ( Ej: barco Lyberty)
• En la década de los 50’ Hall-Petch revolucionaron el
diseño de los aceros estructurales con el concepto de
refinación de T.G Feα, lo cual incrementó el σo y la
tenacidad en aceros Feα-perlíticos

• Por lo tanto los aceros con σo~300Mpa, se pueden
fabricar con composiciones de grano refinado con Al,
otorgando buena tenacidad y soldabilidad
• El T.G Feα refinado es el parámetro metalúrgico de mayor
importancia en la fabricación de aceros modernos
• La mayor demanda de aceros más resistentes, necesitan
otras formas de endurecimiento (conf. en frío, Q-T, P.P)
• Pequeñas adiciones de Nb, CV, Ti (microaleantes) son
adicionados a los aceros estructurales para incrementar el
σo~ 500 Mpa
• Las adiciones de microaleantes son de hasta 0,15 %, y
estos aceros son conocidos como HSLA (high strength
low alloy), alta resistencia y baja aleación

• En la década del 50’ y 60’ se realizaron muchas
investigaciones en las relaciones propiedades-est.
metalográfica-fractura (comportamiento) en los aceros
estructurales
• Esto permitió la introducción de una nueva técnica en la
producción de aceros estructurales denominada
“laminación controlada”
• Esto permite obtener aceros con grano fino, en
condiciones de laminación en caliente, eliminando el
normalizado
• La laminación controlada genera aceros con mejores
propiedades que los aceros normalizados
• En la década de los 70’ y los 80’ la laminación controlada
fue dotada con un enfriamiento controlado, el cual se
denominó “proceso termomecánico”

 El enfriamiento controlado es usado como alternativa a
los procesos que requieren un tratamiento de Q-T
• Los aceros estructurales han sufrido mejoras en la
resistencia, tenacidad y soldabilidad
 Se han adoptado factores metalúrgicos tales como:
limpieza de inclusiones y control de la forma, mejorando
la fabricación y rendimiento en servicio
 Estos factores junto con una atractiva comparación de
costos, ha significado una permanencia de los aceros con
respecto a otros materiales

20.2) MECANISMOS DE ENDURECIMIENTO EN
ACEROS ESTRUCTURALES
• Grandes esfuerzos se han desplegado para descifrar los
factores que afectan las propiedades de los aceros
estructurales de bajo carbono
• Hay una gran reducción de costos al utilizar secciones
más livianas de aceros de alta resistencia, igualmente se
han mejorado la resistencia y tenacidad
• Se ha puesto enorme atención en identificar los
mecanismos de endurecimiento, que actúan sobre el
costo-beneficio o que provoque la mejor combinación de
propiedades
• Las opciones prácticas para aumentar la resistencia de los
aceros son :
1. Refinación de T.G
2. Endurecimiento de la S.S
3. Endurecimiento por P.P
4. Endurecimiento por transformación
5. Endurecimiento por dislocaciones

• El endurecimiento por trabajo (conformado) puede
resultar en una alta resistencia, que es lograda a expensas
de la ductilidad-tenacidad
• El endurecimiento por trabajo, por lo tanto, se limita a
aplicaciones de acero de bajo carbono que son sometidos
a procesos de recuperación-recocido
• Igualmente el endurecimiento por trabajo es utilizado
para la fabricación de barras

20.3) REFINACIÓN DEL T.G Feα
• El trabajo de Hall –Petch permitió el desarrollo de los
modernos aceros estructurales de alta resistencia
• Ec. de Hall-Petch
σy = σi + Ky*d1/2
σy = σo
σi = Tensión de fricción que se opone al movimiento
de las dislocaciones
Ky = Cte. (frecuentemente llamada término de
anclaje de dislocaciones)
d = T.G Feα
• Por lo tanto el refinamiento de T.G de la Feα resultará en
un incremento en el σo (Fig 20.1)
• Mientras que el endurecimiento lleva a una disminución
de la tenacidad, el refinamiento del T.G ferrítico mejora
simultáneamente la tenacidad

• Ec. Hall-Petch relaciona el T.G según:
βT =Lnβ –LnC – Lnd-1/2
β y C = Ctes.
T = T° de transición dúctil-frágil
d = T.G ferrítico
• En la fig.20.1, la T° de transición disminuye con la
refinación del T.G Feα
• Aceros de grano fino contienen generalmente 0,003% Al,
el cual es soluble a la T° de recalentamiento del planchón
o palanquilla (1250°C), permaneciendo en solución
durante la laminación hasta la T° ambiente
• Un recalentamiento posterior en el rango de la Feα,
(normalizado o tratamiento de solución), provocara una
combinación del Al y N formando una fina dispersión de
AlN

20.4) ENDURECIMIENTO POR SOLUCIÓN SÓLIDA
• La fig.20.2 presenta los efectos del endurecimiento por
solución sólida (S.S) que se logra con lo elementos de
aleación

• La tabla 20.1 muestra el coef. De resistencia en aceros
perlíticos (0,25% C y 1,5% Mn) según Pickering y Gladman
Tabla 20.1
Elemento N/mm
2
por
1 Wt%
C y N 5544
P 678
Si 83
Cu 39
Mn 32
Mo 11
Ni 0
Cr -31

• En la fig. 20.2 se muestra el potente efecto del C y N
(intersticiales), pero estos elementos muestran una baja
solubilidad en la Feα, además presentan afectos adversos
en la tenacidad
• El P (sustitucional más potente) se adiciona hasta 0,1%.
En los aceros de alta resistencia refosforados utilizados en
chasis de automóviles, igualmente presenta un efecto
adverso en la tenacidad, con lo cual no se usas en aceros
estructurales
• El P igualmente se adiciona en aceros resistentes a la
corrosión atmosférica para un efecto beneficioso
• El Mn y el Si son efectivos y de bajo costo para el
endurecimiento por S.S, pero el Si es agregado como
agente desoxidante

20.5) ENDURECIMIENTO POR PRECIPITACIÓN (P.P)
• Para los aceros Feα-perlíticos los elementos utilizados por
este mecanismo son el Nb,V,Ti,
• Estos elementos presentes en los aceros poseen mayor
afinidad con el N y C, además presentan baja solubilidad
en estado sólido
• Se agregan en bajas cantidades ej: 0,006% Nb o 0,005% V,
denominados microaleantes
• La fig.20.3(a) muestra que una sustancial cantidad de Nb
permanece en solución en la palanquilla o planchón a la
T° de recalentamiento (1250°C)
• En el enfriamiento el Nb(CN) precipitará en la interfase
Feγ-Feα durante la transformación (interfase de P.P)
aumentando la resistencia
• De otra forma, un recalentamiento a la T° típica de
normalizado (920°C), se disolverá una pequeña cantidad
de Nb, con lo cual posiblemente no habrá endurecimiento
por P.P

• Las partículas no disueltas actuarán como agentes que
anclan el crecimiento del grano Feγ permitiendo la
formación de un T.G fino de Feα
• La T° de recalentamiento controla el potencial para el
endurecimiento por P.P, aumentando progresivamente la
resistencia a medida que la T° sube desde 920°-1250°C
• La fig.20.3(b) muestra que el V se disuelve más fácil que el
Nb, esperando una completa solución a la T° de
normalizado (920°C)
• T° levemente mayores son requeridas para la solución de
VN, el cual puede actuar como refinador del T.G hasta la
T° de 920°C
• En los aceros Al-V, el Al es el formador más potente de
nitruros. Con 0,004% Al, niveles significativos de V
estarán en solución a 920°C, el cual se encontrará
disponible para la P.P de V4C3 en la transformación Feγ
Feα→

• Los aceros al V proveen significativos efectos de
endurecimiento por P.P, por sobre 150 MPa con 0,1% V
• Los efectos del endurecimiento de partículas P.P depende
de:
1. La fracción en volumen
2. El tamaño de las partículas de P.P
• Gladman et al, usando el modelo de Ashby-Orowan
presentan la Fig.20.4 para el fenómeno de endurecimiento
por P.P
• La fracción en volumen de P.P es controlada por aspectos
tales como:
1. concentración de soluto
2. T° de tratamiento de solución
• El tamaño de la partícula será influenciada por:
1. La T° de transformación (controlada por elementos
de aleación)
2. Los afectos de la velocidad de enfriamiento

20.6) ENDURECIMIENTO POR TRANSFORMACIÓN
• Los elementos de aleación (E.A) y la rápida velocidad de
enfriamiento, disminuyen la T° de transformación
Feγ Feα, con lo cual se podría formar bainíta y/o α’ (fig.5)→
• La fig.20.5 muestra que para aceros 0,005-0,20% C, la
resistencia aumenta con la posibilidad de menores T° de
transformación, con un sacrificio en la tenacidad y
ductilidad
• Para aceros estructurales hay una mayor demanda para
aceros de baja aleación (Q-T) con σo de hasta 700 MPa,
tales aceros son aleados con Mo y B para aumentar la
templabilidad, además requiere elementos como el V para
aumentar la resistencia al revenido

20.7) RELACIÓN ESTRUCTURA-PROPIEDADES DE
ACEROS FERRÍTICOS-PERLÍTICOS
• La expresión de Hall-Pecht
σy = σi + Ky*d1/2
• se extendió para contabilizar los efectos de
endurecimiento de los E.A
σy = σi + K(% aleación) + Ky*d1/2
• En los años 50’ y 60’ Gladman y Pickering continuaron
con investigaciones en esta línea determinando las
siguientes relaciones cuantitativas:
1. σo (MPa) = 53,9 + 32,3% Mn + 83,2% Si + 354% Nf + 17d-
1/2
2. UTS (MPa) = 294 + 27,7% Mn + 83,2% Si + 3,85% Perlita
+ 7,7d-1/2
3. ITT (°C) = -19 + 44% Si + 700(% Nf)1/2 + 2,2% perlita –
11,5%d-1/2
d = T.G Feα (mm)
Nf = N libre soluble

• La ec. Muestran los efectos beneficiosos del T.G Feα en el
aumento del σo, UTS y disminución de la T° de transición
al impacto
• Igualmente muestra que el contenido de perlita no afecta
significativamente sobre el σo, en los aceros bajo carbono
predominantemente ferríticos
• La perlita aumenta la resistencia a la tracción, pero
presenta un efecto nocivo sobre la tenacidad
• El efecto del endurecimiento por S.S debido al Mn,Si y Nf
libre son importantes en las ecuaciones anteriores,
igualmente el N libre es perjudicial para las propiedades
de impacto
• El Mn también contribuye a la resistencia mediante:
1. La disminución de la T° de transformación Feγ Feα→
2. Disminución de T.G Feα
3. Refinación del tamaño de las partículas de
endurecimiento por P.P: Nb(CN) y V4C3

• La fig.20.6 muestra el efecto del Mn sobre el σo para un
acero V-N, normalizado desde 900°C, además muestra
que el N libre contribuye muy poco a la resistencia de este
acero, a pesar de poseer un coef. muy grande de
endurecimiento.
• Esto se debe a que la mayoría del N en esta aleación se
encuentra presente como VN a 900°C y muy poco N está
disponible para un endurecimiento por S.S. Mientras que
las partículas de VN refinan el T.G de la Feγ produciendo
un T.G Feα fino. El V en solución guía consecuentemente
a un efecto de endurecimiento por dispersión del orden
de 75 MPa

21) LAMINACIÓN CONTROLADA / PROCESO
TERMOMECÁNICO
• El proceso tradicional de aceros estructurales de grano
fino, Feα-perlíticos ha sido posible por:
1. Adición de elementos refinadores del T.G (Al)
2. Normalizado (920°C) después del laminado
• Sin embargo, previo a la colada continua, las planchas de
acero al carbono fueron hechas de lingotes semi-calmados
con costos adicionales asociados al refinamiento del T.G
con Al
• A fines de los 50’ las usinas ganaron experiencia con acero
microaleados con Nb, obteniendo mayores resistencias
que los aceros al C laminados en caliente, pero con menor
tenacidad en relación a los aceros con T.G refinado con Al

• Los aceros microaledos fueron normalizados aumentando
la tenacidad, pero disminuyendo al resistencia alcanzada
• Fue necesaria una ruta alternativa para obtener planchas
de aceros estructurales de T.G fino que presenten un
costo atractivo y una resistencia asociada con el
normalizado tradicional
• En 1958 Vanderbeck reportó que un producto europeo
adoptó una T° de laminación de término para refinar la
estructura y mejorar las propiedades mecánicas
(laminación controlada)
• El término proceso termomecánico a proliferado, el cual
comprende laminación en caliente y enfriamiento
acelerado en línea

