1. 34
INTRODUCCIÓN
La producción de barras de refuerzo de hormigón representa un mercado importante para la siderurgia
mundial, incluida la latinoamericana. El acero para estos productos se elabora generalmente en acerías
eléctricas, aunque también lo producen algunas al oxígeno. El afino se suele realizar en un horno
cuchara, si está disponible, y el colado en máquinas de colada continua de palanquillas, con buza
calibrada y lubricación con aceite, por contraposición a las barras y alambrones automotrices que se
producen en máquinas que utilizan buzas sumergidas y lubricación con polvo colador, debido a los
mayores requisitos de calidad superficial e interna que tienen estos productos.
En el proceso de laminación se utiliza en lo posible la carga en caliente, disminuyendo el consumo
de combustible y aumentando la productividad del horno. Se emplean laminadores continuos o
abiertos, dependiendo del nivel de producción al que se apunta. Pueden ser laminadores que producen
exclusivamente barras, con enfriamiento en lecho, o también pueden ser laminadores combinados,
que incluyen salida de alambrón. Para mantener una productividad alta cuando se fabrican barras
de dimensiones pequeñas, muchos de estos laminadores tienen la posibilidad de hacer laminación
dividida (slitting) [1]. Un conjunto de cajas permite dividir la palanquilla en dos, tres o cuatro hilos
(FIGURA 1).
Otra alternativa son los laminadores de alta velocidad con slitting en dos hilos de 8 a 16 mm y bloques
terminadores en ambas vías [2].
Recientemente han surgido opciones de miniplantas con pequeños hornos eléctricos o de inducción,
colada continua sin corte, igualación de temperaturas con inductores y laminación en línea, con corte
recién al finalizar la laminación [3].
BARRAS DE REFUERZO PARA LA CONSTRUCCIÓN
Alternativas tecnológicas
y comportamiento en el uso
En la selección de tecnología para la producción de barras de refuerzo conviven tres familias de
materiales: los llamados de dureza natural, en los que el cumplimiento de las propiedades mecánicas
requeridas se basa en altos tenores de carbono y manganeso; los de temple y autorrevenidos en línea,
con tenores de carbono y manganeso menores que los hacen soldables y los que recurren a la utilización
de microaleantes como vanadio y niobio.
Por Jorge Madías, Gerente de empresa Metallon, Argentina

2. 35D O S S I E R T E C N O L Ó G I C O
En la fabricación de estos productos
se privilegia la productividad y el
bajo costo. Se tiende a producir
cerca del mercado de consumo, ya
que la mayor parte de la producción
es destinada al mercado interno.
Las normas varían de país a país en
función de la proclividad a sufrir
terremotos, la cultura local en materia
de construcción y otros factores. A
título de ejemplo, en China se utilizan
ampliamente barras de 335 MPa de
resistencia a la tracción (HRB335) que
en el resto del mundo se han dejado
de emplear. Sin embargo, el gobierno
decretó el fin de su certificación para
el uso en la construcción a partir de
mayo de 2013 [4].
En la actualidad predominan tres
opciones tecnológicas para el
diseño del material de las barras
de refuerzo: las barras de dureza
natural, en las que el alto límite
de fluencia se obtiene mediante el
mecanismo de solución sólida de
carbono y manganeso; las barras
con tratamiento térmico en línea, de
menor tenor de carbono y manganeso,
y las barras microaleadas con niobio
y/o vanadio. Cada una presenta
determinadas particularidades y
subsiste la discusión técnica en los
organismos normalizadores, centros
de investigación, fabricantes y
usuarios, sobre la aptitud de cada
una en lo que hace a la posibilidad de
doblado, soldabilidad, resistencia a la
corrosión, comportamiento en sismos
y ante incendios.
A continuación se presentan las
características de cada una de las tres
opciones mencionadas y luego se
mencionan investigaciones recientes
sobre el comportamiento de las barras
ante los diferentes requerimientos que
se presentan a lo largo de su ciclo de
vida.
