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.G2. Endurecimiento de la S.S3. Endurecimiento por P.P4. Endurecimiento por transformación5. 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 = σoσi = Tensión de fricción que se opone al movimiento de las dislocacionesKy = 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-1/2β y C = Ctes.T = T° de transición dúctil-frágild = 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/mm2 por 1 Wt%

C y N 5544P 678Si 83Cu 39Mn 32Mo 11Ni 0Cr -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 volumen2. 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 soluto2. 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→Feα2. Disminución de T.G Feα3. 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

solución2. 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 Ar33. 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 Fe.

• 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 %C máx. %Mn máx. %Nb %V TS (N/mm2) YS mín.* (N/mm2)40 0,16-0.22 1,5 - - 340-500 235

43 0,16-0.23 1,5 - - 430-580 27550 0,16-0.25 1,5 0,003-0,1 0,003-0,1 490-640 35555 0,16-0.25 1,5 0,003-0,1 0,003-0,1 550-700 450

* Para placas hasta 16 mm

BS 4360: 1989 Aceros Estructurales SoldablesTabla 21.1 Composición química y propiedadea mecánicas

• Dentro de cada grado hay subgrados que representan aumentos en la resistencia al impacto y se designan en la tabla 21.2:

A no requeridoB 20°CC 0°CD -20°C

DD -30°CE -40°C

EE -50°CF -60°C

Tabla 21.1Resistencia al impacto para los distintos subgradosNorma 4360: Aceros Estructurales Soldables

Valor mínimo de 27J en Charpy en v en

• 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 CC 0,08 0,14 0,16Si 0,50 0,20 0,20Mn 0,25 1,10 1,20P 0,11 0,04 máx. 0,04 máx.Cr 0,75 0,50 0,50Ni 0,35 - -Cu 0,40 0,35 0,35V - 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-Fe2O3·H2O y luego de 30 días se detectó α-Fe2O3·H2O

• Además de los óxidos de Fe, se formó sulfato de Fe (FeSO4·3H2O, FeSO4·7H2O, 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 %Cu0,08 0,28 0,70 0,10 0,03 0,60 0,40 0,60

Tabla 22.2 Composición química

• Horton presenta la siguiente lista en orden a los efectos beneficiosos:1. P (más beneficioso)2. Cr3. Si4. Ni5. 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

Tabla 22.3 Conposición química

• 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. P2. Si3. Cu (hasta 0,3%)4. Cr5. Ni6. 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 50CC 0,12 máx. 0,19 máx. 0,22 máx.Si 0,50 0,40 0,40Mn 0,40 1.10 1,20P 0,11 0,04 máx. 0,04 máx.S 0,05 máx. 0,05 máx. 0,05 máx.Cr 0,85 0,60 0,60Ni 0,65 máx. - -Cu 0,40 0,32 0,32Al - 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

soldadas2. Necesidad de aceros con altos niveles de

tenacidad3. 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 Veritas3. Det Norske Veritas4. Germanischer Lloyd5. Lloy’d Register of Shipping6. Nippon Kaiji Kjukai7. 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 naval2. Grado B: Grado intermedio se basa en

especificaciones ABS3. Grado C: Grado más alto se basa en

especificaciones ABS4. 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 0,10-0,50Si 0,04 máx. 0,04. Máx, nota 4 0,04. máx 0,04. máxP 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 AlDesoxidación

Comp. Química (%)

Cualquier método (aceros efervecente

nota 1)

Cualquier método, excepto acero

efervecente

% 0,4 61 Carbono Mn

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)

Notas1. Requerimientos para planchas sobre 50 mm de espesor están sujetos a acuerdo2. Par el ensayo de impacto se necesita un promedio mínimo de energía de :

Dimensiones (mm) Grados B, D y E10 x 7,5 22J10 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 20Alargamiento (%)

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:

235 400-49022

(nota 3)

Alargamiento en

565*(S01/2)% 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 caliente2. Laminación controlada3. 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

peso)en % ( 1556

Mn C CE CuNiVMoCr

Tabla 24.2 Diferencia en las designaciones entre la Norma BS 4360 y la Lloyd

A no ensayada no ensayada 34J a 0ºCB 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

LloydBS 4360Grado

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 31DH 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,

Notas1. 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 3610 x 7 26 28 2810 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*(S01/2)% 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

16Niveles 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 ≤ 16/1La 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) más el sea que a(cualquier 0,72 235 k o

0,72 236235

0,72 326235

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 especial2. Acero primario3. 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. 32. 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//21

YSSCFEYCTODa f

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 3Grado 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 barra2. 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 barra2. 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 C CE 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 frío2. 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 soldables2. 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. Composición2. T° de término3. velocidad de enfriamiento

La transformación del núcleo consiste en:1. Feγ→Feα + Perlita2. 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 exterior2. bainita predominantemente en la zona

intermedia3. 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 PUENTESEn 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 soldada2. Soldadura reparada no inspeccionada

subsecuentemente2. 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

2t

*355

Cvy

4t

*355

Cvy

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

kto 67,01*3,0*355

Cv

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 1Below 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

hormigón2.Bajos costos y mejores métodos para la

protección contra el fuego3.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 mínimoUs = UTS especificada en la norma BS 4360Los principales aceros usados para la construcción

de edificios son los grados 43, 50 y 55La tabla 7 muestra las resistencias permisibles,

según espesores para estos acerosTabla 7

16 27540 265

100 24516 35563 340

100 32516 45025 43040 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

710kt*Ys Cv

Tabla 9

Valores para k= 143A 25 15 25 1543B 30 20 30 2043C 50 40 50 4043D 50 50 75 7543E 50 50 75 7550A 16 10 16 1050B 20 12 20 1250C 40 27 75 5550D 40 40 75 7555C 19 16 19 1655E 63 63 63 63

WR50A 12 12 12 12WR50B 45 27 45 27WR50C 50 50 50 50

Valores para k= 243A 50 30 50 3043B 50 40 50 4043C 50 50 50 5043D 50 50 75 7543E 50 50 75 7550A 32 20 32 2050B 40 25 40 2550C 40 40 75 7550D 40 40 75 7555C 19 19 19 1955E 63 63 63 63