21.1) DELINEADO DEL PROCESO
• La fig.21.1 (a) muestra el proceso tradicional de laminación
en caliente para planchas

• Los planchones son calentados entre 1200-1250°C,
laminándose a espesores más delgados progresivamente.
La T° de término son generalmente sobre 1000°C
• Los aceros al C calentados entre 1200-1250°C presentan un
T.G Feγ grueso, laminándose pro sobre el rango de T° de
rápida recristalización
• Aún para T° de acabado de 1000°C la recristalización y
crecimiento del grano será relativamente rápido,
resultando en un T.G Feγ grueso
• A la T° ambiente se tendrá un T.G Feα grueso, con lo cual
se debe normalizar
• La laminación controlada presenta 2 etapas (fig.21.1b): un
tiempo se espera se introduce entre el desbaste y el
acabado, lo que permite que las operaciones de acabado
se realicen bajo la T° de recristalización, formando granos
de Feγ alargados, con lo cual la transformación produce
finos granos de Feα

• En 1° lugar el proceso fue realizado con aceros al C, La
adición de microalentes (formadores de carburos) provoca
un mejoramiento adicional
• Un 0,005% Nb provoca un retraso en la recristalización
permitiendo que la laminación controlada sea llevada a
mayores T°
21.2)RECALENTAMINETO DEL PLANCHÓN
• La importancia de esta etapa radica en:
1. La cantidad de elementos microaleantes en solución
2. El T.G
• La fig.20.3 muestra las curvas de solubilidad para el NbC y
Vn con diferentes contenidos de C y N
• Para la mayoría de los grados de aceros comerciales Sellars
estableció que una completa S.S de VN se forma a mayores
T°, mientras que el Nb(CN), AlN y TiC requieren rangos de
T° entre 1150-1300°C

• El TiN es el compuesto más estable y una pequeña
disolución se espera a la T° normal de recalentamiento
• La presencia final de partículas de carbonitruros no
disueltas servirán para lograr un T.G Feγ fino durante el
recalentamiento
• Igualmente es importante que los elementos microalentes
estén en solución para el control de la recristalización y
endurecimiento por P.P en las últimas etapas del proceso
• Este requerimiento dual es logrado por la adición de
múltiples elementos microalentes menos solubles, tales
como Nb y Ti para el control del T.G durante el
calentamiento, junto con el V, el cual se disuelve
provocando un aumento de la resistencia por P.P

21.3) LAMINACIÓN
• Tamura et al reconocen que hay 3 etapas:
1. Deformación en el rango de la T° de recristalización,
justo bajo esta T°
2. Deformación entre la T° de recristalización Y Ar3
3. Deformación entre Ar3-Ar1 (Feγ-Feα)
• A la T° bajo la T° de recalentamiento, la velocidad de
recristalización es alta aumentando con la T° y el grado de
deformación
• Pero el refinamiento de la estructura Feγ es logrado por
una sucesiva recristalización entre pasadas ( se logra una
deformación crítica para exceder el mínimo)
• La recristalización es retardada en algo por la presencia de
solutos (AL,Nb,V y Ti), el proceso es conocido como
anclaje por soluto

• El mayor efecto del Nb y de los otros E.A es retardar la
recristalización y crecimiento del T.G debido a la P.P
inducida por la deformación de finos carbonitruros
durante la laminación
• Al disminuir la T° de laminación, la recristalización se
hace más difícil para luego detenerse
• Haddy ha definido la “T° final de recristalización”, como la
T° a la cual la recristalización después de 15 seg. Es
incompleta, luego de una secuencia particular de
laminación
• El efecto de los microaleantes sobre la recristalización se
muestra en la fig.21.2, mostrando el gran efecto del Nb.
• El efecto retardador de los elementos dependen de su
relativa solubilidad en la Feγ
• El menos soluble es el Nb que posee una fuerza
impulsora para la P.P a una T° dada permitiendo crear el
mayor efecto en aumentar la T° de recristalización, que
otros elementos tales como Al y V.

• Al introducir un retardo entre el desbaste y acabado,
la laminación se puede realizar bajo 950°C, donde la
deformación induce la P.P de Nb(CN) o TiC, esta es
lo suficientemente rápida para prevenir la
recristalización ante la próxima pasada.
• Cohen y Hansen postulan que la recristalización de
la Feγ y la P.P de carbonitruros están enlazados
(especie de eslabón) durante este proceso.
• Características subestructurales en la Feγ deformada
proveen sitios de nucleación para la P.P, las cuales
anclan e inhiben la recristalización.

• Esto resulta en una morfología de textura alargada en
la Feγ la cual se denomina “condicionada”.
• La deformación de la subestructura introducida en
los granos de Feγ presenta un efecto beneficioso para
el desarrollo de un grano más fino.
• Un fino grano se debe a que la subestructura provee
sitios intergranulares para la nucleación de la Feα,
además de los bordes de granos de la Feγ.
• La laminación controlada se puede realizar entre las
regiones Ar3 – Ar1. Además del refinamiento del T.G,
esta produce un cambio en la microestructura
(granos poligonales de Feα los cuales se han
transformado desde granos alargados de Feγ y Feα
debido a la laminación).

21.4) TRANSFORMACIÓN DE LA FERRITA (Feα)
• Aunque el T.G promedio de la Feα es relativo al
espesor de los granos de Feγ alargados (textura) otros
factores, igualmente afectan el control de la
microestructura y propiedades.
• Los E.A. disminuyen la T° de transformación Feγ-
Feα disminuyendo el T.G Feα.
• Otro efecto importante es la velocidad de
enfriamiento desde la γ (o desde el rango Feγ-Feα).
• Una laminación controlada mas un enfriamiento
acelerado es usado para producir mejores
propiedades.

• Los beneficios de un enfriamiento acelerado se puede
usar de dos formas:
1. Aumento de la resistencia comparado a un
material enfriado al aire y laminado en caliente.
2. Lograr niveles de resistencia en materiales con
laminación controlada, en aceros de bajo
contenido de aleantes (uso de acero con
CE≤0,45, soldabilidad garantizada).
• El uso del temple directo (fig.21.3) desde la T° de
laminación obteniendo α’ y bainita. El cual dism
inuye los costos de elaboración (solo requiere
revenido).

21.5)ESPECIFICACIONES ESTÁNDARES
• Se verán normas de UK
• Durante muchos años se utilizó la norma BS 4360 “Aceros
Estructurales Soldables”
• Desde 1990 la norma BS 4360 ha sido reemplazada por:
1. BS EN 10025: 1993 “Productos laminados en caliente
y aceros no aleados estructurales”
2. BS EN 10113: 1993 “Productos laminados en caliente
en aceros estructurales soldables de grano fino”
• La tabla 21.1 muestra un breve detalle de la norma BS
4360 (composición química)

Grado %Cmáx. %Mnmáx. %Nb %V TS(N/mm
2
) YSmín.
*
(N/mm
2
)
40 0,16-0.22 1,5 - - 340-500 235
43 0,16-0.23 1,5 - - 430-580 275
50 0,16-0.25 1,5 0,003-0,1 0,003-0,1 490-640 355
55 0,16-0.25 1,5 0,003-0,1 0,003-0,1 550-700 450
*Paraplacas hasta16mm
BS4360:1989Aceros Estructurales Soldables
Tabla21.1Composiciónquímicay propiedadeamecánicas

• Dentro de cada grado hay subgrados que representan
aumentos en la resistencia al impacto y se designan en la
tabla 21.2:
A no requerido
B 20°C
C 0°C
D -20°C
DD -30°C
E -40°C
EE -50°C
F -60°C
Tabla 21.1Resistencia al impacto para los distintos subgrados
Norma 4360: Aceros Estructurales Soldables
Valor mínimo de 27J en
Charpy en ven

• Ej: Así la norma BS 4360 Gr 50D se refiere a un aceros con
σo mínimo de 355 MPa y un valor de energía Charpy de
27.5 J a -20°C
• El amplio rango de valores de σo-tenacidad para la norma
BS 4360:1996 se muestra en la fig.21.4

• Las designaciones y propiedades de las nuevas
especificaciones Europeas para aceros estructurales se
muestran en la siguiente tabla
• Una nueva norma estándar se ha introducido para “Aceros
para uso resistente a la corrosión atmosférica”

22) ACEROS RESISTENTES A LA CORROSIÓN ATMOSFÉRICA
22.1) ACEROS PARA USO EN OBRAS CIVILES
• El incremento a la corrosión atmosférica se logra por
pequeñas adiciones de elementos como: Cu, P, Si y Cr
• Estos aceros se corroen a una velocidad menor que los
aceros estructurales al C
• Bajo condiciones climáticas favorables los aceros pueden
desarrollar una capa de óxido de hierro hidratado
relativamente estable (acero oscuro o café cobrizo),
retrasando ataques posteriores
• Estos aceros proveen un ahorro significativo en
mantención (limpieza, esmerilado y pintura)
• Los 1° aceros de esta naturaleza se desarrollaron en USA
(1933), denominados Cor-Ten, los cuales han tenido una
amplia proliferación en el mundo (Cor Cap en los años
70’)

22.2) RESISTENCIA A LA CORROSIÓN
• En la tabla 22.1 se muestra la composición química de la
serie Cor-Ten
% Cor-Ten A Cor-Ten B Cor-Ten C
C 0,08 0,14 0,16
Si 0,50 0,20 0,20
Mn 0,25 1,10 1,20
P 0,11 0,04 máx. 0,04 máx.
Cr 0,75 0,50 0,50
Ni 0,35 - -
Cu 0,40 0,35 0,35
V - 0,06 0,07
Tabla 22.1 Composición química serie Cor-Ten

• El Cor-Ten A presenta el grado más alto en P y los
grados Cor-Ten B y C fueron desarrollados en los 60’,
son microaleados con V para aumentar la resistencia
y poseen niveles normales de P.
• La Fig.22.1 muestra el comportamiento de estos
aceros, en relación a un acero al C

• Los aceros resistentes a la corrosión son superiores al aceros
bajo C, en cada atmósfera investigada
• El Cor-Ten A presenta un mejor comportamiento que el
Cor.Ten B
• Sin embargo, para la mantención en un ambiente corrosivo
con otros tipos de aceros, el comportamiento es bajo en
atmósferas marinas y los aceros resistentes a la corrosión
marina no son recomendados para ser usados en tales
ambientes
• A pesar de los datos recopilados en el tiempo, los
mecanismos de corrosión de los aceros resistentes a la
corrosión atmosférica no han sido dilucidados
• Los estudios realizados por la United States Steel Corporation
muestran que en la etapa inicial los aceros Cor-Ten se
corroen más rápido que los aceros al C y después de 8 días
presentan la menor pérdida
• Luego de 8 días ambos aceros Cor-Ten desarrollan una capa
de óxido continuo. En los aceros al C esta capa es de mayor
espesor, desconchándose o eliminándose de la superficie

• Con el acero Cor-Ten A el desconchado es menos
frecuente y no se observa pérdida del recubrimiento
se óxido
• Por difracción de Rx se demostró que en etapas
iniciales la morfología del óxido protector consiste en
γ-Fe2
O3
·H2
O y luego de 30 días se detectó α-Fe2
O3
·H2
O
• Además de los óxidos de Fe, se formó sulfato de Fe
(FeSO4
·3H2
O, FeSO4
·7H2
O, Fe(SO4
)3
) en la capa de
óxido formada en atmósferas contaminadas con
smog
• Los E.A vuelven a estos sulfatos menos porosos
retardando la penetración de aire y humedad a través
de la capa de óxido hacia la interfase del acero

• Horton ha examinado el efecto individual de los E.A
en la resistencia a la corrosión de un aceros Mayari R
(Bethlehem Steel Corporation). La composición base
se muestra en la tabla 22.2
• En la fig.22.2 la corrosión del acero base fue de
2,9mm representándose con una línea horizontal. El
Cu no fue examinado
%C %Si %Mn %P %S %Cr %Ni %Cu
0,08 0,28 0,70 0,10 0,03 0,60 0,40 0,60
Tabla22.2Composiciónquímica

• Horton presenta la siguiente lista en orden a los efectos
beneficiosos:
1. P (más beneficioso)
2. Cr
3. Si
4. Ni
5. Mn (no afecta)
6. S (dañino)
• Horton igualmente analizó un acero Cor-Ten A. La
composición base se muestra en la tabla 22.3
%C %Si %Mn %P %S %Cr %Ni %Cu
<0,10 0,22 0,25-0,40 0,10 <0,02 0,63 ~0,5 0,42
Tabla22.3Conposiciónquímica