BARRAS DE DUREZA NATURAL
Las barras de refuerzo de dureza
natural utilizan el clásico mecanismo
de endurecimiento por solución
sólida, obteniendo las propiedades
mecánicas requeridas sobre la base
de tenores elevados de carbono
y manganeso. Su alto carbono
equivalente, particularmente para
los diámetros mayores, hace que se
presenten dificultades si se requieren
operaciones de soldadura.
A diferencia de las barras templadas
en línea, no requieren equipamiento
adicional en el laminador. Están
presentes en muchos mercados, pero
tienen un predominio particular en
Estados Unidos. Esto se debe a un
requerimiento de la norma ASTM A
706, que exige una relación entre la
resistencia a la tracción y el límite de
fluencia de 1,25 como mínimo [5].
Para esta relación, también conocida
FIGURA 1. LAMINACIÓN DIVIDIDA: FORMACIÓN DE CUATRO HILOS A PARTIR DE UNA PALANQUILLA
(SLITTING) [1]

3. 36
FIGURA 2. ESQUEMA DEL
TRATAMIENTO DE TEMPLE Y
AUTORREVENIDO EN LÍNEA DE
BARRAS DE REFUERZO [7]
100
200
300
400
500
600
700
800
Temperatura°C
900
1.000
Núcleo
de la barra
Austenita
Bainita
Bainita
revenida
Ferrita
y perlita
Martensita
revenida
Martensita
Aurtenita
Laminación Temple Tijeras
combinadas
Pirómetro
Planchada de enfriamiento
Superficie
de la barra
Temple Revenido Transformación
del núcleo
Temperatura
de revenido
Medio radio
como relación de endurecimiento
por deformación y como relación
sísmica (RS), en otros países se exigen
mínimos menores. Para lograr esta
relación con barras templadas deben
hacerse cambios en el proceso.
BARRAS TEMPLADAS
Y AUTORREVENIDAS
El principio básico del temple en línea
de las barras de refuerzo se presenta
en la FIGURA 2. Una vez finalizado
el proceso de laminación, las barras,
en estado austenítico, ingresan a
un sistema en que la superficie es
refrigerada por agua, a una presión y
caudal suficientes como para disminuir
la temperatura de una capa superficial
por debajo de la temperatura de
formación de martensita. Cuando la
barra abandona la zona refrigerada,
el calor acumulado en el centro
es conducido hacia el exterior,
produciéndose el autorrevenido de la
capa de martensita. Finalmente, en
el lecho de enfriamiento el núcleo,
todavía austenítico, se transforma
en ferrita y perlita [6]. Con esta
combinación de estructuras se obtiene
una barra de alta resistencia soldable,
con un tenor de carbono y manganeso
por debajo del necesario para las
barras de dureza natural.
Este proceso fue desarrollado en la
década de los 70 por el Centre de
Recherches Métallurgiques (CRM), de
Lieja, Bélgica, bajo la denominación
comercial de Tempcore. El sistema
de enfriamiento consiste en varias
cajas de enfriamiento con tubos en los
que se introduce un caudal de agua
de 600 a 800 m3
/min, dependiendo
del diámetro de la barra que se está
procesando, a una presión del orden
de 1,2 MPa [7]. Cuando la patente se
venció, los diversos proveedores de
trenes laminadores implementaron
sistemas similares, bajo varias
denominaciones. Sin embargo el
proceso Tempcore conserva a la fecha
ochenta licenciatarios [8].
Pocos años después, en Alemania,
Franz Tamm desarrolló en
Heningsdorfer Stahl un proceso con el
mismo objetivo, pero con diferencias
constructivas y de operación
denominado Thermex. En este
proceso se usan presiones de hasta 2
MPa y caudales por debajo de los 400
m3
/h. Para mantener la turbulencia
en todo el tubo, mejorando la
transferencia de calor, el interior de
los tubos tiene la forma de un Venturi.