WR50A 12 12 12 12WR50B 50 50 50 50WR50C 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 4360Internas

(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 ty

710kt*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

25.11) ESPECIFICACIONES Y PROPIEDADES

La gran mayoría de las especificaciones se basan en las normas de la American Petroleum Institute (API), que cubre ensayos para cañerías (lineas) ( serie 5LX) y las líneas soldadas en espiral (serie 5LS)

En los primeros años (1948) los ensayos para líneas de cañerías sólo incluía el grado X42 (σo = 42000 Psi o 29,5 Kg/mm2), pero hoy en día cubre los aceros de alta resistencia hasta grado X80 (80000 Psi = 56,2 Kg/mm2)

Como criterio de diseño se utiliza el σo.Debido al aumento de σo (aceros de mayor resistencia) se pueden utilizar menores espesores con el mismo factor de seguridad de diseño

Ej: X70 sustituido por X80 implica una disminución de la pared de la cañería en un 12,5%

Controversia ha surgido entre los fabricantes y usuarios de cañerías debido al cambio en la resistencia de las planchas y la cañerías propiamente tal

Al efectuar un ensayo de tracción se cortan muestras de la cañería y luego se deforman en frío para aplanarlas (enderezado), con lo cual el σo medido de esta forma puede ser significativamente menor que el obtenido desde una placa sin deformar

La diferencia se debe al afecto Bauschinger que provoca una disminución del σo cuando el ensayo de tracción es precedido por un esfuerzo en dirección opuesta (enderezado y aplanado)

Ej: en la cañería X70 el efecto Bauschinger resulta en una disminución del σo desde 83 a 69 Mpa (12 a 10 Ksi), por lo tanto el material debe ser suministrado con una resistencia extra para suplir la pérdida

Los ensayos de tracción de anillo entregan valores más cercanos, que el medido en la plancha del material

El efecto Bauschinger es marcado en materiales para cañerías de aceros Feα-perlíticos que muestran bandas de Lüders

Este efecto es menor en aceros que contiene pequeñas cantidades de bainita y martensita

En aceros que contienen gran cantidad de productos de transformación a baja Tº, el aplanado y enderezado puede incrementar el σo f0,2 en comparación con la plancha sin deformar

Estos materiales presentan una curva σ v/s e continua y una alta velocidad de endurecimiento por conformado en frío que compensa el efecto Bauschinger

Los materiales usados en cañerías exigen gran tenacidad. Se han realizado estudios tanto en la iniciación de grietas, como de su propagación

En el diseño contra el inicio de grietas se utiliza el concepto de “tensión de flujo” que depende del tamaño crítico del defecto

El tamaño crítico de la grieta, relativo a la tenacidad Charpy (nivel), para las dimensiones específicas de la cañería y las presiones de operación

Sobre el tamaño crítico de la grieta, el nivel de tenacidad necesario para evitar la propagación dependerá de la tensión de flujo. Igualmente se han realizado ensayos Baker (probeta chevron) especialmente en la zona ZAT

Una fractura en una red de petróleo provoca una descompresión o caída de presión del fluido, provocando una disipación de los esfuerzos de propagación muy rápida en el tiempo

Esto no ocurre en redes de gas las cuales pueden desarrollarse. Sin embargo la propagación frágil se asegura por la especificación de un mínimo de 85% de área cizallada a la T° mínima de servicio, en todas las muestras (espesores) en el ensayo específico (Battelle Drop Tera Test) desgarro

Varias fórmulas se han determinado para especificar el nivel mínimo Charpy que asegure la detención de una propagación de una fractura dúctil

Esto indica que mayores valores de energía para el ensayo de Charpy son requeridos para presiones más altas de operación, con cañerías de resistencias mayores y espesores más gruesos

Igualmente existen dudas en relación a los adecuados valores de Charpy para predecir la detección de grietas

De gran importancia es la soldabilidad de estos materiales debido a su fabricación (ductos soldados) y por la unión de tramos (construcción)

La unión de tramos presenta la condición más atractiva de soldabilidad, especialmente a baja T°. El concepto de CE asegura en forma adecuada soldaduras libres de grietas (estructuras renaces)

Sin embargo la fórmula del Internacional Institute of Welding (IIW) para el CE:

no es adecuada para definir el comportamiento en aceros

modernos con bajo C, con lo cual es preferida la fórmula del ITO y BESSYO

peso)en % ( 1556

Mn C CE CuNiVMoCr

peso)en % ( 10V

15Mo

602030

Si C CE

NiCrCuMn

La laminación controlada (proceso termomecánico) desarrolla productos de alta resistencia con bajo C, la cual ha contribuido al mejoramiento de la soldabilidad en cañerías

25.12) PROCESOS DE FABRICACIÓN DE LÍNEAS DE CAÑERÍAS

Japón lidera la producción de líneas de cañerías, la Fig.21 muestra en resumen del proceso y rangos de diámetros disponibles en el país desde 1981

Las cañerías se producen sin costura y soldadas, el conformado es restringido a diámetros pequeños, espesor de pared del tubo

Se utilizan los procesos de soldadura por resistencia eléctrica (ERW) y arco sumergido (SAW) (tubos con costura longitudinal o espiral)

Las cañerías soldadas por ERW son producidas hasta 600 mm de diámetro (24”) y 19 mm (3/4”) de espesor

Las cañerías soldadas son producida principalmente por el proceso U-O en líneas de petróleo y gas

Una pequeña cantidad es producida por doblado (cilindrado) Fig.21

Grandes diámetros son producidos por soldadura espiral en paredes de hasta 25 mm (1”)

25.13)COMPOSICIÓN DE LOS ACEROS PARA CAÑERÍAS

Una característica de las especificaciones API 5 LX es que permite un amplio espectro de la composición química, especificando sólo niveles máximos permitidos C , Mn , S y P

Las especificaciones del cliente son mucho más restrictivas en composición para obtener altos valores de tenacidad, soldabilidad con un σo dado

Igualmente los aceros se pueden producir en varios tipos de composiciones químicas y proceso termomecánico, los cuales satisfacen los requerimientos de los grados individuales de la normas API

Sage confeccionó una guía de diferentes composiciones usadas para la fabricación de cañerías (Fig.22). La composición química se indica en la siguiente tabla

Tabla 10 Compocicion quimica de aceros para cañeriasAcero N° Grado WT (mm) %C %Si %Mn %P %S %Ni %Mo %Cu %Nb %V %Ti %B Ref.