• Los resultados se muestran en las fig.22.2 b y c,
correspondiente a ambiente industrial y marino
(Kure Beach, North Carolina) respectivamente
• Para el ambiente marino el orden de efectividad es el
siguiente:
1. P
2. Si
3. Cu (hasta 0,3%)
4. Cr
5. Ni
6. Cu (> 3%)
• Para el ambiente industrial (Kearny, N.J), el Cu ejerce
el efecto más poderoso, promoviendo una alta
resistencia a la corrosión

• Para el ambiente industrial (Kearny, N.J), el Cu ejerce el efecto
más poderoso, promoviendo una alta resistencia a la corrosión
• Resultados similares han encontrado Hudson-Stanners y
Larrabe-Coburn y concuerdan que el P ejerce un fuerte efecto
sobre la resistencia a la corrosión, al menos hasta 0,1%
• Sin embargo el P afecta la tenacidad y soldabilidad, y no se
incorpora en algunos aceros resistentes a la corrosión
atmosférica ( se pierde resistencia)
• El Cu es un elemento esencial en aceros resistentes a la
corrosión atmosférica, pero se gana poca resistencia
aumentando su adición hasta 0,3%
 El Si y el Cr son medianamente beneficiosos, lográndose los
mejores resultados con ~0,25% y ~0,6% respectivamente
 El Mn se considera de neutra influencia, mientras que el S es
definitivamente dañino

22.2) ESPECIFICACIONES DE ACEROS
• Pertenecen a los grados de la norma Británica BS 4360:
1990
• Para aceros en planchas se presenta en la tabla 22.4 (WR:
Weathers Resistant Steel)
% WR 50A WR 50B WR 50C
C 0,12 máx. 0,19 máx. 0,22 máx.
Si 0,50 0,40 0,40
Mn 0,40 1.10 1,20
P 0,11 0,04 máx. 0,04 máx.
S 0,05 máx. 0,05 máx. 0,05 máx.
Cr 0,85 0,60 0,60
Ni 0,65 máx. - -
Cu 0,40 0,32 0,32
Al - 0,03 0,03
V - 0,06 0,06
Tabla 22.4 Grados de aceros resistentes a la corrosión Norma BS 4360:1990

• Estos aceros son parecidos a la serie Cot-Ten, el grado
WR50A posee alto P y los grados WR50B y WR50C son
bajos en P-V
• Las propiedades de tracción de los grados WR son
similares a aquellos grados 50 con σo mínimo de 355 MPa
en espesores de planchas más pequeñas
• Las propiedades de impacto son más limitadas, ej: el
grado WR50C posee un mínimo de 27 J a -15°C, mientras
que para el grado 50F el valor de 27 J se obtiene a -60°C
• Una norma Europea Estándar ha sido introducida para
estos aceros, la BS EN 10155: 19993 “Structural Steel with
Improved Atmospheric Corrosion Resistence”
• La tabla 22.5 contiene diferentes grados que la BS 4360;
1990 ( se informa de propiedades tensiles e impacto)

23) ACEROS LÍMPIOS Y CONTROL DE LA FORMA DE LAS
INCLUSIONES Y DESULFURACION
• Junto con el desarrollo de aceros microaleados y el proceso
termomecánico, se ha puesto especial atención en los métodos
de producción de aceros con propiedades isotrópicas en la
tracción, ductilidad e impacto
La necesidad de estos aceros fue precipitada por la incidencia en
el “Lamellar Tearing” o “Desgarramiento Laminar”, en la cual la
plancha se separa ó se agrieta a lo largo, según la orientación del
plano de inclusiones no metálicas bajo tensión o esfuerzos
generados durante la soldadura. Ocurre en secciones laminadas
principalmente, pero también puede ocurrir en piezas extruídas
ó forjadas. No ocurre en piezas fundidas.
• La necesidad de contar con altos niveles de resistencia al
impacto, en aceros estructurales y un mejor conformado en frío,
provocaron la necesidad de contar con aceros limpios y con un
control de la forma de las inclusiones

• La práctica de adicionar Ca en los aceros para reducir las
inclusiones de sulfuros y óxidos es masiva en el mundo, con
un beneficio adicional de modificar la forma y el tamaño de
las inclusiones
• Uno de los pioneros fue la Thyssen Niederrhein en
Alemania. Pircher y Klapar descubrieron esta técnica
• El Ca en forma de siliciuro de Ca o carburo de Ca se agrega
después del tapado por el fondo del baño (cuchara),
mediante una lanza (refractaria) usando Argón
• El Ca se evapora y a medida que las burbujas pasan al baño
se combinan con el S y O en el acero líquido
• Los productos de reacción pasan a la escoria
• El acero antes del tratamiento con Ca es desoxidado con Al,
presentando contenidos de O inicial de 20-100 ppm
• Luego del tratamiento con Ca, el O es reducido a 10-20 ppm

• Los autores señalan que el efecto desulfurados del Ca es
determinado por la cantidad de Ca agregado
• La fig.23.1 muestra que el efecto está influenciado en gran
medida por el tipo de refractario empleado en la cuchara

• Con cucharas de dolomita, una pequeña reacción se
realiza entre el baño fundido del acero y el refractario, un
bajo nivel de O se logra debido al efecto desulfurados del
Ca
• Con cucharas dolomíticas, la adición de 1 Kg de Ca/ton
reduce el S contenido desde 0,02% a 0,003%
• Los autores establecen que es posible alcanzar contenidos
de S bajo 0,001% con esta técnica
• En la fig.23.1 el Mg se muestra como un buen agente
desulfurante, pero el Ca es preferido por su costo y mayor
control
• Como se indicó la anisotropía en la tenacidad y ductilidad
es causada por la orientación (alargada) de las inclusiones
con un arreglamiento (orientación) planar, tanto de los
sulfuros de Mn como los óxidos

• El problema se reduce bastante si las inclusiones
presentes son pequeñas, aisladas y sin deformación
• Hay una gran atención el control de la forma de las
inclusiones y la reducción de la cantidad de estas
• Los elementos modificadores de las inclusiones son: Zr,
Ca,Te y metales de tierras raras
• En los aceros desoxidados con Al, la contaminación por
inclusiones incluirá generalmente MnS alargados tipo II,
alúmina y algunos silicatos
• Luego del tratamiento con Ca las inclusiones se restringen
a Aluminato de Ca (CaO·Al2O3)
• El S igualmente se asocia a estas inclusiones como
sulfuros de Ca o como S en solución
• Las partículas de Aluminato de Ca son globulares
reteniendo su forma durante la laminación en caliente

• La fig.23.2 muestra el efecto beneficioso de la reducción
del contenido de S y tratamiento con Ca sobre la
reducción en el área en la dirección del espesor

Desulfuración del Acero.
Azufre en el Acero.
• El S se disuelve en el hierro líquido en cualquier
concentración.
• La solubilidad a temperatura ambiente Feα es de 20 ppm. En
Feγ es de 130 ppm a 1000ºC.
• La solubilidad del S durante la solidificación disminuye y
forma FeS formando un eutéctico con el Fe (988ºC). El
eutéctico se segrega en el límite de grano.
• El eutéctico FeS – Fe fragiliza los bordes de grano y causa una
abrupta caída de las propiedades (fragilidad) a la temperatura
de conformado en caliente (laminación, forja, 1150 – 1250ºC).
“Fenómeno de Hot Shortness” ó “Fragilidad en Caliente”.
• El Mn es adicionado en cantidades > 0.2% para minimizar ó
prevenir la Fragilización en Caliente.

• El Mn activa la reacción con el FeS durante la solidificación,
transformando el FeS a MnS según:
• (FeS) + [Mn] = (MnS) + Fe
• (El paréntesis cuadrado [ ] significa concentración en el acero, el
paréntesis ( ) significa concentración en la escoria).
• La temperatura de fusión del MnS es de 1610ºC (se elimina la
Fragilización en Caliente).
• Desafortunadamente las inclusiones de MnS son:
• Frágiles (menos tenaz que el acero).
• Estas pueden tener aristas agudas ó “vivas”.
• Estas están localizadas en los límites de granos.
• El efecto negativo del S en las propiedades mecánicas se
incrementa en los lingotes de gran tamaño (macrosegregación
del S).
• El S afecta:
• Ductilidad
• Tenacidad al Impacto
• Resistencia a la corrosión
• Soldabilidad

Desulfuración del Acero por Escoria.
• El método más común es remover el S del acero fundido en una
escoria reductora básica. La escoria básica contiene
principalmente óxidos básicos: CaO, MgO, MnO, FeO (35/60
CaO+MgO; 10/25 FeO; 15/30 SiO2; 5/20 MnO).
• La transición del S desde el acero a la escoria es del tipo:
[S] + (CaO) = (CaS) + [O]
• La misma reacción en la forma iónica:
• [S] + (O2-
) = (S2-
) + [O]
La constante de Equilibrio (KS2) de la reacción es:
KS2 = a[O]*a(S2-)/a[S]*a(O2-)
Donde:
a(S2-), a(O2-) – actividades de S2-
y O2-
en la escoria (slag).
• La capacidad de una escoria de remover S desde el acero es
caracterizada por “ el coeficiente de distribución del S”:
LS = (S) / [S]
Donde:
(S) - concentration of sulfur in slag; [S] - concentration of sulfur
in steel;

• Como se desprende de las ecuaciones anteriores la desulfuración
es efectiva:
• Baño desoxidado (bajo O)
• Escorias Básicas (alto CaO).
• El proceso de aceria Basic Oxygen Process (BOP) no es
efectivo para la remoción de S, debido a la escoria altamente
oxidada.
• La desulfuración puede ser efectiva en un proceso básico de
Horno Eléctrico.
• Una fuerte desulfuración por escoria puede ser realizada en
cuchara.
• La escoria refinadora (desulfuradora) con un alto contenido de
CaO y no de FeO se prepara y se coloca en la cuchara vacía. La
desulfuración es muy efectiva durante el llenado de la cuchara
(agitación y mezcla).

Desulfuración del Acero por Inyección de Agentes Activos.
• Es un método efectivo.
• Los métodos de inyección combinan el suministro de un agente
desulfurante (polvo) con la agitación mediante Argón que se
sopla.
• Una desulfuración efectiva ó profunda se alcanza debido a los
siguientes factores:
• Alta actividad química de los agentes desulfurantes (Ca, Mg).
• Una alta área de contacto entre el acero y la escoria.
• Una agitación permite una mejora en la cinética de la
desulfuración.
• La presencia de una escoria básica no – oxidada es capaz de
absorber los productos de la reacción de desulfuración (CaS,
MgS).