No hay cajas de agua, los enfriadores
están montados directamente sobre
la línea de laminación [7]. Este
sistema está vigente particularmente
en la India, donde tiene setenta
licenciatarios [9].
Se ha estudiado la influencia de
variables como la temperatura de
la barra que ingresa al proceso
y el caudal de agua sobre las
propiedades mecánicas de las barras
obtenidas [10]. Para el control del
proceso pueden utilizarse modelos
estadísticos, basados en relacionar,
por ejemplo mediante programas
de regresión de variables múltiples,
las variables del proceso con las
propiedades mecánicas obtenidas.
Investigadores de México y Brasil
desarrollaron también herramientas
de simulación del proceso, que
incluyen un modelo térmico y un
modelo del cambio de fase (de
austenita a martensita) [11, 12]. En
dos plantas europeas del grupo Riva
se está aplicando en línea el programa
QTB Plus, que incluye [13]:

4. 37D O S S I E R T E C N O L Ó G I C O
FIGURA 3. PERFILES DE DUREZA VICKERS DE BARRAS DE REFUERZO DE HORMIGÓN TEMPLADAS
Y REVENIDAS EN LÍNEA, DE DIVERSOS DIÁMETROS [14]
FIGURA 4. ESTRUCTURA
METALOGRÁFICA DE LAS
BARRAS TEMPLADAS Y
REVENIDAS, EN COMPARACIÓN
CON LAS BARRAS DE DUREZA
NATURAL [15]
DurezaVickers(HV)
Distancia normalizada de centro (x/R)
10 mm CA50 (FILHO, 2004)
12,5 mm CA50 (FILHO, 2004)
16 mm CA50 (FILHO, 2004)
20 mm CA50 (FILHO, 2004)
25 mm CA50 (FILHO, 2004)
8 mm (NIKOLAU, 2004)
12 mm (NIKOLAU, 2004)
-1
330
310
290
270
250
230
210
190
170
-0,5 0 0,5 1
• un modelo térmico para el temple,
el autorrevenido y el enfriamiento
al aire en la mesa de enfriamiento;
• un modelo de los cambios de fase
de austenita a martensita, bainita,
perlita y ferrita;
• un modelo de predicción de las
propiedades mecánicas;
• un modelo de red neuronal
artificial que es alimentado por los
tres modelos mencionados.
Las barras templadas tienen un
gradiente de dureza desde la
superficie hacia el núcleo, que
responde a las variaciones en
microestructura que se logran con el
tratamiento (FIGURAS 3 Y 4).
Diversas plantas latinoamericanas
han optado por emplear para la
producción de sus barras de refuerzo
el temple y revenido en línea
[16-18].
El proceso denominado UGR
(Ultrafine Grain Rolling, cuya patente
está en trámite) tiende a mejorar las
características antisísmiscas de las
barras de bajo carbono. Se incluye un
enfriamiento en caja de agua previo
al bloque terminador, para poder
realizar laminación termomecánica,
obteniendo un tamaño de grano
austenítico más fino. Luego, en el
temple en línea, se obtendría una
capa superficial de bainita o de
ferrita acicular, menos frágiles que la
cementita [19].
Acero templado (b)
Laminado en caliente (a)
Tipo de barra Macroestructura Borde
Microestructura (x500)
Centro

5. 38
FIGURA 5. EFECTOS DEL NIOBIO DURANTE EL PRECALENTAMIENTO,
LA LAMINACIÓN EN CALIENTE Y EL ENFRIAMIENTO [21]
Temperatura
Tiempo
Precalentamiento
Desbaste
Frena crecimiento de grano
Retarda crecimiento de grano
luego de recristalización
Retarda o impide recuperación
y recristalización; afecta textura
Endurecimiento
por precipitación
Transformación γ - α
Terminado
Enfriamiento
Ambiente
1
2
3
4
FIGURA 6. EFECTOS DEL NIOBIO
SOBRE LA RESISTENCIA A LA
TRACCIÓN Y EL ALARGAMIENTO
EN BARRAS Ø 40 MM [21].