1 X 65 16 0.02 0.14 1.59 0.018 0.003 0.04 0.017 0.001 342 X 65 25 0.03 0.16 1.61 0.016 0.003 0.17 0.05 0.016 0.001 343 X 65 25 0.06 1.35 0.025 0.005 0.25 0.33 0.04 0.07 354 X 70 20 0.03 0.14 1.91 0.018 0.003 0.05 0.018 0.001 345 X 70 19.6 0.08 1.6 0.04 0.07 366 X 8O 12 0.07 1.65 0.002 0.22 0.05 0.075 377 X 8O 20 0.02 0.26 1.95 0.003 0.38 0.31 0.04 0.019 0.001 348 X 8O 19 0.08 0.1 1.5 0.022 0.052 389 X 8O 19 0.036 0.1 1.6 0.35 0.29 0.64 0.076 38

En la tabla 10 se aprecian los materiales que presentan el efecto Bauschinger y aquellos que muestran un incremento en el σo durante la fabricación

Esta tabla incluye aceros de muy bajo C, aceros con B, que desarrollan estructuras bainíticas

La producción de estos aceros contempla el calentamiento de las palanquillas entre 1100-1150°C y la presencia de fina partículas de TiN inhiben el crecimiento del grano austenítico

El grado X60 se logra por laminación controlada de aceros Feα-perlíticos que contienen ~0,035 Nb

Para los grados X65 y X70 se suplementa el afinamiento del T.G por medio del Nb con un endurecimiento por P.P de partículas que contienen V. (Aceros N°3 y N°4)

Para alcanzar las propiedades del grado X80 se adicionan pequeñas cantidades de Ni y Mo en aceros de Nb-V, los cuales son igualmente sometidos a una práctica severa de laminación controlada

Fig. Resumen de la producción para cañerias de acero de alta resistencia en Europa,USA y Japón

Líneas decañerias de acero

Esfuerzo-deformacióndiscontínuo Esfuerzo-deformación

contínuo

Tipo (a):perdida significativa de

resistencia desde laplaca a la cañeria

(efecto Bauchinger)

Tipo (b):Pérdida mínimade resistencia

desde la placa a lacañería

Tipo (c):Incremento en laresistencia desde

la placa a lacañería

Laminadoferrita-perlita0.15-0.2%

Acero con perlitareducida +laminación

controlada +productos de

transformación0.08-0.12% C

Acero ferriticotrabajado en frío(perlita reducida)

Acero de dosfases conlaminacióncontrolada0.06% C

Normalizadoferrita-perlita0.15-0.2% C

Aceros al NbX60

Aceros al VX60

Aceros al V-NX65

Aceros al NbX60

Aceros al V-NbX60-X65

Aceros al Mo-Nb-VX70-80

Aceros al Ti-B

Aceros altos en V

Aceros al Mo-NbX70

Aceros al V-NbX70

Aceros al V-Nb-CrX70

Acero con perlitareducida +laminacióncontrolada

0.08-0.012% C

25.14) CONEXIONES O FITTINGS PARA CANERÍAS

Muchos accesorios válvulas, curvas, tees se utilizan en líneas de cañerías de alta resistencia, tenacidad y soldabilidad

Pero el desarrollo de los fittings a quedado rezagado con respecto al desarrollo de materiales para cañerías (proceso termomecánico → propiedades macánicas)

Los fittings son producidos por forja o desde planchas por conformado en caliente (T.G grande), siendo suministrados por normalizado o Q-T

Rogerson-Jones revisaron los tópicos para los fittings de gas de alta presión. La tabla 11 muestra la composición química

Tabla 11 Compositions of high-strength pipeline fitting%C %Si %Mn %S %P %Al %V %Nb %Ti %Ni %Cr %Mo %Cu %Co %N Type

1 Hyplus 29 0.19 0.37 1.67 0.008 0.018 0.021 0.121 0.005 0.012 0.074 0.089 0.016 0.156 0.017 0.019 Tube2 Controlled Rolled 0.16 0.23 1.31 0.012 0.018 0.027 0.049 0.028 0.005 0.027 0.035 0.018 0.056 0.011 Plate3 Controlled Rolled 0.16 0.29 1.23 0.011 0.011 0.024 0.052 0.044 0.005 0.027 0.029 0.008 0.075 Bend4 V-N-Ni Steel 0.14 0.38 1.46 0.015 0.018 0.1 0.55 0.07 0.03 0.15 0.006 Plate

5.1 V-N-Ni Steel 0.19 0.4 1.63 0.004 0.008 0.01 0.108 0.005 0.005 0.55 0.166 Bend5.2 V-N-Ni Steel 0.17 0.39 1.56 0.015 0.011 0.169 0.005 0.507 0.16 0.029 0.099 0.017 Plate6 Acicular ferrite 0.06 0.26 1.59 0.009 0.022 0.043 0.018 0.029 0.005 0.213 0.005 0.341 0.008 0.005 Plate7 Nicahue (IN787) 0.04 0.28 0.46 0.012 0.008 0.044 0.038 0.052 0.005 0.812 0.716 0.205 1.03 0.021 Plate8 Modified Nicahue 0.05 0.26 1.23 0.008 0.015 0.027 0.031 0.071 0.005 1.1 0.018 0.206 1.18 0.012 0.013 Plate9 BSC Mn-Mo-Cu 0.14 0.31 1.39 0.007 0.01 0.028 0.098 0.027 0.005 0.06 0.22 0.48 Plate

Los aceros C-Mn-V (Hyplus 29-Creuselso 42) se han usado en fittings con σo de hasta 450 MPa, dependiendo del tamaño de la selección

El acero Nicuege (IN 787) se ha usado exitosamente en Alaska en líneas de petróleo, que satisfacen al grado X80