Los siguientes materiales son usados como agentes
desulfurantes:
• Slag mixtures CaO (50-90%) + CaF2 (10-20%) + A2lO3 (0-
30%);
• CaSi;
• CaC2;
• CaC2 + Mg;
• Lime (CaO) + Mg;
• Ca + Al;
• Ca;
• Mg.
• Los agentes son inyectados en el acero fundido ya sea en forma
de polvos a través de una lanza presurizada con argón. O en
forma de alambre tubular (hueco) el cual contiene los polvos
para desulfurar. En el último método el método de agitación por
argón se realiza desde el fondo la cuchara

24) ACEROS PARA USO NAVAL
• A pesar de la menor demanda para la fabricación de
barcos de desde los años 70’, la producción de grandes
contenedores permanece como una gran aplicación para
los aceros estructurales
• El aceros virtualmente no presenta cambios para la
construcción de cascos petroleros y transporte, a pesar de
ser distintos tipos de transporte
• Desde la década de los 40´ la construcción naval ha
experimentado los siguientes cambios:
1. Cambios desde estructuras remachadas a soldadas
2. Necesidad de aceros con altos niveles de tenacidad
3. Aceros de mayor resistencia (bajos costos o
eficiencia operacional)

24.1) ACEROS DE ALTA RESISTENCIA ESTÁNDAR
• Las principales especificaciones estándares para
materiales de construcción naval son entregadas en las
siguientes especificaciones:
1. American Bureau of Shipping(ABS)
2. Bureau Veritas
3. Det Norske Veritas
4. Germanischer Lloyd
5. Lloy’d Register of Shipping
6. Nippon Kaiji Kjukai
7. Registro Italiano Navale

• Estos organismos publican reglas propias de diseño y
especificaciones de aceros, colaborando estrechamente con
la International Association of Classification Societies
(IACS). Se logra una gran uniformidad en las
especificaciones en términos de composición, propiedades
tensiles y resistencia al impacto
• Desde los años 50’ hubo la necesidad de modernizar las
distintas indicaciones individuales para la formulación de las
especificaciones de acero con la resistencia mejorada a la
fractura frágil
• Hasta a mediados de los 40’ la fabricación de barcos se
realiza mediante remaches con grados de aceros
generalmente de “calidad de fabricación naval”
• Este acero se fabricó en términos de resistencia y doblado,
sin limitaciones de composición química
• Debido a la 2° Guerra Mundial una mayor demanda de
barcos fue necesaria (mayor velocidad de producción),
reemplazando los remaches usados en las estructuras por
soldadura

• Se tuvo que considerar la composición química en
relación a la soldabilidad
• El mayor problema fue el fenómeno de fractura frágil ej: la
fractura catastrófica de los barcos Schenectady
• El comportamiento estructural se mejoró con nuevos
diseños en elementos críticos, pero de igual forma fue
necesario mejorar la tenacidad (características) en
planchas de uso naval
• Luego de la 2° guerra Naval cada una de las sociedades
tomo acciones independientes en la formulación de las
especificaciones para los aceros
• En 1952 surgió la necesidad de armonizar las
especificaciones

• De las 7 sociedades clasificadas indicaron un total de 22
grados de aceros, los cuales se pueden dividir en 3
categorías:
• Acero naval ordinario usado en espesores delgados y áreas
ligeramente tensionadas
• Grado intermedio usado en áreas donde exista control
sobre la tenacidad a la entalladura y espesores
intermedios
• Acero de alto grado con buena ductilidad a la entalladura
y espesores gruesos
• A pesar de esta clasificación comúnmente aceptada, las
sociedades no han sido capaces de racionalizar sus grados
individuales dentro de estas
• La American Bureau of Shipping (ABS) ha favorecido las
especificaciones según la práctica de desoxidación,
composición y tratamiento térmico

• Las sociedades europeas se pasan principalmente en las
propiedades mecánicas
• Un acuerdo final entre estas sociedades adoptaron los
grados unificados, basados en ambas situaciones
resultando en 5 especificaciones para los 3 tipos básicos de
aceros:
1. Grado A: Acero común par uso naval
2. Grado B: Grado intermedio se basa en
especificaciones ABS
3. Grado C: Grado más alto se basa en especificaciones
ABS
4. Grado D: Grado intermedio basado en la resistencia
al impacto especificado a 0°C (especificación
europea)
5. Grado E: Grado más alto basado en la resistencia al
impacto especificado a -10°C (especificación
europea)

• Se han realizado nuevas racionalizaciones, como la lloyd
que especifica 4 grados de acero en requerimientos al
impacto crecientes con σo mínimo de 235 MPa
• El σo de estos aceros es idéntico al especificado para
aceros de baja resistencia grado 40, norma BS 4360 (acero
estructural soldable), pero con diferencias en la
resistencia al impacto
• El tratamiento térmico fue el proceso para los aceros de
mayor resistencia. Estos aceros pueden ser suministrados
en la condición de laminación controlada logrando
propiedades mecánicas requeridas

Tabla 24.1 a) Aceros de uso naval de resistemcoa estándar Llloyds
(a) Composición química y práctica de desoxidación
Grado A* B D E
C 0,23 máx. 0,21 máx. 0,21 máx. 0,18 máx.
Mn nota 3 0,81 máx. 0,60 máx. 0,70 máx.
Si 0,5 máx. 0,50 máx. 0,10-0,50 0,10-0,50
Si 0,04 máx. 0,04. Máx, nota 4 0,04. máx 0,04. máx
P 0,04 máx. 0,04 máx., nota 4 0,04 máx. 0,04 máx.
Al - - - 0,015 mín.
(ácido soluble) - - - nota 5
Notas
*. ASTM A131 Grado A o ASTM A36 grano fino.
5. El contenido total de Al puede ser determinado en vez del contenido de ácido
soluble.En tales casos el contenido total de Al no deberá ser menor que 0,02%.
Calmado
nota 2
2.Grado D (acero) puede ser suministrado semi-calmado hasta 25 mm de espesor. En
tales casos, el requerimiento para el mínimo contenido de Si no se aplica.
3. Para el Grado A en espesores sobre 12,5 mm el contenido de Mn no será menor que
2,5 el contenido de C.
4. Para el Grado B, cuando el contenido de Si es de 0,1% o más /aceros calmados), el
contenido mínimo de Mn puede ser reducido a 0,06%.
1. Para el grado A, el acero efervecente puede aceptar hasta un espesor de 12,5 mm
inclusive, provee que este es el estado de siministri en el certificado o el establecimiento
naviero del acero efervecente y ewto no es excluyente de la orden del compra
Calamado y
grano fino
tartado con Al
Desoxidación
Comp.
Química (%)
Cualquier método
(aceros efervecente
nota 1)
Cualquier método,
excepto acero
efervecente

Tabla 24.1b) Propiedades mecánicas para usos
A - -
B 0 27 (notas 2 y 4)
D -10 27 (notas 2)
E -40 27 (notas 2)
Notas
1. Requerimientos para planchas sobre 50 mm de espesor están sujetos a acuerdo
2. Par el ensayo de impacto se necesita un promedio mínimo de energía de :
Dimensiones (mm) Grados B, D y E
10 x 7,5 22J
10 x 5,0 18J
>5 >10 >15 >20 >25 >30 >35
≤5 ≤10 ≤15 ≤20 ≤25 ≤30 ≤35 ≤50
21 22
4. Los ensayos de impcto no son generalmente requeridos para el grado de acero B de
25 mm o menor en espesor ensayos ocasionales se realizan (selectivos) por
inspectores después de Lloyd's resister of shipping, rules and regulations for the
classification
17 18 19 20
Alargamiento
(%)
Espesor (mm)
14 16
3. Para la totalidad de espesores con un ancho de 25 mm y un largo de 200 mm, el
alargamiento mínimo será:
235 400-490
22
(nota 3)
Alargamiento en
565*(S0
1/2
)% mín.
Energía promedio
(J) mín.
Ensayo de impacto en probeta
entallada en v (long)
Grado
Límite de fluencia
mín. (Mpa)
Resistencia a la
tracción (Mpa)
Tº Ensayo
ºC

24.2) ACEROS DE MAYOR RESISTENCIA
• A mediados de los años 60’ se establecieron aceros de
mayor resistencia microaleados
• Cada sociedad de clasificación introdujo especificaciones
con σo entre 300-400 MPa
• La tabla…determina las siguientes propiedades mecánicas
utilizadas por la Lloyd
• La mayor resistencia se logra refinando el T.G y por un
endurecimiento por P.P, estos aceros pueden
suministrarse en:
1. Laminación en caliente
2. Laminación controlada
3. Normalizado

• Los aceros se fabrican con un CE≤ 0,41 según la fórmula
• Tanto la norma BS 4360 y de la Lloyd usan las letras A hasta
la E para indicar un aumento en la tenacidad, pero la tabla
24.2 muestra las diferencias en las designaciones
Tabla 24.2 Diferencia en las designaciones entre la Norma BS 4360 y la Lloyd
A no ensayada no ensayada 34J a 0ºC
B 27J a 20ºC 27J a 0ºC -
C 27J a 0ºC - -
D 27J a -20ºC 27J a -10ºC 34J a -20ºC*
E 27J a -40ºC 27J a -40ºC 34J a -40ºC*
Nota:
*. 31J mín. para aceros grado H32
Resistencia
más alta de la
Lloyd
Resistencia
estándar de
Lloyd
BS 4360
Grado
Designación

• La mayoría de las clasificaciones realizadas por las
sociedades especifican aceros con σo entre 315 y 355
MPa, pero la Det Noaske Veritas lista un acero con
σo mínimo de 390 MPa.
• Para la construcción de submarinos (considerados
como envases a presión) los cascos son fabricados de
aceros Q-T con un σo mínimo de 550 MPa (Navy Q1)
y 690 MPa (Navy Q2), para soportar grandes
presiones hidroestáticas.
• La Tabla 24.3 entrega un breve detalle de la
composición para estos aceros

Tabla 24.3) Aceros de alta resistencia para construccón naval.
Propiedades mecánicas
AH 32 0 31
DH 32 -20 31
EH 32 -40 31
AH 34S 0 34
DH 34S -20 34
EH 34S -40 34
AH 36 0 34
DH 36 -20 34
EH 36 -40 34
,
Notas
1. Los requerimientos para planchas sobre 50 mm están sujeros a acuerdo
>5 >10 >15 >20 >25 >35
≤5 ≤10 ≤15 ≤20 ≤25 ≤35 ≤50
3. Para el ensayo de impacto, el promedio de energía de impacto será:
32 34S 36
10 x 7 26 28 28
10 x 5 21 23 23
Después, Lloyd's register of shipping, rules and requifor the classification of ships
22
22
Ensayo de impacto en probeta
entallada en v (long)
Grado
Límite de fluencia
mín. (Mpa)
Resistencia
a la tracción
Alargamiento en
565*(S0
1/2
)% mín.
Tº Ensayo
ºC
Energía promedio
(J) mín.nota 3
440-590
450-610
490-620
315
340
21
2. Para todos los espesores el ancho de la probeta de tracción será de 25 mm y el largo de 200
mm; el alargamiento mínimo será:
Espesor
(mm)
15
355
1817 19 20 21
201918171615
Dimensiones
(mm)
Niveles de resistencia
Niveles resistencia
14 y 36
Alargamiento
(%)
14
16
Niveles resistencia
32 y 345

• Debido a su alta aleación, ambas composiciones son capaces de
generar altas resistencias luego del temple en aceite
• Luego del revenido se producen excelentes propiedades al
impacto, especificando un mínimo de 70J (-84°C) en planchas
de hasta 60 mm de espesor
24.3) CONSIDERACIONES DE DISEÑO
• Los arquitectos navales consideran el casco de un barco como
una viga en el cual la cubierta y el fondo forman una brida y los
laterales son el alma
• La Lloyd y otras sociedades especifican espesores mínimos de
planchas utilizadas en distintas partes del barco, las cuales
actuando en conjunto dan a la estructura una rigidez o módulo
de sección
• En general los espesores son relativos a lo largo del barco,
asumiendo que la profundidad y ancho forman una relación fija
del largo

• Ej: La razón largo/profundidad ≤ 16/1
La razón largo/ancho ≥ 5/1
• Los arquitectos navales han legislado para evitar la
deformación del barco, bajo la acción de una onda,
generalmente con un largo igual al largo (fig. 17)
• La Fig.24.1 muestra condiciones externas de tensión:
• Suspensión a la mitad del barco (tensión cubierta)
• Onda en los extremos del barco (tensión en el
fondo)

 La sección media o Midship es la zona de mayor exigencia
(tensión y deflexiones), designada como la zona de
mezcla =0,4L
 La sección media presenta las planchas con mayores
espesores (mayor resistencia) que hacia los extremos
 La disminución de los espesores hacia los extremos se realiza
en términos de porcentaje por metro para evitar cambios
bruscos de sección
 Generalmente los cascos son construidos en un acero grado
A, pero la Lloyds distingue distintos grados, según
requerimientos para los diferentes componentes del casco
 5 clases de materiales son identificados en orden ascendente
de tenacidad a la fractura, los cuales son trasladados a
grados de aceros, según espesores requeridos

 El uso de aceros de alta resistencia en construcción naval es
ventajoso por :
1. Costos de construcción más bajos (reducción del peso
del acero y menor costo de fabricación)
2. Menores costos operativos (al disminuir el peso,
menos combustible es necesario o una mayor
capacidad a igual peso)
 Lo mencionado anteriormente es de importancia debido al
estado depresivo del mercado de construcción naval, pero la
reducción de espesores es regida por el módulos y
consideraciones de deflexión
 En forma análoga a la viga la deflexión de un barco es
función de la razón largo/profundidad (L/D) y la forma de
diseño en el uso de aceros de alta resistencia es limitada por
la deflexión idem al uso de envases delgados de alta
resistencia