METAL BASE: 1,20% MN, 0,25% SI
350
400
450
500
550
600
650
700
750 24
22
20
18
16
Alargamientototal(%)
Propiedadesmecánicas(N/nm2
)
Carbono (%)
14
12
10
8
6
4
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
800
0,05% Nb
Alargamiento
Resistencia
a la tracción
Límite
de fluencia
0,05% Nb
0,02% Nb
0,02% Nb
0,02% Nb
0,00% Nb
BARRAS MICROALEADAS
El recurso de usar elementos
microaleantes responde a dos
impulsos:
1. Productores de barras de dureza
natural que necesitan producir
barras de acero soldable.
2. Cuando se requiere alto límite de
fluencia.
Los elementos a los que se recurre
son usualmente el niobio, el vanadio
o combinaciones de ambos. El
mecanismo por el cual imparten
mayor resistencia es el conocido como
de endurecimiento por precipitación.
Dependiendo de los tenores de
microaleantes y de nitrógeno y
carbono, a ciertas temperaturas,
durante el proceso de laminación o
el enfriamiento posterior al mismo,
precipitan carbonitruros de niobio,
vanadio o ambos, que generan un
incremento de la resistencia mecánica.
Los aceros microaleados comenzaron
a ser adoptados para la fabricación de
barras de refuerzo a fines de la década
de los 60 [20].
El niobio actúa en tres aspectos:
estando en solución sólida traba el
crecimiento de grano de la austenita
durante el precalentamiento de
las palanquillas. Luego demora la
recuperación y la recristalización
del material durante la laminación
en caliente. Finalmente, la
precipitación de pequeñas partículas
de carbonitruro de niobio aumenta
la resistencia mecánica de la ferrita
(FIGURA 5).
El efecto sobre las propiedades
mecánicas es importante, aún para
bajos contenidos de carbono, para
los cuales la soldabilidad es alta
(FIGURA 6).
La temperatura a la que se realiza
el precalentamiento, al influir sobre
la puesta en solución del niobio,
tiene importancia en cuanto a
la actuación de los mecanismos
de endurecimiento. A mayores
temperaturas de precalentamiento,
mayor influencia ejerce el niobio
sobre las propiedades mecánicas
(FIGURA 7).

6. 39D O S S I E R T E C N O L Ó G I C O
FIGURA 7. INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO SOBRE EL LÍMITE DE FLUENCIA, LA
RESISTENCIA A LA TRACCIÓN Y EL ALARGAMIENTO, PARA BARRAS SIN ADICIÓN DE MICROALEANTES, CON
ADICIÓN DE NIOBIO Y CON ADICIÓN DE NIOBIO Y VANADIO [22]. 0NB: METAL BASE; 5MB: CON 0,05% NB; 5NV:
CON 0,05% NB Y 0,05% V
FIGURA 8. IZQUIERDA: EFECTO DEL VANADIO Y EL NITRÓGENO SOBRE LA RELACIÓN ENTRE LA RESISTENCIA
A LA TRACCIÓN Y EL LÍMITE DE FLUENCIA, SEGÚN VARIAS FUENTES. DERECHA: ALARGAMIENTO UNIFORME
PARA BARRAS DE REFUERZO CON DIVERSOS CONTENIDOS DE VANADIO, SEGÚN VARIAS FUENTES [23].