El acero Mn-Mo-Cu es resistentes a medios agresivos ácidos gas/petróleo

• 25.15) ACEROS PARA SERVICIO ÁCIDOS DE GAS

• En los últimos años ha habido una mayor demanda de cañerías resistentes a la “fractura por medio ambiente” (corrosión bajo tensión) por la exposición de pozos de gas en ambientes ácidos ej: H2S y CO2

• La Nacional Association of Corrosión Engineers (NACE) determinó que un fluido es ácido (agresivo) cuando presenta presiones parciales sobre 0.00035 atm de H2S

• El H2S y CO2 se vuelven corrosivos bajo presencia de humedad, y la corrosividad del gas natural es función del contenido de estos compuestos

• Generalmente las líneas de gas no operan en condiciones corrosivas, aunque una T° de rocío en el gas o bajo su T° de saturación o fallas en la planta de secado (deshidratación) puede provocar la introducción de humedad

• La desulfuración y de inhibidores no son adecuadas medidas operacionales, es necesario utilizar aceros resistentes a ambientes ácidos

Dos tipos de fracturas son provocadas por H2S:

1. Grietas inducidas por hidrógeno (HIC)2. Grietas por corrosión sulfúrica (SSCC)

La SSCC afecta a aceros con σo >550 MPa, no afectando a cañerías normales

Debido a los altos niveles de dureza que pueden ser

logrados en la zona ZAT, luego de soldadas, las SSCC pueden resultar en una fractura frágil catastrófica

Las “HIC” resulta en forma de ampollas y pueden tomar lugar en ausencia de tensiones

El H+ es generado en sitios catódicos bajo condiciones ácida húmedas difundiendo dentro del acero formando H2 (molecular) en la interfase inclusión no metálica/matriz

Cuando la presión interna exceda el nivel crítico <<<(debido al H2) se inician las HIC

Inclusiones largas orientadas (II MnS), son sitios favorables para la iniciación de grietas

Un P.P globular de óxidos disminuye esta tendencia

Las grietas pueden proceder a lo largo de las estructuras bandeadas que presentan productos de T° más bajas de transformación (bainita y α’), pudiendo ser paralelas a la superfcie, rectas o escalonadas

La susceptibilidad al HIC es medido por 2 ensayos:

1. BP: inmersión de una cupla distensionada en una solución en una solución sintética de agua de mar, saturada en H2S, con pH= 5,1-5,3

2. NACE: inmersión de una cupla distensionada en una solución agresiva de 0,5% CH3COOOH + 5% NaCl con pH = 3,5-3,8

Ambos ensayos duran 96 hrs y los parámetros de ensayos incluyen el largo y profundidad de las grietas y formación de ampollas

Por lo tanto e vital el control de inclusiones no metálicas en aceros resistentes al HIC

El S es reducido bajo 0,01% adicionando Ca o metales de tierras raras para el control de la forma de las inclusiones no metálicas (súlfuros globulares)

En algunas practicas japonesas el S es reducido desde 0,001-0,003% con adiciones de 0.0015-0.0035 de Ca

La segregación puede ser disminuida restringiendo los niveles de elementos tales como el C, Mn, P

Afortunadamente la laminación controlada es capaz de lograra aceros de alta resistencia con bajos contenidos de C

El Mn es beneficioso para reducir el T.G Feα (mejoramiento de tenacidad), siendo indispensable un nivel mínimo en cañería utilizadas en climas árticos o helados

Elementos tales como el Cu y Ni mejoran la resistencia al HIC

Con pH ≥ 5 estos elementos forman películas protectoras que previenen la difusión de H+ en el acero

Con pH ≤ 5 n se forman estas películas, con lo cual estas aleaciones presentan pequeñas ventajas en el ensayo NACE

Adiciones de 0,2-0,3% de Cu son beneficiosas para prevenir el tipo HIC determinado por el test BP

Los aceros para cañerías resistentes a la corrosión o fisuras inducidas por H+, HIC comprenden las siguientes facetas:

1. Bajos niveles de C, S y P

2. Adiciones de Ca o metales de tierras raras para globalizar sulfuros (inclusiones no metálicas)

3. Bajos niveles de inclusiones de óxidos

4. Libre de segregaciones para evitar bandas bainíticas o martensíticas

5. Pequeñas adiciones de Cu o Cr

EL FENÓMENO DEL DESGASTE ABRASIVO

INTRODUCCION.

La palabra tribología se deriva del griego “tribos” que significa frotamiento o rozamiento y “logia” que significa estudio. Tribología es la ciencia del frotamiento

(interacción de superficies en movimiento). El contacto tribológico dañas a las superficies, produce

cambios en la topografía (geometría – dimensiones) y/o microestructura ( capa

superficial). Existen muchos ejemplos de esta naturaleza. En países

desarrollados, los costos anuales fluctúan entre 1 a 4% del PIB.

Recurrentemente acontece en industrias : agricultura, minería, movimiento de tierra, otras.

Sólo entendiendo a un nivel micrográfico las modificaciones topográficas y microestructurales en el contacto tribológico, es posible entender los mecanismos y procesos que causen daño

El daño superficial de un sistema tribológico es generado por un sin número de pasos consecutivos, debido a un número de diferentes micromecanismos que están activos en la superficie tribológica. El daño observado es así el efecto acumulado de una macro escala de estos micromecanismos.

En principio una tribosuperficie puede exhibir un tipo de daño simple, sin embargo lo normal es una combinación de dos o mas tipos.

El examen e interpretación puede ser bastante complejo. ASTM define el desgaste abrasivo como el debido a

partículas ó protuberancias Que son forzadas y que se mueven a lo largo de una

superficie. El desgaste es también definido como el daño a una

superficie que generalmente comprende una progresiva pérdida de material y se debe al movimiento relativo entre esa superficie y el contacto de la (s) sustancia (s) ó abrasivo

Lo anterior causa cambios en la superficie a nivel microscópico.

Una clasificación de la alteración de ésta es como sigue:

1. Daño de la superficie sin intercambio de material ( entre las dos superficie)

El daño es producido por cambios en la microestructura (envejecimiento, revenido, transformación de fase, recristalización, etc).

2. Deformación plástica.

Daño que se caracteriza por deformación de la capa superficial (puntualmente ó en toda la superficie).

3. Superficie agrietada

El daño es causado por una tensión local alta o variaciones cíclicas térmicas o mecánicas que inducen tensiones.