 A reducción de espesores en aceros de alta resistencia en
relación a los de resistencia estándar, es dado por el factos
“k” de la Llloyds:
 Para un acero de resistencia estándar (σo= 235 MPa) k=1,
disminuyendo este valor al aumentar σo, lo cual permite
utilizar planchas de menores espesores
 Límites bajo 0,72 x espesor en aceros estándar garantizan
una deflexión mantenida en los límites razonables
 Lo cual indica que no habrá ventaja cuando la presente
regla, pero usando un acero con σo >326 MPa, es decir:
 Un beneficio económico es comúnmente restringido a los
aceros Lloyds H32 (k= 0,75) o H34 (k= 0,69)
 Pero la relación establece consideraciones especiales para
aceros con σo>355 MPa
grande)máselseaquea(cualquier0,72
235
k ==
oσ
0,72
236
235
=
0,72
326
235
=

En Japón más del 50% de la construcción de cascos de
barcos utiliza aceros de alta resistencia
Los fabricante nipones aceleran el enfriamiento de los
aceros logrando σo=355MPa (aceros C-Mn con bajo CE)
Estos aceros son utilizados en envases a bajas T°, poseen alta
tenacidad en espesores de hasta 75 mm, logrando altos
valores de absorción de energía a T° de -60 a -80°C
25) ESTRUCTURAS PETROLERAS
Desde los años 70’ en UK se ha realizado explotación de gas
natural y petroleo desde los Mares del Norte, en donde las
plataformas han sido un símbolo en términos de diseño,
materiales y construcción
La 1° plataforma se construyó en el Golfo de Mexico (7 m de
profundidad) en los años 40’

 Las plataformas del Mar del Norte han tenido que sortear
problemas tale como profundidad (170 m), T° muy bajas y
clima perjudicial
 En 1981 más de 10000 unidades se encontraban en operación,
construidas en acero y hormigón armado hasta los años 80’ (~
6000000 máx.)
 Por razones económicas la fabricación de unidades en forma
combinada o se ha continuado
 25.1) CONSIDERACIONES DE DISEÑO
 Los miembros estructurales en la zona de impacto por olas se
encuentra sujeto a una gran carga
 Tuberías soldadas son el tipo son comúnmente utilizadas en
los aceros de plataformas
 Las áreas crítica son las coplas (nodos de unión) que unen
elementos de distintos diámetros
 Las coplas pueden ser de distinta geometría y son consideradas
zonas de alta concentración de tensiones, afectando el
comportamiento a la fatiga
 Especiales consideraciones en el diseño de uniones soldadas

 El 1° colapso por fatiga fue en Diciembre de 1965, muriendo
13 personas (Plataforma Sea Gem, ubicada en el Mar del
Norte)
 Se demostró que la catástrofe se debió a fatiga (grieta), que
probablemente se originó desde una fractura frágil, desde
en un componente soldado
 25.2) SELECCIÓN DE ACEROS
 Los aceros para estructuras tubulares se pueden agrupar en
3 clases, según la ubicación y solicitaciones:
1. Acero estructural especial
2. Acero primario
3. Acero secundario

 La Fig.18 indica que un acero estructural especial es usado en
nodos principales y en áreas de transmisión de los ejes

 Este requerimiento necesita el grado más alto, generalmente BS
4369 grado 50E Hyzed. Los cuales son fabricados con bajo S y
aleantes modificadores de la forma de las inclusiones no
metálicas /alta ductilidad a través de los espesores)
 El acero primario se utiliza en todos los otros miembros
estructurales, (soportes modulares, patas telescópicas, etc) el cual
es BS4360 grado 50E mod.
 El acero secundario usado en áreas ligeramente pensionadas
(paredes modulares, pasarelas, etc) el cual es BS4360 grado 43D
 La resistencia a la fractura frágil presenta especial atención en
planchas y zonas ZAT de materiales soldados
 En la publicación Británica “Guidance Notes”, los requerimientos
para ensayos para impacto están diseñados a una T° mínima de
-10°C
 Algunos diseñadores sugieren que la T° se ensayo Charpy varía en
0,7°C por cada 1°C que la T° de diseño difiere de -10°C
 El peso del acero de una plataforma es de ~13000 ton y con
soportes modulares de 2500 ton, que soportan el área de trabajo
sobre el nivel del mar
 Los extremos inferiores de las 4 patas penetran en la unidad
botella, cada una pesa 770 ton, el área de trabajo pesa ~
6600 ton

Los Componentes Estructurales Críticos se deben fabricar
de aceros que presenten una adecuada tenacidad a la
fractura a bajas temperaturas debido a las consecuencias
catastróficas que pueden producirse.
Las especificaciones y recomendaciones usadas para el
diseño de estructuras construidas mar adentro ó
“offshore structures” especifican requisitos de tenacidad a
bajas temperatura. Muchos aceros se han desarrollado
para estos propósitos.
La necesidad de tener aceros de mayor tenacidad a la
fractura, de soldabilidad garantizada y de precio bajo ha
permitido desarrollos importantes en la tecnología del
acero estructural.
La laminación controlada y el enfriamiento a velocidad
acelerada han sido muy importantes en estas
producciones.

1. CRITERIOS DE DISEÑO Y FALLAS.
Tres factores principales contribuyen a las fallas en uso ó
servicio de las estructuras de acero:
 La fractura frágil debido a la presencia fallas de fabricación.
 Desarrollo de la grieta por fatiga.
 Desarrollo de grietas como resultado de un daño accidental.
Es complicado y caro fabricar estructuras libres de defectos.
Aunque el uso de los procedimientos apropiados de
inspección y de control de calidad pueden limitar el tamaño
de defectos, pero no pueden eliminarlos en su totalidad.
Las prácticas apropiadas de diseño a la fatiga y la inspección
sistemática y programada en servicio pueden controlar el
crecimiento de las grietas por fatiga. Sin embargo, la
eliminación completa de las pequeñas grietas por fatiga es
imposible, particularmente en estructuras soldadas
complejas.

Las fallas dúctiles debido al crecimiento de grietas por
fatiga (a un tamaño crítico de inestabilidad) es un
acontecimiento raro. Es común que las fracturas sean
frágiles, especialmente en las estructuras sujetadas a
ambientes turbulentos, por ejemplo del Mar del Norte. Las
fallas dúctiles en la ausencia de defectos como grietas, se
experimenta solamente en los casos de las sobrecargas
accidentales, que exceden enormemente las tensiones
normales del diseño.
Adicionalmente a las fallas catastróficas de buques, barcos
petroleros, plataformas petroleras, tuberías, puentes y
recipientes, fallas menores producidas durante la
fabricación ó en servicio han provocado retrasos
importantes y costos de reparación altas. Para reducir al
mínimo la probabilidad de éstas, el diseño de estructuras
modernas se basa en el uso combinado de los métodos de
diseño clásico y de diseño estructural de integridad.

El diseño estructural de integridad se emplea para prevenir
fallas estructurales debido a fracturas frágiles o al
agrietamiento prematuro por fatiga (presencias de
materiales con entalladuras por fabricación, deterioros
por corrosión, etc.).
El diseño de integridad provee una útil herramienta para
determinar la resistencia de la fractura, mediante un
análisis de esfuerzos confrontado con la calidad de la
fabricación y las propiedades mecánicas del acero.
Las características mecánicas que se evalúan incluyen el
crecimiento de grietas por fatiga, tenacidad a la fractura, y
propiedades de tracción (por ejemplo límite de fluencia y
resistencia a la tracción).

Recurrentemente todos los criterios de diseño, códigos, o
estándares para usos críticos enfatizan los procedimientos
de control de fracturas. Estos permiten la evaluación de
características tales como la tenacidad a la fractura,
soldabilidad, y resistencia.
Los criterios rigurosos de calificación de aceros
estructurales han contribuido al desarrollo de aceros
baratos, que poseen características mecánicas superiores.
Estos aceros estructurales combinan características tales
como: alta resistencia, soldabilidad mejorada y alta
tenacidad a la fractura en un solo material.
Estas características son vitales en los aceros usados para las
estructuras construidas mar adentro (offshore structures)
debido al difícil acceso para la inspección permanente
(alto costo, faenas complejas).

2. EVALUACION DE LA RESISTENCIA A LA FRACTURA.
Las industrias dedicadas a proyectos del tipo costa afuera
han utilizado permanentemente tecnologías de avanzada
en la mecánica de fracturas y ensayos para establecer el
tipo de defecto que puede permitirse, denominado af.
Éstos incluyen el tipo CTOD (crack tip opening
displacement) ó de desplazamiento del extremo de la
grieta, ensayos y otro menos difundido como el de la
resistencia al crecimiento de grieta ó integral Jr, y
métodos de evaluación de fallas con diagramas
(predictivos). Existen dos definiciones comunes CTOD,
Fig. 3 y 4.

1. El desplazamiento de la punta de la grieta inicial.
Fig. 3
2. El desplazamiento de la intersección a 90º de los flancos
de la grieta
Fig. 4

El CTOD permite el cálculo del tamaño del defecto final
permisible, af, usando la expresión siguiente para la razón
entre el defecto crítico y el valor de CTOD:
Ec. 1.
donde af es la mitad del largo (1/2) de una grieta rectilínea a
través del espesor.
La relación Y/E es el cociente entre el límite de fluencia y el
módulo elástico del material.
La razón S/Y es el cociente entre la tensión aplicada nominal
y el límite de fluencia.
El término SCF es el factor de concentración de tensión
(stress concentration factor), y el α es el parámetro del
alivio de tensión, que es igual a 1.0 cuando no hay alivio de
tensiones (es decir, el esfuerzo residual es igual a Y) y es
igual a 0.0 cuando existe un total alivio de tensiones (es
decir, se eliminan las tensiones).
( ) ( )[ ]25.0//2
1
−+
=
απ YSSCFEYCTOD
af

Los valores del test CTOD de fractura frágil en forma
aislada no permiten determinar en buena forma el
comportamiento del material. Es necesario también
considerar valores de fatiga.
Debido a la complejidad de la prueba de CTOD, la mayoría
de los códigos del diseño todavía confía en el test de
probeta entallada Charpy (V-notch, CVN) y en la
temperatura de transición, como los criterios de
principales de aceptación de la tenacidad a la fractura.
Las pruebas de impacto de CVN (Charpy) se realizan bajo
normas tales como la ASTM A 370 o BSI 131.

REQUERIMIENTOS DE TENACIDAD A LA FRACTURA
Casi todas las normativas de diseño para las estructuras
críticas especifican un requisito mínimo de tenacidad a la
fractura. Los requisitos de tenacidad han sido
determinados bajo tres especificaciones de diseño usados
en la fabricación de componentes para costa afuera. Estas
pautas han sido desarrolladas por API, el Departamento
de Energía del Reino Unido (DEn) y la empresa
clasificadora naviera noruega Det Norske Veritas (DNV).
Los criterios de tenacidad a la fractura usados en estas
indicaciones se basan principalmente en criterios de
absorción de energía por impacto Charpy (CVN) y de la
temperatura de transición.
Según la norma API RP 2A, las uniones bajo agua deben
cumplir requisitos de tenacidad con probetas con
entalladuras, según lo establecido por ASTM E 208) o el
test Charpy. Para el test según ASTM A208 no se debe
presentar fractura.

El ensayo Charpy requiere probetas de laminación longitudinal.
La energía absorbida minima en el ensayo Charpy se especifica
en función del límite de fluencia mínima del acero (Tabla 1). La
temperatura del ensayo se especifica en función de la
temperatura mas baja que se ha determinado en la
investigación (la menor registrada) y por cuociente entre el
diámetro y espesor de la cañería, D/t.

Para una razón D/t menor de 20, la probeta Charpy es
mecanizada a partir de la cañería y la temperatura de
ensayo es de 10 º C más baja que la menor temperatura de
registro. De otra manera, para razones mayores de D/t es
necesario fabricar las probetas Charpy a partir de
planchas (materia prima). A temperaturas más
bajas la tenacidad especificada es menor. La
especificación API no considera el efecto del espesor en la
tenacidad.
La especificación del Dpto. de Energía del UK (Den)
proporciona los criterios de la tenacidad a la fractura para
las estructuras situadas en el Mar del Norte. Los criterios
de tenacidad dependen del límite de fluencia, del espesor
de la plancha, del tratamiento térmico post soldadura, de
la concentración y de la ubicación las muestras para los
ensayos.

Los valores mínimos promedios recomendados de impacto
CVN de probetas en dirección de laminación transversales
se presentan en la Tabla 1 y las temperaturas
recomendadas de para el test se resumen en Tabla 2.
La Tabla 3 recomienda las temperaturas de ensayo, en
términos de la temperatura de diseño, TD, la que se
define como la temperatura que está 5 ºC más baja de la
probable (registro mensual). Las especificaciones de DNV
incluyen valores mínimos CTOD para planchas soldadas
de espesor = 50 mm.