EL MÍNIMO DE ALARGAMIENTO ES VARIABLE, DEPENDE DE LA NORMA EN CADA PAÍS Y DEL DIÁMETRO
DE LA BARRA
1.000
400
420
440
460
480
500
520
540
560
1.100 1.200
Temperatura de
precalentamiento (°C)
Límitedefluencia(MPa)
1.300
0NB
0NB
0NB
1.000
600
620
640
660
680
700
720
1.100 1.200
Temperatura de
precalentamiento (°C)
Límitealatracción(MPa)
1.300
0NB
0NB
0NB
1.000
25
26
27
28
29
30
31
32
1.100 1.200
Temperatura de
precalentamiento (°C)
Alargamiento(%)
1.300
0NB
0NB
0NB
Frena crecimiento de grano Vanadium content, wt%
Ref. 28
φ8-φ40 mm
Ref. 19
Ref. 20
Ref. 21
Ref. 10
Ref. 20
Ref. 21
Ref. 29
Ref. 30
Grade 400
Grade 500
N»80-150ppm
N»40-80ppm
Ref. 29
Ref. 27
Tensilestrenght/Yieldstrenght
1,5
1,45
1,4
1,35
1,3
1,25
1,2
1,15
1,1
1,05
1
Uniformelongation(%)
19
17
15
13
11
9
7
5
0 0,0005 0,050 0,1 0,150,001 0,0015
El vanadio actúa a temperaturas
inferiores a las del niobio. Los
carbonitruros de vanadio se
precipitan durante la laminación y el
enfriamiento. Desde el punto de vista
de la colada continua de palanquillas,
presenta menos riesgos con respecto
a la formación de grietas transversales
de esquina, a la que los aceros al
niobio suelen tener cierta sensibilidad.
El vanadio permite lograr una relación
antisísmica que cumple con las
exigencias de diversas normas y un
alargamiento uniforme elevado [23]
(FIGURA 8).
La producción de barras microaleadas
ha sido adoptada en diversas
plantas latinoamericanas [24-26], en
particular para barras soldables y de
alta resistencia.

7. 40
CORROSIÓN
En este aspecto se contemplan
dos situaciones diferentes: una
es el aspecto superficial de las
barras o rollos al momento de ser
adquiridos o utilizados; la otra es el
comportamiento una vez sumergido
en el concreto.
En el primer caso, se afirma que
las barras de dureza natural están
protegidas por una capa de cascarilla
gruesa, en tanto que las tratadas
tienen una capa de cascarilla fina y
pueden oxidarse con más facilidad a
la intemperie. Cabe mencionar que
en el caso de barras en rollos, con el
enderezado puede perderse una parte
de la cascarilla gruesa.
Una investigación del Dr. Sven-Erik
Lundberg, cuando trabajaba en
DanieliMorgardshammar, llega a la
conclusión de que para mejorar la
performance de las barras templadas
en lo que hace a la corrosión de
corto plazo, es conveniente que la
temperatura de autorrevenido sea baja
(FIGURA 9).
En lo que hace a la influencia del
estado de la superficie del material
previo a su inmersión en el concreto,
sobre la corrosión posterior, los
resultados de diversos estudios son
contradictorios. Los autores que
experimentaron con inmersión de
las barras en hormigón con alto
contenido de cloruros, encontraron
que cuando la barra tenía la superficie
oxidada se comportaba mejor. Esto se
debe a que se demora la activación del
acero. En cambio otros investigadores
que estudiaron hormigones de bajo
contenido de cloruro afirman lo
contrario: la preoxidación favorece la
corrosión [28].
COMPORTAMIENTO EN SISMOS
El Dr. Xu You-Lin, de la Academia
China de Investigación en
Construcción, realizó un detallado
estudio sobre la performance de
las barras en ocasión del terremoto
de Wenchuan, en China, en el año
2008, mostrando casos concretos
que reflejan los distintos modos de
fractura (FIGURAS 10 Y 11) [29].
Sus conclusiones descalifican el uso
FIGURA 9. INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE AUTORREVENIDO DE
BARRAS TRATADAS, SOBRE EL GRADO DE CORROSIÓN A 48 HORAS [27]
550 600 650 700 750
Temperatura de revenido (°C)
800 850 900 950
Índicedecorrosión
0
1
2
3
4
5
FIGURA 10. TERREMOTO DE WENCHUAN. EDIFICIO COLAPSADO, CON ROTURA FRÁGIL (IZQUIERDA);
EDIFICIO CON ESTRIBOS EN LAS COLUMNAS, QUE SE AGRIETÓ PERO NO COLAPSÓ (DERECHA) [29]

8. 41
Tiempo (min)
20°C
Temperatura(°C)
0 100
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
200 300 400 500 600
200°C
400°C
550°C
700°C
850°C
de barras torsionadas en frío, que
prácticamente no poseen alargamiento
y ponen el acento en la necesidad de
utilizar materiales que posean una
alta relación entre la resistencia a la
tracción y el límite de fluencia.