4. Daño superficial que comprende pérdidas de material.

La pérdida de material deja surcos de diferentes formas y tamaños ( fractura por cizalle, virutas ó chip, desgarros, fractura frágil, fractura por fatiga, etc).

5. Corrosión.

Degradación ó disolución del material por reacciones químicas con elementos del ambiente ó elementos provenientes del entorno a la superficie

Cuando se diagnostica un daño superficial por análisis tribológico, es importante atender el tipo de problema que causa el daño.

Las tribografías constituyen una herramienta importante para la formulación de “recetas”.

Cuando una superficie se demuestra que ha sufrido deformación plástica un número de medidas son posibles, a saber:

a) La deformación plástica es causada por exceder el y del material.

b) La tensión aplicada puede ser reducida aumentando el área de carga, disminuyendo la carga , aplicando un lubricante mas efectivo, etc.

c) El y puede ser incrementado por una mejora en la refrigeración (fricción).

d) Por cambio de material ó aplicando un recubrimiento superficial duro.

Las fracturas superficiales frágiles son inducidas cuando el material se deforma en exceso, estáticamente ó dinámicamente.

Las grietas superficiales reveladas por tribología muestran detalles de la situación de desgaste. La formación de mas o menos grietas paralelas es indicativo de deformación de cizalle excesivo, la formación de redes de grietas (cuarteamiento) es indicativo de deformaciones isotrópicas usualmente inducidas por expansión térmica.

Para piezas perecibles o de sacrificio al desgaste, la acción que se puede considerar es reducir el mecanismo de desgaste dominante.

Generalmente los problemas sobre los efectos de las superficies dañadas pueden ser divididas dentro de los siguientes grupos:a) Pérdida de material, eventualmente la pieza se consume (dientes de pala, labios de cargadores, suela de zapatos, etc).b) La pérdida de material deteriora la función o aplicación (excesivo “juego”, deterioro del filo ó punta, etc).c) Desventajas topográficas, estructura ó composición, Deteriora la función (aumento de la rugosidad superficial).d) Las partículas de desgaste deterioran la función (contaminación del producto alimenticio, contaminación del producto a granel, etc.)

Por otro lado, existen numerosos ejemplos de daños a las superficies que pueden ser beneficiosos. Por ejemplo las tribosuperficies que son pulidas por desgaste y que son deformadas plásticamente. Esto permite mejorar las propiedades mecánicas.

También es posible inducir transformaciones de fases (endurecimiento) por deformación plástica (fenómeno TRIP).

Formación de una sobre-capa resistente al desgaste , que se forma en la superficie de los rodillos de laminación en caliente (hot rolled).

Para el desgaste abrasivo de materiales se han correlacionado muchas variables que lo afectan, a saber:

a) Durezab) Módulo elástico.c) Límite de fluencia.d) Temperatura de fusión.e) Estructura cristalina.f) Composición química.

Además de las propiedades del material de sacrificio, el material abrasivo afecta al desgaste.

La velocidad de pérdida por abrasión no son intrínsecas al material. Factores ambientales ó del medio afectan la pérdida abrasiva, a saber:

a) Tipo de abrasivo.b) Temperatura.c) Velocidad de contacto.d) Humedad.e) Efecto de la corrosión.

La tribología es una verdadera ciencia que permite estudios sistemáticos de tribosistemas (material-abrasivo) y que permite un mejoramiento progresivo.

DESGASTE ABRASIVO

La abrasión se clasifica de acuerdo a los tipos de contacto mas bien que con los ambientes de contactos.

Los tipo de contacto incluyen dos ó tres cuerpos de desgaste.

La abrasión ocurre cuando un abrasivo se desliza a lo largo de una superficie y cuando el abrasivo queda entre las superficies.

Los medios de contacto son clasificados :

a) Sistemas abiertos (libres). b) Sistemas cerrados (confinados)

En variados ensayos, Blickensdejer et al [2] mostró que

para una carga dada y recorrido de desgaste, la velocidad de desgaste es aproximadamente la misma para los sistemas abiertos y cerrados. Sin embargo, las mediciones de las pérdidas en sistemas cerrados generalmente aparecen más altas que las perdidas de sistemas abiertos. Probablemente esto ocurra debido a que la mayoría de los sistemas cerrados experimentan cargas mayores.

La abrasión se puede clasificar como de:

1. Baja tensión: Ocurre cuando el abrasivo permanece relativamente intacto; por ejemplo, papel abrasivo (lijas)

2. Alta tensión: Existe cuando partículas abrasivas se fracturan o quiebran (conminución); por ejemplo, en un molino, tanto las bolas de molienda y el mineral se gastan.

3. De desgarramiento: Aquí un tamaño relativamente grande de abrasivo corta el material (Antiabrasivo), el cual no esta totalmente endurecido por trabajo (def. en frió) por ejemplo, cuando las rocas son fragmentadas en un chancador de mandíbulas.

Figura 1. Tipos de contacto durante el desgaste abrasivoa. Abierto dos cuerposb. Cerrado dos cuerposc. Abierto tres cuerposd. Cerrado tres cuerpos

Diferentes mecanismos han sido propuestos para explicar como el material es removido de la superficie durante la abrasión. Estos incluyen fractura, fatiga y fusión. Debido a la complejidad de la abrasión ningún mecanismo da cuenta completamente del total de la perdida. La figura 2 describe algunos de los procesos que son posibles cuando un abrasivo puro o simple interactúa con una superficie

Estas incluyen: deslizamiento, formación de soldadura, corte, microgrietas y microfatiga.

Fig. 2 Cinco procesos de desgaste abrasivo..

El deslizamiento es el proceso que mueve el material desde el surco a los costados. Esto ocurre a baja carga y no hay una perdida intensa de material. El daño ocurre cerca de la superficie del material en la forma de incrementar la densidad de dislocaciones por el conformado en frío del material. Si posteriores ralladuras (irregularidades de superficie) ocurren en el conformado en frío, se produce durante el conformando adicional perdidas por microgrietas.