Los requerimientos a la temperatura mínima del diseño TD
son 0.35 milímetros para la condición de soldeo (as-
welded) ó de 0.25 mm en la condición de tratamiento
térmico post -soldadura.
Hay algunas diferencias en requisitos de tenacidad entre las
especificaciones de diseño. Adicionalmente éstos están
siendo revisados y modificados, de acuerdo a las
experiencias de campo.

La Tabla 4 destaca la importancia de los valores a bajas
temperaturas de la tenacidad, para los aceros
estructurales usados en construcciones costa afuera.
Para planchas más gruesas y para las estructuras usadas
en ambientes más severos, como el ártico, se especifican
valores de tenacidad mayores.

3. ESPECIFICACIONES DE ACEROS
Las especificaciones de los aceros estructurales se basan
generalmente en las especificaciones ASTM, API, BSI, y
así sucesivamente.
En la mayoría de los casos, los estándares proporcionan
principalmente requisitos básicos tales como límites en la
composición química y las propiedades de tracción
Durante los mediados de los años sesenta, varios
problemas estructurales se presentaron plataformas en el
Golfo de México.
Estos problemas indicaron que las cañerías comunes del
tipo API 5L B y aceros estructurales del tipo ASTM A 7 y
ASTM A 36 no siempre reunieron las propiedades de
diseño o del servicio de la industria petrolera costa afuera
(Ref.3).

Los estudios del análisis de falla en varias estructuras
recuperadas demostraron que la tenacidad con probeta
entallada fue baja en aceros laminados en caliente.
Adicionalmente se presentaron “lamellar tearing” ó el
rasgado laminar y baja soldabilidad.
Estos resultados hicieron que los operadores de plataformas
y los organismos de certificación exigieran estándares y
un control más restrictivos de asegurarse de que los
aceros usados sean de alta calidad y puedan satisfacer los
requisitos tenacidad a la fractura de soldabilidad
garantizada.
De esta manera, se desarrollaron las normativas tales como
de la API: 2H, 2Y, y 2W. Los tipos de los aceros
estructurales bajo estas normas corresponden a aceros:
aceros calmados de grano fino normalizados, aceros
fabricados por laminación controlada y aceros templados –
revenidos, como también aquellos fabricados por laminación
controlada y enfriados en forma acelerada (referido como un
procesos termomecánico o TMCP).

Además de los grados antedichos de API, los grados
especiales de estándares generales tales como ASTM y el
BSI también se especifican para las estructuras
construidas mar adentro ó ultramar.
La Tabla 5 resume la composición química y las
características mecánicas de algunos aceros estructurales
costa afuera. Hay varias diferencias entre estas
especificaciones en los detalles que proporcionan en las
condiciones de acería, la composición química, las
propiedades mecánicas y calidad.

Las Tablas 6 y 7 comparan las especificaciones del BSI y del
API para las características de tracción y de tenacidad de
grados similares de aceros. Además de las diferencias en
valores de tenacidad, hay diferencias en cómo cada
especificación maneja la influencia del espesor sobre el
límite de fluencia.
Adicionalmente, las normas API 2W y 2Y proporcionan no
sólo límites fluencia y tracción mínimos, sino un límite
de fluencia máximo. Este último es muy importante para
asegurar una adecuada relación entre la resistencia y
soldabilidad de la plancha.
Es generalmente deseable asegurar que la resistencia de la
soldadura (plancha) sea más alta que la resistencia de la
plancha.

Además de los requisitos de tenacidad Charpy (CVN) de la
Tabla 7, las normas API proporcionan dos suplementos que
usan diversos criterios de ésta.
El primero de ellos está basado en la tenacidad midiendo el
desplazamiento de la punta de la grieta (CTOD) en la zona
ZAT de una soldadura.
Las pruebas se realizan de acuerdo con la sección 3 de API RP
2Z; el aporte térmico en ésta es de 1.5 a 5 kJ/mm y un
precalentamiento entre 100 a 250 °C.
Para espesores hasta 75 milímetros inclusive, el valor
requerido para CTOD es 0.25 milímetros a −10ºC. Para
espesores mayores de 75 milímetros, el valor requerido de
CTOD es 0.38 milímetros (0.015”) a −10ºC.
El segundo suplemento es para la tenacidad de planchas
usando la prueba de carga de caída libre (drop-weight test).
La prueba se hace de acuerdo con la norma ASTM E 208
usando los especímenes P-3. El criterio aceptable es sin
fracturas a −35 ºC.

Aunque los estándares para los aceros estructurales costa
afuera son generalmente más restrictivos que los usados
por otras industrias, proporcionan solamente los requisitos
mínimos para las cifras tensiles, tenacidad a la fractura,
composición química y tolerancias dimensionales. Por lo
tanto, los ingenieros encargados de plataformas incluyen a
menudo requisitos adicionales en las especificaciones de
acero.
Estas especificaciones incluyen generalmente limitaciones
adicionales en la composición química, junto con los
requisitos para una tenacidad más alta, una soldabilidad
garantizada, una tolerancia dimensional menor y una
frecuencia mayor de ensayos. La Tabla 8 compara las
composiciones químicas de los aceros estructurales costa
afuera típicos y de la composición permitida por el API 2H.
En los aceros típicos, los límites se colocan en los elementos,
éstos limitan el máximo de carbono, fósforo, azufre y el
carbono equivalente reducen. Estas restricciones colocan
para asegurar tenacidad y la soldabilidad.

Tabla 8, Especificación de la composición de API (análisis
de colada) para los aceros estructurales para bajas
temperaturas para fabricaciones costa afuera, comparados
con aceros típicos de USA y del extranjero.

4. Avances en la Tecnología del acero.
Muchos avances importantes en los procesos de fabricación
del acero han sido hechos por las empresas siderúrgicas
para cubrir la demanda de alta calidad aceros
estructurales de alta resistencia, de soldabilidad
garantizada, de tenacidad a la fractura mejorada y a un
menor costo.
Estos avances incluyen la fabricación de aceros con muy
bajo azufre (alto horno), la colada continua de
planchones delgados, el usos de hornos de arco para el
desgasado en vacío y la agitación del baño con Argón y
técnicas de inyección y el uso casi exclusivo de hornos
básicos para la acería.

Estos avances en el proceso de fabricación de acero han
dado lugar a mejoras importantes en aceros
estructurales:
1) Un control significativo de elementos de aleación (por
ejemplo, carbono, manganeso, niobio, vanadio y
aluminio),
2) Una reducciones importante de impurezas (por
ejemplo, azufre, fósforo, hidrógeno y nitrógeno) y
3) A una mayor homogenización de la composición y de
las propiedades.
Los avances recientes en capacidad de control
computacional de la laminación han permitido el
desarrollo de una nueva clase de aceros de alta
resistencia y baja aleación, poco aleados, de alta
resistencia, a saber; los aceros TMCP
(thermomechanically controlled process).

Los TMCP implican laminación controlada y enfriamiento
acelerado controlado, de manera de producir aceros con
un tamaño de grano extremadamente fino (ASTM E 112
tamaños ferríticos Nos 10 a 12).
La principal contribución de los aceros TMCP es
incrementar la resistencia y tenacidad a la fractura.
Mejorar la soldabilidad debido a la reducción del carbono
equivalente y controlando la composición química. La
especificación del API 2W cubre las planchas de acero de
TMCP con límite de fluencia mínimo entre 290 y 415 MPa.
La resistencia en los aceros TMCP es maximizada
reduciendo el tamaño de grano de la ferrita y
aumentando la fracción de volumen de la segunda fase. El
enfriamiento acelerado se utiliza para alcanzar estos
efectos.
La influencia de la velocidad de enfriamiento sobre la
resistencia y tenacidad se demuestra en la Fig. 7.

Fig. 7 Efecto de la velocidad de enfriamiento sobre los aceros
TMCP. (a) Resistencia y (b) Tenacidad.

Una variación en la velocidad de enfriamiento se puede esperar
entre la superficie y las secciones medias en las planchas
gruesas. La adición de pequeñas cantidades de niobio es muy
eficaz en el incremento de la resistencia, sin alterar la
tenacidad Fig. 8.
Sin embargo, la adición de más de 0.04% Nb no es deseable
porque puede causar una reducción la tenacidad,
particularmente en la ZAT calentada bajo 723 ºC
(temperatura subcrítica), zona de crecimiento del grano.

5. PROPIEDADES GENERALES DE LOS ACEROS TMCP
La tecnología de los TMCP fue desarrollada durante lo 80’
en Japón. Usando un proceso que permite la obtención
de una Ferrita muy fina acicular uniforme. Los aceros
TMCP son de alta resistencia y buena tenacidad.
Adicionalmente se logra una baja templabilidad, baja
susceptibilidad al agrietamiento en frío y alcanzar
características adecuadas para la soldadura con un aporte
térmico alto.
El nivel de calidad de los aceros TMCP es alto y las
propiedades mecánicas son muy estables.
La tecnología TMCP se ha introducido en la mayoría de la
Usina Niponas y ha sido utilizada en los astilleros
japoneses. La razón del uso de éstos del tipo TMCP tipo
HT son las propiedades superiores en el conformado en
frío y soldabilidad de otros aceros. Fig. 9.

Fig. 9, Transición ó cambio de los aceros HT por los TMCP
en Japón.

La laminación en caliente tradicional logra satisfacer
dimensiones ó formatos de las planchas. Si la calidad
requerida en éstos es importante, mediante procesos
batch ó discontinuos se realizan tratamientos térmicos de
normalizado, temple – revenido. Sin embargo, frente a
requerimientos severos, durante la laminación en caliente
ha sido posible implementar nuevos procesos tendientes a
mejorar la calidad. Esto es TMCP.
El proceso TMCP necesita un buen control durante el
recalentamiento del planchón, la laminación y luego del
enfriamiento post laminación.

La Asociación Internacional de Sociedades de Clasificación
IACS (IACS es un órgano consultivo de la Organización
Marítima Internacional (OMI)), definido al proceso
TMCP, Fig. 10 como:
Aquel que incluye, TMR (Thermo-Mechanical Rolling
Laminación Controlada).
Acs (Accelerated Cooling ó Enfriamiento Controlado).
Fig. 10

Los aceros TMCP poseen una microestructura Ferrítica
acicular fina y uniforme diferente a la de los aceros
convencionales que presentan una microestructura
Ferrítica / Perlítica bandeada. Loa TMCP poseen mayor
resistencia y mejor tenacidad. Las Fig. 11 y 12 presentan la
relación entre la Tracción y el Carbono Equivalente y el
Límite de Fluencia y Tamaño de Grano. Los aceros TMCP
tienen mejor tenacidad.
Fig. 11 Fig. 12

Fig. 13, Se presenta el control de la microestructura.
Fig. 13

La etapa de recalentamiento del plancho es controlada de
manera de afinar el tamaño de grano austenítico. La etapa
siguiente es la de la laminación en caliente. La laminación
controlada en la zona austenítica refina el grano. A partir
de estos granos austeníticos se forma Ferrita Acicular fina
ó Bainita Superior durante el enfriamiento acelerado post
laminado. La Fig.9 también muestra microestructuras de
aceros TMCP.
Es posible apreciar que las microestructuras de los aceros
TMCP son más finas y uniformes.
La soldabilidad de estos aceros es garantizada.
En la Fig. 14 y 15 se aprecian la influencia de la velocidad de
enfriamiento post laminación en caliente del contenido
de niobio.

Fig. 14 Efecto de la velocidad de
enfriamiento sobre los aceros
TMCP.
(a) Resistencia y (b) Tenacidad.
Fig. 15 Efecto del contenido de
niobio sobre los aceros TMCP
(a) Resistencia y (b) Tenacidad.

6. TENACIDAD A LA FRACTURA DE ESTRUCTURAS
SOLDADAS
La determinación de la tenacidad a la fractura del acero
estructural para proyectos costa afuera implica evaluar
no sólo la tenacidad de la plancha (materia prima), sino
la tenacidad del material soldado y del aporte de
soldadura. Aunque es normal incluir los requisitos de
tenacidad de la zona ZAT y del aporte usado
(especificaciones de fabricación).
Es requisito indispensable indicar en la materia prima
(usina), los requerimientos de tenacidad. Debido a que
una pequeña cantidad de material en la punta ó
extremidad aguda de la grieta por fatiga, puede ser
examinada con la prueba de CTOD, una evaluación
detallada de la tenacidad, de las diversas regiones ZAT es
posible. Esta exactitud ó precisión en áreas reducidas
permite ubicar regiones aisladas en la ZAT con una
tenacidad substancialmente más baja, que la del material
base.