Bajo las extremas condiciones
sísmicas, las estructuras de las
construcciones sufren un pequeño
número de ciclos de desplazamiento
muy grandes. El comportamiento
de las barras de refuerzo en estas
condiciones se puede estudiar
mediante ensayos de fatiga de bajo
ciclo. Por ejemplo, un estudio de estas
características sobre barras templadas,
con nervaduras y lisas, así como
FIGURA 11. TERREMOTO DE WENCHUAN. COLUMNA COLAPSADA, CON ESTRIBOS DÉBILES (IZQUIERDA).
COLUMNA AGRIETADA PERO QUE SIGUE CUMPLIENDO SU FUNCIÓN ESTRUCTURAL, CON ESTRIBOS
RESISTENTES (DERECHA) [29]
barras sometidas a otros tratamientos
térmicos, a granallado y a corrosión,
permitió concluir que la presencia de
las nervaduras reduce la performance
de las barras bajo carga cíclica; que la
ductilidad del acero es el parámetro
más importante para mejorar la
resistencia a la fatiga de bajo ciclo y
que la corrosión es extremadamente
peligrosa para el comportamiento ante
estos esfuerzos [30].
COMPORTAMIENTO
EN INCENDIOS
Una vez que la seguridad humana
es garantizada en un incendio, es
necesario evaluar la capacidad de
soporte de la estructura que estuvo
expuesta al fuego. Para ello es
importante conocer las propiedades
residuales de los materiales
dañados. Las propiedades residuales
del concreto se conocen bien.
Pero los datos sobre las barras son
escasos.
En la Universidad de Tecnología de
Milán, Italia, se realizó un estudio
comparativo del comportamiento
residual de diferentes tipos de barras
luego de ser sometidas al calor, hasta
850°C. Entre ellas, barras de dureza
natural y barras templadas en línea.
En la FIGURA 12 se presentan los
ciclos de calentamiento a que fueron
FIGURA 12. CICLOS TÉRMICOS PARA LA
SIMULACIÓN DE INCENDIOS DE DIFERENTE
TEMPERATURA Y DURACIÓN [31]
D O S S I E R T E C N O L Ó G I C O

9. 42
sometidas las barras y en la FIGURA
13 una comparación en el límite
de fluencia de las diferentes barras
ensayadas [31].
CONCLUSIONES
En la fabricación de barras de
refuerzo de hormigón conviven
diversas tecnologías. En los dos
países más habitados del orbe, China
FIGURA 13. EVOLUCIÓN DEL
LÍMITE DE FLUENCIA PARA
LOS DISTINTOS TIPOS DE
BARRAS DE REFUERZO, EN
FUNCIÓN DE LA TEMPERATURA
SOPORTADA DURANTE EL
INCENDIO [33]. ARRIBA: BARRAS
DE ACERO INOXIDABLE Y BARRAS
TEMPLADAS. ABAJO: BARRAS DE
DUREZA NATURAL
e India, todavía ocupa un espacio la
producción de aceros torsionados en
frío, que pierden todo alargamiento
luego del procesamiento. Mientras
tanto, avanza la exigencia de barras
de alta resistencia. Se pueden
producir tres tipos de barras:
de dureza natural, templadas y
microaleadas.Cada una de ellas
tiene características particulares en
cuanto a sus propiedades mecánicas,
resistencia a la corrosión, resistencia
al fuego y comportamiento en
un sismo. A su vez, las normas
nacionales no siguen un modelo
único e influencian la tecnología
utilizada para producir las barras.