Cuando la razón de la tensión de cizalle de contacto en la interfase y la tensión de cizalle del volumen aumenta a un nivel suficientemente alto (desde 0.5 a 1), se ha encontrado que una soldadura puede ser desarrollada en forma frontal al abrasivo. En este caso el material se desplaza hacia los lados.

La forma mas severa de desgaste para materiales dúctiles es el corte, el material abrasivo se parece al mecanizado con extracción de viruta, con un pequeño desplazamiento del material relativo al tamaño de las marcas o ralladuras. Para partículas abrasivas agudas, un ángulo crítico existe, para el cual hay una abrasión desde deslizamiento a corte. Este ángulo depende del material que esta siendo desgastado. Por ejemplo los ángulos críticos desde 45° para el cobre a 35° para el aluminio [3,4]. La abrasión no depende de las ralladuras o rasguños orientados cuidadosamente por los granos abrasivos. Kato [5] y otros han analizado el efecto de abrasivos redondeados para pulir una superficie. Para materiales dúctiles, los mecanismos de desplazamiento (arado), formación de soldadura y corte se han observado. Figura 3.

Figura 3. Ejemplos de tres procesos abrasivos observados por SEMa) Corte, b) formación de soldadura, C) Deslizamiento (arado).

Fue observado que el grado de penetración fue crítico para la abrasión de deslizamiento (arado) y de formación de soldadura a corte. Cuando el grado de penetración, definido como la profundidad de penetración dividido por el área de contacto, excedió alrededor de 0.2, el corte fue el modo abrasivo predominante.Cuando una partícula abrasiva desgasta por frotación en vez de cortar, el volumen de desgaste máximo que puede ocurrir es descrito por: (1)Donde:W = Volumen de material removido.A = Área transversal del desgaste.d = Distancia de desplazamiento

AdW

El área transversal de desgaste “A” es dependiente de la forma del grano abrasivo y de la profundidad de penetración, p:

(2)

Donde k1 es constante y depende de la forma. La profundidad de penetración, p, es nuevamente dependiente de la forma del grano; la carga, L; y la dureza, H del material.

(3)

Muchos factores afectan a k2: la posibilidad de desgaste por deslizamiento mas bien que corte; los granos abrasivos pueden rotar y evitar desgaste; los granos abrasivos pueden fracturarse (molerse) y no ser efectivos durante la ultima parte de su contacto y otras. Las ecuaciones (1), (2) y (3) pueden ser combinadas, formando.

(4)

Esta es conocida como la ecuación de Archard [6], la cual fue derivada para desgaste adhesivo, pero que ha dado mucha utilidad en desgaste abrasivo, también factores que afectan a k3 son descritas a continuación

pkA 1

HLkp 2

HLDkW 3

Comúnmente los materiales son descritos que tiene una buena o mala resistencia al desgaste R, una simple definición es:

(5)

Los materiales tienen un modo adicional de resistencia abrasiva, normalmente microestructuras. Esto ocurre cuando fuerzas aplicadas por los granos abrasivos exceden la tenacidad a la fractura del material. Este es frecuentemente el modo predominante de desgaste severo para materiales cerámicos y es importante en materiales como los fierros fundidos blancos.

Otros mecanismos como calentamiento y fusión son posibles también Teóricamente la fusión depende de pequeñas áreas localizadas de calentamiento adiabáticas que indican deformaciones. Ha sido demostrado que se produce un suficiente calentamiento para la recuperación que acontece cerca de la superficie desgastada.

WR 1

EFECTO DE LAS PROPIEDADES DEL MATERIAL EN EL DESGASTE ABRASIVO

Una variedad de características de los materiales ha sido

demostrada que tienen influencia en el desgaste abrasivo.

Estas características incluyen:a) Durezab) Módulo elásticoc) Límite de fluenciad) Temperatura de fusióne) Estructura cristalinaf) Microestructurag) Composición química

Experimentalmente y teóricamente la dureza de un material se correlaciona con la velocidad de desgaste..

Khushchov [8] comparó una gran cantidad de ensayos y demostró una relación inversa entre la velocidad de abrasión y la dureza de materiales recocidos. Figura 4.

Figura 4. Resistencia al desgaste versus dureza (recocido) de metales puros y aleaciones.

Para grados de endurecimientos mayores, demostró que la dureza fue inversamente proporcional al desgaste abrasivo ( con diferentes pendientes)

Durante el proceso de abrasión se produce un fuerte endurecido de la superficie ( endurecido por trabajado en frío).

Richardson [9] investigó el endurecimiento por trabajado en la resistencia al desgaste a un grupo de aceros y materiales. Comparó las durezas alcanzadas por granallado y trepanado ó perforación (broca). Encontró que durante la abrasión se produce un endurecimiento superficial cercano al del trepanado. Adicionalmente, la resistencia al desgaste fue proporcional a la dureza de la superficie gastada.

El desgaste abrasivo también depende de estructura cristalina y su orientación.

Alison [10] mostró que en cristales cúbicos es del desgaste es alrededor de dos veces la velocidad de desgaste de los cristales hexagonales (desformados en frío) y se atribuyó a la mayor velocidad de endurecimiento por trabajado.

Steijn [11] estudió el desgaste en monocristales. El desgaste en metales BCC y FCC en un plano (001). Demostró un mayor desgaste a lo largo de la direcciones <100> que en la dirección <110>

La microestructura es también importante La austenita y la bainita son mas resistentes que la ferrita y

perlita.

La austenita presenta una alta capacidad de endurecimiento por conformado en frío y ductilidad.

Adicionalmente se ha indicado que la tenacidad a la fractura k1c de los materiales es importante para determinar la resistencia a la abrasión de las cerámicas y en menor grado la de los fierros fundidos blancos. Fisher [12] experimentó con muestras de zirconia con dureza constante , pero con diferentes tenacidades. Fig 5. Determinó que la resistencia al desgaste disminuye con la cuarta potencia de la tenacidad

Figura 5. Velocidad de desgaste de la zirconia (oxido Zr) como una función de la tenacidad a la fractura.

Los aleantes (sustitucionales ó intersticiales) son usados normalmente para mejorar el comportamiento de los materiales.

El carbono (intersticial) es usado, en los aceros para mejorar la resistencia a la abrasión.