Estas zonas frágiles locales (LBZs, local brittle zones)
pueden nuclear grietas y propagarse con esfuerzos
bastante menores a los nominales (se pueden extender al
material base).
La presencia de LBZs no es un problema nuevo, y no se
limita a los aceros modernos. En la mayoría de los aceros,
LBZs se asocia a las regiones grano-grueso, en la zona
ZAT (GCHAZ).
La Fig. 16 identifica las diversas regiones de ZAT en una
soldadura multi-pass, se presenta una vista frontal de
diferentes zonas ZAT (multi pasada ó multipass) que
permite calcular la longitud y el porcentaje de las regiones
de grano grueso (GC) post soldadura.
La evaluación al ancho de la plancha, sugiere
probablemente se inicien desde las áreas de grano grueso
(mayores a 80 μm (0.0024”) ó ASTM N º 4 (ASTM E 112).

Fig.16, Regiones ZAT.
(a) Regiones ZAT de unión simple multipass. SCHAZ, afectada
térmicamente subcrítica; ICHAZ, zona intercrítica afectada
térmicamente; FGHAZ, zona afectada térmicamente de grano
fino; SRGCHAZ, zona afectada térmicamente de grano grueso de
recalentamiento subcrítico; IRGCHAZ, zona afectada
térmicamente recalentada de grano grueso.

(b) Vista de un plano de una sección soldada que muestra un
método para el cálculo del largo y del porcentaje de GCHAZ.
GC, grano grueso.

Hay varias razones del interés real en las zonas frágiles
locales ó LBZs. La necesidad de reducir costos resulta de
la optimización de las estructuras optimizadas que tienen
menos “sobras” ó excesos y muchos componentes ó
uniones de miembros estructurales altamente
tensionados.
Para reducir costos de soldadura, la preparación de las
uniones (biseles) deben ser estrechos ó pequeños, la zona
ZAT se minimiza, se ahorra soldadura, se acortan los
tiempos.
También, a diferencia del un acero normalizado en el cual la
zona ZAT tiene una fluencia mas alta que el material base,
los aceros TMCP algunas veces tienen una zona ZAT que
es menor el material de aporte y el metal base, Fig. 17.
El ablandamiento de la zona ZAT puede acontecer en el
oxicorte. Esto es importante y perfectamente provoca que
este proceso de dimensionamiento no sea adecuado de
seleccionar para los aceros tipo TMCP.

Fig. 17, Zona afectada térmicamente ó ZAT de un acero
convencional (normalizado) y un acero TMCP.

25.4) BARRAS PARA HORMIGÓN ARMADO
 Las barras como refuerzo del concreto compiten con las planchas
estructurales, ya que son usadas en obras civiles de edificios, puentes,
etc.
 Las barras fueron consideradas de baja calidad (aceros al C con σo =
250 MPa), pero hubo necesidad de aceros de alta resistencia y buenas
características de fabricación (σo≤ 500MPa)
25.5)ESPECIFICACIONES ESTÁNDARES
 La norma es en UK la BS 4449: “Barras de acero al carbono para
refuerzos de hormigón”
 La norma cubre grados con σo mínimo de 250-460 MPa en barras lisas
y con resaltes
 La tabla 3 muestra la composición química para estos grados
Tabla 3
Grado 250 Grado 460
%C 0,25 máx. 0,25 máx.
%S 0,060 máx. 0,050 máx.
%P 0,060 máx. 0,050 máx.
%N 0,012 máx. 0,012 máx.

 Para poseer razonables niveles de soldabilidad, el CE máx es:
1. Grado 250 < 0,42%→
2. Grado 460 < 0,51%→
 Una ductilidad con alargamientos mínimos de 22% (Grado 250) y 12%
(Grado 460) es lograda en materiales que pueden doblarse en 180°
según:
1. Grado 250 < 2x ø barra→
2. Grado 460 < 3x ø barra→
 La norma incluye test de doblado que evalúa la tendencia a la
fragilización por envejecimiento por deformación
 El test de doblado consiste en el doblado de barras en 45° alrededor de
conformadores de las siguientes dimensiones:
1. Grado 250 < 2x ø nominal barra→
2. Grado 460 < 3x ø nominal barra→
 Luego las barras son inmersas en agua hervida (100°C) al menos 30
min. Las barras frías a T° ambiente debe ser capaz de doblarse a su
posición original (enderezarse), hasta un ángulo mínimo de 23°
peso)en%(
1556
Mn
CCE
CuNiVMoCr +
+
++
++=

 25.5) ACEROS TRADICIONALES PARA HORMIGÓN
 En UK los aceros para hormigón de alta resistencia se producen
por:
1. Aceros al carbono torcidos sobre sus ejes en frío
2. Aceros microaleados (V)
 Estos se especificaban en la norma BS 4461, pero el producto
torcido se incorporó a la BS 4449 (1988)
 Las propiedades mecánicas de estos aceros (tracción-doblado)
son relativamente similares
 Las barras torcidas pueden ser soldadas, con una pequeña
pérdida en la resistencia, con una alta energía de calentamiento
en cortos periodos de tiempo, restringiendo la zona ZAT y el
efecto del temple del material adyacente
 Whitely et al indican que el acero torcido en frío permite una
adecuada resistencia a T° elevadas (resistencia al fuego en
estructuras de concreto reforzada)
 La norma BS 4449 no indica la resistencia la impacto de la barras
para hormigón (daño potencial en columnas de soporte de un
puente caminero). Los estudios realizados han indicado una
ductilidad total en barras a -65°C (probetas sin entalladuras). En
probeta con entalladuras la T° se eleva considerablemente

 25.6) BARRAS FABRICADAS CON ENFRIAMIENTO
CONTROLADO
 En los años 70’ los laboratorios de la empresa CMR en
Bélgica, publicó detalles del proceso de tratamiento
térmico para barras de lata resistencia para hormigón
 El proceso de denomina Tempcore, las barras se enfrían en
forma controlada, luego de la laminación formándose una
capa exterior de α’ que es revenida por medio del calor
extraído del núcleo
 Las ventajas del proceso son:
1. productos soldables
2. bajo costo (eliminación de costos asociados al torcido
en frío y adición de microaleantes)
 Existen muchas licencias en el mundo para el proceso
Tempcore debido al éxito técnico y comercial
 La Fig.19 muestra el proceso. Al final de la laminación la
barra se enfría (estación de enfriamiento) a una velocidad
alta, obteniéndose α’

 Hacia el final del proceso la barra presenta un núcleo de Feγ
rodeado de una mezcla de Feγ-α’ (aumentando hacia la
superficie)
 Al término de la etapa de enfriamiento la barra se saca a la
atmósfera y la T° (gradiente) entre el núcleo y la superficie
tenderá a igualarse

 El gradiente térmico provoca un revenido de la α’,
permitiendo un adecuado gradiente entre la resistencia y
la ductilidad
 En la 2° etapa la Feγ en la capas externas se transforma
dependiendo de factores tales como:
1. Composición
2. T° de término
3. velocidad de enfriamiento
 La transformación del núcleo consiste en:
1. Feγ Feα + Perlita→
2. Feγ Feα + Perlita + Bainita→
 El proceso Tempcore produce una serie de
microestructuras en la barra a través de la sección:
1. α’ revenida en el exterior
2. bainita predominantemente en la zona intermedia
3. Feα + Perlita en el núcleo

Según el diámetro de la barra el enfriamiento por agua se
puede aplicar antes que entre a la etapa de tratamiento
térmico (reducción de tiempos en la estación de
enfriamiento)
Esto se aplica a barras con gran largo-diámetro, que son
acabadas a lata T°
Se solicita que la duración del enfriamiento se reduzca a
un 70% con sólo reducir la T° de enfriamiento desde 1050
a 900°C
El proceso es relativamente barato y provee propiedades
mecánicas exigidas en aceros de bajo CE, con lo cual ha
reemplazado gradualmente a los productos torcidos en
frío y aceros microaledos

25.7) ACEROS PARA PUENTES
En UK la construcción de puentes ha sido dominada por
el hormigón armado (85%), seguido del acero(15%), en
contraste a los grandes volúmenes de acero utilizados por
japoneses (80%).
A partir de este nuevo siglo la situación ha cambiado. El
advenimiento de aceros de alta resistencia bajo la
especificación ASTM A 709 y del extraordinario acero
HPS 70W.
Simpson indica que la razón de esta situación se debe a la
complejidad de los códigos de diseño y su difícil
utilización para puentes
Igualmente indicó, que la falla de 3 vigas maestras en
puentes durante los años 70’ se debe a la falta de aceros
de construcción (estructurales)
Los fabricantes y distribuidores de aceros para hacer más
atractivo el mercado han entregado formatos y formas
más baratas con una adecuada resistencia a la corrosión,
desarrollando métodos que permitan aumentar la
velocidad de construcción

25.8) DISEÑOS CONTRA LA FRACTURA FRÁGIL
En UK el diseño y construcción de puente está bajo la
norma BS 5400: 1982 Puentes de acero, hormigón (concreto)
y compósitos
Este código comprende el uso de un complejo estado límite
(alcance) para el cálculo de las tensiones d diseño, y por
tanto esta discusión en el uso de acero en lo puentes será el
código de negociación que evite la fractura frágil
Para evitar la fratura frágil, la norma BS 5400: 1982
especifica el especifica el máximo espesor del acero que se
puede utilizar en miembros de puentes sometidos a tracción
en relación a los distintos grados de aceros, de la norma BS
4360 (acero estructural soldable) Y la T° mínima en que
puede operar el puente

 Para determinar la T° se realizan los siguientes pasos:
1. La 1° etapa consiste en determinar la T° mínima ambiental a
la sombra (mapas isotérmicos) basados en los datos de la
oficina meteorológica
2. Este valor inicial se ajusta por la altura sobre el nivel del mar,
disminuyendo 0,5°C por cada 100 mtr
3. La T° mínima efectiva del puente (MEBT) se extrae de tablas,
en la cual la T° ambiente a la sombra se ajusta tomando en
cuanta el tipo de construcción
4. El valor final de “U” para el puente se determina
considerando la MEBT a una T° inferior según al norma BS
4360. Ej. -17°C la cual podria bajar a -20°C (mayor exigencia a
una solicitación mayor)
 Cada elemento del puente está sujeto a tensiones aplicadas, las
cuales son clasificadas según el siguiente criterio:
1. Tipo 1: Cualquier parte sujeta a una tensión mayor a 100MPa
y que posea:
1. Cualquier unión soldada
2. Soldadura reparada no inspeccionada subsecuentemente
2. Tipo 2: Todas las partes sujetas a tensiones aplicadas, las
cuales son del tipo 1

 Los cálculos de tensión deben entregar información
sobre la combinación de espesores y σo para los aceros
que satisfagan los requerimientos de la tensión de diseño
 Igualmente se deben avaluar los subgrados de aceros que
satisfagan las exigencias de impacto (norma BS 4360),
que será derivado en dos formas:
1. De las tabla (norma BS 5400) se entrega una
correlación entre el espesor limitante y el valor de “U”
(T° mínima efectiva del puente) diferenciando entre
las condiciones de tensión (tipo 1 o 2)
2. De la norma BS 4360, teniendo calculado los
requerimientos de resistencia al impacto de la
siguiente manera:
Tipo 1 : Tipo 2:
Cv = Valor de energía de probeta Charpa entallada “v”
en J a la T° mínima efectiva
σy = Límite de fluencia (MPa)
t = Espesor en mm
2
t
*
355
Cv
yσ
≥
4
t
*
355
Cv
yσ
≥

 El valor 355 representa el σo mínimo (MPa) de la norma
BS 4360 Gr 50
 Para concentraciones más severas de tensiones, la norma
BS 5400 determina condiciones más severas de
tenacidad, calculándose el valor de energía de impacto
como:
k = factor de concentración de tensiones
( )[ ]kt
o
67,01*3,0*
355
Cv +≥
σ

Freddy Piña Burgos - Obras Civiles- USACH
Ante la creciente demanda de puentes carreteros, viaductos
y pasarelas, por renovación o construcción de nuevos
proyectos viales, se deben estudiar otras alternativas de
material en superestructuras de puentes.
No tan sólo para reemplazar a los materiales
convencionales, como hormigón prefabricado (post y pre-
tensado) y el acero estructural de alta resistencia (A52-
34ES), sino como un mercado adicional y una solución a
superestructuras de grandes vanos. Esto último, permite
distintas variantes de diseño geométrico y en algunos casos
ahorros importantes en el costo total de un puente.