Es conveniente, tanto para los
productores como los usuarios y los
organismos reguladores, manejar
estos conceptos para seleccionar las
alternativas más adecuadas.
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
150 300 450
Temperatura (°C)
Límitedefluenciaaaltatemperatura/límite
defluenciaatemperaturaambiente
600 750 900
∅ 12 Inox torsionado en frío, σf
666 MPa
∅ 12 Inox laminado en caliente, σf
494 MPa
∅ 12 Inox templad, σf
519 MPa
∅ 12 Inox templado, σf
496 MPa
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
150 300 450
Temperatura (°C)
Límitedefluenciaaaltatemperatura/límite
defluenciaatemperaturaambiente
600 750 900
∅ 9 Dureza natural, σf
325 MPa
∅ 24 Dureza natural, σf
427 MPa
∅ 12 Dureza natural liso, σf
391 MPa
∅ 24 Dureza natural liso, σf
300 MPa

10. 43
[1] Zanon, A.; De Giorgio, T.; IognaPrat, E.; Odorico, M.;
Pesamosca, R.; Alves Ferreira Junior, N.; “Latest improvements
to increase reliability and productivity on multi-slitting
processes”. 40th
ABM Rolling Seminar, Belo Horizonte, Brazil,
October 2010, pp. 281-293.
[2] Cavaletti, L.; Castellani, F.; Verlezza, F.; Fabro, M.; “Rebar
hopping. A review of the high productivity mills in Europe and
Asia”. AISTech 2009 Proceedings - Volume II, pp. 423-429.
[3] Travaglini, C.; Cavinato, E.; Losso, P.; “The house of the
world’s longest billet”. MPT International 3/2010, pp. 322-325.
[4] Lili, Sh.; “Why adoption of high-strength rebar in China has
been postponed”. Steel Times International May/June 2013,
p. 12.
[5] ASTM Standard A 706/A 706M-09, “Standard Specification for
Low-Alloy Steel Deformed Bars for Concrete Reinforcement”.
ASTM International, West Conshohocken, Estados Unidos, 2009.
[6] Florindo Lourenço, J.P.; “Estudo do comportamento de varões
de aço para betão obtidos através do proceso Tempcore”.
Dissertação para obtenção do grau de mestre, Universidade
Técnica de Lisboa, Portugal, outubro de 2012.
[7] Lundberg, S.-E.; “Quenched and Self-tempered Rebar - Process
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AISTech Conference Proceedings - Volume II, pp. 717-726.
[8] www.crm-group.be, visitado en setiembre de 2013.
[9] Markan, R.K.; “Quality monitoring & audit of Thermex QST
rebars in India”. Steelworld, February 2006, pp. 8-14.
[10] Martínez, D.I.; Niño, O.; Niño, E.; Cabrera-Ríos, M.;
“Mechanical properties enhancement through thermal
treatment and experimental design”. Proceedings of the 2010
Industrial Engineering Research Conference.
[11] Morales, R.D.; Toledo, M.; López, A.G.; Tapia, A.C.; Petersen,
C.; “Mathematical model foron-line heat treatment of steel
bars”. Steel Research 62 (1991) No. 10, pp. 433-440.
[12] Baggio, F.E.; Moura,L.M.; Torres, R.G.; “Análise numérica
do tratamento térmico de vergalhões de construção”. 64°
Congresso Anual da ABM, julho de 2009, Belo Horizonte,
Brasil.
[13] Mukhopadhyay, A.; Galasso, LM.; Ena, M.; Buzzi, G.; “QTB
Plus: better control for mechanical properties of quenched and
tempered bars”. AISTech 2009 Proceedings - Volume II, pp.
699-712.
[14] Barreto, M.F.O.; “Características mecânicas de microdureza
de vergalhões de aço submetidos ao processo de auto -
revenimento”, pp. 1-8.
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D O S S I E R T E C N O L Ó G I C O