Para aleaciones sustitucionales se ha demostrado que la resistencia a la abrasión, en soluciones sólidas complejas, tales como Hf – Zr , Cu – Ni y Cr – V , la abrasión es proporcional a la cantidad de aleantes.

Una forma común de modificar las propiedades del material es la producir una segunda fase. Elementos que causen precipitados permiten un gran incremento en la dureza y límite de fluencia.

Sobre la base previamente indicada , se puede esperar a que esto guíe a una fuerte disminución en el desgaste abrasivo

Desafortunadamente las pequeñas partículas coherentes son frecuentemente cizalladas durante la deformación plástica y las partículas incoherentes fallan con el corrimiento del tren de dislocaciones que se genera.

Como resultado, el tratamiento de precipitación no es un forma efectiva para disminuir el desgaste abrasivo.

Precipitados grandes, duros incoherentes, tales como los carburos son útiles en el desgaste abrasivo..

La Fig 6 muestra que los carburos son útiles en el desgaste abrasivo.

Cuando las partículas incoherentes son algo mas grandes que los granos abrasivos de la superficie, ellos son generalmente efectivas en la disminución del desgaste.

Exámenes de las superficies desgastadas han revelado que los granos abrasivos son resistidos por las partículas de carburos.

A medida que la matriz es cortada o arrancada y removida, la carga es significativamente transferida a la partícula duras.

El desgaste de la partículas incoherentes ocurre por dos lentos procesos:

Abrasión de las partículas duras. Pérdidas de las partículas duras por arrancado ó perdida de

adherencia entre las partículas y la matriz (fatiga)

Figura 6. Efecto en el desgaste abrasivo cuando el tamaño de la segunda fase es variadoa) Segunda fase pequeña, fácilmente removido, b) segunda fase grande, protegiendo la matriz, c) Segunda fase muy grande, el pequeño material abrasivo acanala la matriz.

Las investigaciones han indicado que para los fierros fundidos blancos un volumen de aproximadamente un 30 % de carburos permite la mejor resistencia a la abrasión.

La relación entre el tamaño de las partículas y el tamaño de grano abrasivo es importante. Granos abrasivo grandes tienden a generar desconchamientos ó desprendimientos.

Cuando las partículas incoherentes son pequeñas , relativos a los granos abrasivos, éstas pueden cortar la matriz, agregando poco a la resistencia a la abrasión del material.

Si los granos abrasivos son muy pequeños, relativos a las partículas duras embebidas en la matriz metálica y el espacio entre ellas es grande, entonces las partículas abrasivas son capaces de socavar a la partículas duras ( embebidas). Esto provoca un desalojamiento de las fases duras.

Las partículas embebidas en la matriz que mejor rinden a la protección abrasiva se caracterizan por:

Una alta dureza ( alta resistencia al corte). Buena tenacidad que permite buena resistencia a la

fractura. Tamaño y forma de partículas embebidas adecuadas . La

morfología en trozos o bloques tiene mayor rendimiento que las forma en placas ó rodillos. Se reduce la propagación de grietas.

Con el advenimiento de nuevos materiales ( compósitos reforzados) se han logrado interesantes mejoras en este campo. Los factores que para estos desarrollos afectan la resistencia abrasiva incluyen

Orientación de las partículas. Tamaño de partículas. M’odulo elástico. Dureza relativa. Fragilidad de la segunda fase. El modelo simplificado de Zum Gahr [14]. Fig. 7

muestra el efecto de varios de estos parámetros.

Figura 7. Efectos de la orientación, tamaño, modulo elástico, dureza y fragilidad de la segunda fase en el desgaste abrasivo [14].

Ha sido demostrado que un reforzamiento por una segunda fase, con orientación paralela a la superficie es mas fácil de remover que uno que esté perpendicular a la superficie.

También cuando el tamaño de la segunda fase mas pequeña en relación a la profundidad o tamaño del abrasivo, la segunda fase embebida en el material, sólo tiene un efecto bajo.

Debido a la práctica de mayores adiciones para reforzamiento del material , se tiene un módulo de elasticidad mas alto. Una matriz con un bajo módulo tiende a descohesionan las interfases y a la pérdida de las partículas duras antiabrasivas.

En algunas aleaciones, tales como los fierros blancos aleados (ASTM A 532 , Cr –V, otros), la segunda fase compleja es mas dura que la matriz protegerá a ésta.

EFECTOS DEL MEDIO EN LA RESISTENCIA AL DESGASTE.

Además de las propiedades del material, el medio afecta al desgaste.

Como ha sido indicado, la velocidad de pérdida por abrasión no son intrínsecas al material.

Factores ambientales que afectan la pérdida abrasiva son:a) Tipo de abrasivo y sus características.b) Temperatura.c) Velocidad de contacto.d) Carga unitaria del abrasivo sobre el material.e) Humedad.f) Efectos de la corrosión

1) Abrasivo

Los diferentes abrasivos que existen generan diferencia en las velocidades de desgaste de los materiales.

El efecto del ángulo de ataque del abrasivo tiene efecto. También existen otras, tales como : la dureza, tenacidad

y tamaño del abrasivo. A medida que la dureza del abrasivo excede ó supera a

la del material las pérdidas por abrasión se intensifican, Fig 8.

Figura 8. Efecto de la dureza del abrasivo, en la relación a la dureza del material (sacrificio), sobre el desgaste abrasivo.

A medida que la dureza del material abrasivo excede la dureza del material de sacrificio penetra y corta/remover sin que posea ángulos agudos redondeados la partícula abrasiva.La Fig 9 muestra unaescala de dureza de minerales y microconstituyentes complejos de aleaciones.

Figura 9. Efecto de la tenacidad del materiales el desgaste, usando el test abrasivo húmedo ABEX [17].

La hematita (mineral de hierro), puede corta/gastar a la perlita, pero no a la martensita.

Esto también se observa en la gran ventaja del contenido de cromo ( carburos complejos) en los fierros fundidos blancos, que permite alcanzar un grado de dureza mas alto que cualquier mineral común.

La forma de las partículas es importante, debido a la influencia de la forma del abrasivo en el material de sacrificio.

También tienen influencia: la carga de contacto y la transición del contacto elástico al plástico.