De esta forma, surge el HPS 70W como una alternativa de acero
estructural válida, sustentada en la experiencia existente en
Estados Unidos, tanto a nivel técnico como económico.
Este acero nace a partir de estudios corporativos americanos
hace más de una década para responder a los requerimientos de
contar con nuevas tecnologías que beneficien la construcción
de puentes, ya sea en calidad, economía y duración en el
tiempo, siendo actualmente estudiado en países como Japón.
Al igual que la caracterización de nuestros aceros estructurales,
este material se define por su nombre, el cual indica que se
trata de un Acero de Alto Comportamiento o High Performance
Steel (HPS) con una tensión de fluencia de 70 Ksi o 492 MPa y
propiedades de resistencia a condiciones ambientales o
weathering (W).

La fortaleza que posee este acero en comparación con el
ASTM A709 con grado 70W, consiste en sus mejores
propiedades de soldabilidad, resistencia y tenacidad.
Estas características permiten disminuir los costos de
soldadura y prevenir fracturas a bajas temperaturas,
traduciéndose estos beneficios en disminución de costos
asociados a la fabricación y mantenimiento de los
puentes.
Con respecto a la resistencia, este acero presenta una
película de color café anaranjado que previene la
corrosión atmosférica en ambientes normales (libres de
cloruros), disminuyendo así costos de pintura y
mantenimiento.

Caracterización del acero HPS 70W. Propiedades y
Fabricaciones
• HPS 70W is produced by quenching and tempering (Q&T)
or Thermal-Mechanicalor Thermal-Mechanical Controlled Processing (TMCP).Controlled Processing (TMCP).
Because the Q&T processing limits plate lengths to 50 ft. (15.2
m) in the U.S., TMCP practices have been developed to
produce HPS 70W up to 2 inches (50 mm) thick and to 125 feet
(38 m) long, depending on the weight.
• The chemistry for HPS 70W (HPS 485W) and HPS 50W (HPS
345W) is shown in the following table:

Fatigue and Fracture Properties
The fatigue resistance of high performance steels is controlled
by the welded details of the connections and the stress range, as
is the case for conventional steels.
The fatigue resistance is not affected by the type and strength of
steels. Tests on high performance steel conclude that the fatigue
categories given in the AASHTO LRFD, Section 6.6.1 Fatigue also
apply to high performance steel welded details.
The fracture toughness of high performance steels is much
higher than the conventional bridge steels. This is evident from
Figure 2.3.1, which shows the Charpy V-Notch (CVN) transition
curves for HPS 70W(HPS 485W)and conventional AASHTO
M270 Grade 50W steel.
The brittle-ductile transition of HPS occurs at a much lower
temperature than conventional Grade 50W steel. This means
that HPS 70W(HPS 485W) remains fully ductile at lower
temperatures where conventional Grade 50W steel begins to
show brittle behavior.

TF °F = 1.8 (TC °C) + 32
1 ft.-lb. = 0.729 J
0 °F and above 1
Below 0° to -30°F 2
Below -30°F to -60°F 3
Fig. 1 CVN Transition Curve

The AASHTO CVN requirements for these zones are
shown in Table 6.6.2-2 Fracture Toughness Requirements
in the AASHTO LRFD.
The HPS 70W(485W) steels tested so far show ductile
behavior at the extreme service temperature of -60°F for
Zone 3. It is a major accomplishment of the HPS research
and an important advantage of HPS in controlling brittle
fracture.
With higher fracture toughness, high performance steels
have much higher crack tolerance than conventional
grade steels. Full-scale fatigue and fracture tests of I-
girders fabricated of HPS 70W (485W) in the laboratory
showed that the girders were able to resist the full design
overload with fracture even when the crack was large
enough to cause 50% of loss in net section of the tension
flange.
Large crack tolerance increases the time for detecting
and repairing fatigue cracks before the bridge becomes
unsafe

WeldabilityWeldability
• Hydrogen induced cracking, also known as delayed
cracking or cold cracking, has been one of the most
common and serious problems encountered in steel
weldments in bridges. The common source of
hydrogen is from moisture.
• Grease, oxides and other contaminants are also
potential sources of hydrogen. Hydrogen from these
sources can be introduced into the weld region
through the welding electrode, shielding materials,
base metal surface and the atmosphere.
• Hydrogen-induced cracking can occur in the weld
heat affected zone (HAZ) and in the fusion zone (FZ).
While the reasons for cracking are the same,
controlling the factors that cause cracking can be
different for the HAZ and FZ.

For the HAZ, control of cracking comes from the modern
steel-making processes, which incorporate means to
avoid susceptible microstructures and eliminate sources
of hydrogen in the base metal (steel) and using proper
welding techniques, including preheat and heat input.
 For the FZ, control of susceptibility to hydrogen-induced
cracking is achieved by adding alloying elements in the
consumables, and using proper welding techniques,
including preheat and heat input.
The most common and effective method of eliminating
hydrogen-induced cracking is specifying minimum
preheat and interpass temperature for welding. In
general, the higher the preheat the less chance for
formation of brittle microstructures and more time for
the hydrogen to diffuse from the weld. However,
preheating is time consuming and costly.

One of the goals in developing high performance steels is
to reduce or eliminate preheat. This goal has been
successfully accomplished as shown in Table 2.4-1 below:

Minimum preheat for HPS 50W has not yet been
established. It is the subject of ongoing research.
The conservative approach is to specify the same preheat
requirements as for M270 Grade 50W. On the other
hand, the chemistry for HPS 50W is the same as for HPS
70W, it is reasonable to expect that the welding
procedures for HPS 50W will be somewhat less stringent.
In general, the AWS D1.5 Bridge Welding Code can be
used for the fabrication of HPS 50W steel.
However, until research results and fabrication
experiences on the weldability of HPS 50W are available,
the designers should specify weld procedures and
qualification tests on a project-by-project basis.

PUENTES FABRICADOS CON ACERO HPS 70 W U.S.A.PUENTES FABRICADOS CON ACERO HPS 70 W U.S.A.

25.9) ACEROS PARA LA CONSTRUCCIÓN DE
MULTITIENDAS (MALL)
En los años 80’ hay una mayor demanda en la
construcción de centros comerciales usando estructuras
de aceros debido a :
1. Reducción en los precios comparado con el hormigón
2. Bajos costos y mejores métodos para la protección
contra el fuego
3. Menores periodos de construcción (aceleró el retorno
de capital)
La Fig.20 muestra el desglose de los principales costos
para estas construcciones realizado por la Brithis Steel
(1979-1988)

La Fig.20 muestra un decremento en los costos para la
protección contra la corrosión e incendios. Se observa una
baja en los costos del acero. En conjunto estas reducciones
hacen más competitiva las estructuras de aceros

La norma UK para aceros de estructuras es la BS 5950
“ Aceros estructurales usados en edificaciones”
Es referida al uso de aceros estructurales según la norma
BS 4360 (aceros estructurales soldables) y la selección de
un nivel mínimo de tenacidad en relación al σo, espesor y
condición de servicio
La tensión de diseño Py puede ser tomada como 1,0*Ys,
pero no puede ser mayor que 0,84*Us
Ys = Límite de fluencia mínimo
Us = UTS especificada en la norma BS 4360
Los principales aceros usados para la construcción de
edificios son los grados 43, 50 y 55
La tabla 7 muestra las resistencias permisibles, según
espesores para estos aceros Tabla 7
16 275
40 265
100 245
16 355
63 340
100 325
16 450
25 430
40 415
Resistencia de
diseño (Mpa)
43A, B y C
50B y C
55C
espesores
(≤ mm)
Grado BS 4360

 La fractura frágil debe se considerada en lugares de la estructura
sujeta a tracción para estos aceros
 Para esto se debe determinar el factor apropiado de “k” (nivel de
tracción y ubicación del material en tabla 8 )
 Determinando el espesor desde la consideración de la carga de
diseño (tabla 7), seleccionar el grado del acero (tabla 3.19)
 Esta tabla incluye los grados para la resistencia a la corrosión
atmosférica (WR 50A, B y C) y diferenciados con los factores “k” de 1
y 2, el requerimiento espesor límite/grado es más severo cuando k =
1
 La tabla igualmente diferencia entre situaciones de construcción
interna y externa e indica Tº de –5 a 15ºC respectivamente
 Cuando el aceros está sujeto a Tº más bajas o donde el grado o
espesor del acero no se consideran en la tabla 9, los requerimientos
de tenacidad/grado se determina por cálculo
Tabla 8
≤100 Mpa 2 2 2 2
>100 Mpa 1 1 2 2
Hoyos
taladrados o
biselados
Tensión de tracción
debido a factores
de carga
Lugar
soldado
Perforaciones
no biseladas
Ubicaciones
no soldadas

Determinándose la resistencia al impacto a la Tº de servicio
por:
Cv = Energía Charpy entalladura en v (J)
Ys = σo mínimo(Mpa)
t = espesor (mm)
k = factor determinado tensión/ubicación
710k
t*Ys
Cv =

Tabla 9
Valores para k= 1
43A 25 15 25 15
43B 30 20 30 20
43C 50 40 50 40
43D 50 50 75 75
43E 50 50 75 75
50A 16 10 16 10
50B 20 12 20 12
50C 40 27 75 55
50D 40 40 75 75
55C 19 16 19 16
55E 63 63 63 63
WR50A 12 12 12 12
WR50B 45 27 45 27
WR50C 50 50 50 50
Valores para k= 2
43A 50 30 50 30
43B 50 40 50 40
43C 50 50 50 50
43D 50 50 75 75
43E 50 50 75 75
50A 32 20 32 20
50B 40 25 40 25
50C 40 40 75 75
50D 40 40 75 75
55C 19 19 19 19
55E 63 63 63 63
WR50A 12 12 12 12
WR50B 50 50 50 50
WR50C 50 50 50 50
Secciones (excepto
secciones perforadas) y
barras planas
Planchas, planos anchos y
planos universales anchos
Selección de aceros para edificación (BS 5950, parte 1:1985)
Espesores máximos de partes sujetas a solicitaciones de tracción
Grado BS 4360
Internas
(mm)
Internas
(mm)
Externas
(mm)
Externas
(mm)

 Ya que la tensión de diseño se basa en el σo, un gran beneficio
se logra al sustituir aceros al carbono, por aceros estructurales
de mayor resistencia
 La Fig.7 muestra el gran ahorro realizado en los costos para la
protección contra la corrosión usando pinturas
 La expresión para la energía mínima Charpy de aceros para
puentes (tensión tipo 1)
 es idéntica a la mostrada anteriormente para el mínimo valor
Charpy para aceros estructurales
 Con k = 1






=
2
*
355
Cv
tyσ
710k
t*Ys
Cv =

 25.10)ACEROS PARA CAÑERIAS
 Las redes de cañerías son de gran eficiencia para el transporte de
petróleo y derivados, igualmente para el gas.
Ej: The Alaskan Nacional Gas Transportation System con 6500 Km de
cañerías (ø 1067 a 1422) con presiones de hasta 1450 Psi (1,01 Kg/mm2)
 El diseño de cañerías ha aumentado en ø y presiones
 Los aceros utilizados han aumentado el σo, mejorando la soldabilidad y
tenacidad para restringir la propagación de grietas
 Son necesarios aceros de alta resistencia para la extracción de petróleo y
gas con paredes más gruesas (mayor resistencia), especialmente en
pozos profundos de agua (170 mtr Mar del Norte), operaciones de redes
en regiones árticas donde la tenacidad a bajas Tº es primordial
 Un desarrollo importante de estos elementos es la resistencia a la
fragilidad por hidrógeno (HIC)
 Excelentes propiedades son necesarias en estos elementos, tales como
mayores resistencia y tenacidad, resistencia a la corrosión (elementos
de aleación) y un control especial sobre las inclusiones no metálicas
 De gran importancia ha sido el suministro de materia primas con
laminación controlada

Parte 2º aceros estructurales, antiabrasivos

Parte 2º aceros estructurales, antiabrasivos

Recomendados

Recomendados

Más contenido relacionado

La actualidad más candente

La actualidad más candente (20)

Similar a Parte 2º aceros estructurales, antiabrasivos

Similar a Parte 2º aceros estructurales, antiabrasivos (20)

Último

Último (20)

Parte 2º aceros estructurales, antiabrasivos