Las experiencias indican que ocurre un menor desgaste, cuando los materiales son gastados por partículas de cantos redondeados que por partículas de cantos agudos.

La tenacidad de las partículas abrasivas es un importante factor.

La pérdida de material se incrementa cuando la tenacidad del abrasivo aumenta.

Avery(17) dió un ejemplo con dos diferentes abrasivos (de igual dureza 7 en la escala Mohs)(chert y cuarzo). Fig 10.

El material chert (mineral duro asociado a la caliza), mas tenaz causó un desgaste . entre dos a tres veces superior al generado por el cuarzo.

Figura 10

2) Temperatura Se puede esperar que ha medida que la temperatura aumenta

el desgaste se incrementa, debido a la disminución de la dureza y el límite de fluencia. Sin embargo, para el aluminio y cobre [18] cuando se incrementa la temperatura desde la ambiente hasta 673° K, un pequeño cambio se observa en el desgaste abrasivo.

Se a propuesto que esto se debe a que durante la abrasión, pequeñas áreas son calentadas adiabáticamente. A temperaturas iniciales mas altas, el metal reduce los esfuerzos para la deformación. Esto resulta en un menor calentamiento en el material de sacrificio durante el proceso abrasivo.

El resultado final es que la áreas circundantes al de la remoción del material poseen una temperatura similar, independiente de la temperatura inicial y similar velocidad de abrasión.

3)Velocidad de contacto. La velocidad del desgaste abrasivo aumenta ligeramente en el

rango 0 – 2.5 m/s. Este desgaste se atribuye al calentamiento por fricción. El efecto es pequeño debido a que toda la abrasión ocurre en

un proceso cercanamente adiabático. Esto indicaría que cerca se produce un peak de temperatura (aumento), independiente de la velocidad en el pequeño volumen de material donde las asperezas ó protuberancias son removidas del material.

4) Carga. Ha sido demostrado que el desgaste abrasivo es proporcional a la

carga, ecuación de Archard. Sin embargo, este efecto proporcional falla cuando la carga

o presión es suficiente como para fracturar las partículas abrasivas. Si las fuerzas fracturan las partículas abrasivas y generan nuevos

puntos agudos, el desgaste aumenta. Si los puntos nuevos (luego de la fractura ) son redondeados, el

desgaste disminuirá.5) Humedad .El efecto de la humedad de la atmósfera está lejos de ser precisa.

Existen resultados contradictorios. Larsen-Basse [19,20], estudiaron el efecto de la humedad atmosférica

en el desgaste abrasivo de una serie de metales puros y aceros. Usando SiC como abrasivo, comúnmente el desgaste aumentó con la

humedad hasta un 65 % de humedad relativa. Esto se asocia a la humedad que adquieren las partículas de SiC

fracturadas ( partículas angulosas al inicio en superficie del material). Una situación adicional para incrementar el desgaste fue el efecto

Rehbinder [21]. Este efecto es un mecanismo químico –mecánico, en el cual las impureza químicas , tales como iones ó hidrógeno atómico, modifican las propiedades de fractura de la raíz de la grieta, permitiendo aumentar las velocidades de desgaste.

Mercer [22] encontró resultados muy diferentes, donde , con el aumento de la humedad el desgaste abrasivo disminuyó para el hierro y un acero bajo carbono, permaneció constante para el titanio y aumentó para el cobre.

6) Efectos de la Corrosión. El desgaste abrasivo se incrementa en condiciones de corrosión,

particularmente con un bajo pH. Una sinergia ocurre frecuentemente entre el desgaste abrasivo y

la corrosión. La abrasión genera superficies limpias que rápidamente se

corroen y la protección de los productos de la corrosión (capa), es removida por la abrasión.

Usando pulpas abrasivas (en equipos de desgaste), Madsen [23], demostró que la sinergia de un abrasivo y un compuesto abrasivo, podría ser dos veces, comparado con el componente sólo.

En un estudio de molienda Tylczak [24] mostró que la molienda en un ambiente ácido aumenta la velocidad de desgaste alrededor de do veces, en relación a la molienda con agua.

TEORIA

Un número de ecuaciones se han ocupado para correlacionar el desgaste y otras propiedades.

La ecuación de Archard, para una relación entre el desgaste y la dureza, ya se comentó.

Krushchov [25] demostró la correlación con la dureza. Propuso una correlación empírica con el módulo elástico de la forma:

(6)

Donde E= módulo elástico. 3.1

5EkW

Para metales puros se encontraron relaciones entre el desgaste y la energía de fusión, la combinación del peso atómico y la temperatura de Debye y las combinaciones de los puntos de fusión dividido por el volumen atómico. Todas estas ecuaciones miden la cohesión interatómica.

Sin embargo, una fundamental comprensión del desgaste abrasivo aun no se ha desarrollado a partir de las teorías fundamentales o básicas.

La teoría mas corriente está basada en el concepto que la abrasión es el proceso de rayado ó raspado.

Además, la mayoría de las teorías simplifica la punta del rayado o raspado a un cono agudo.

Posteriormente éstas explican el efecto diciendo que el cono se desliza a través de la superficie de una muestra.

La ecuación de Archard, con pequeñas modificaciones, es ampliamente usada, como punto de partida para el desarrollo, de expresiones mas complejas.

Los modelos mas exitosos son aquellos que contemplan situaciones “complejas reales”.

Zum Gahr [26] fue propuso la siguiente expresión que considera el factor de desplazamiento ó desalojamiento de material fab , ecuación (7).

(7)

Donde:Av= área transversal de muesca ó surco de desgaste.A1 A2 = (combinados), son el área transversal del material desplazado a los lados del surco por efecto de los cortes :Para desplazamiento puro ( tipo arado), este término es 1. Si no existe remoción de material este es cero. La ec. (7) se transforma a la ecuación (8)

(8)

Los factores que reduce a fab permiten mayores resistencias al desgaste sin requerir una modificación de la dureza del material.

De otra forma el material tiene mayor habilidad en deformar por roce , mas bien que cortar.

Lo anterior es concurrente con los resultados de Krushchov, que demostraron que materiales puros (metales puros), tienen una gran capacidad de deformación, tienen una mayor resistencia a la abrasión que aceros aleados con dureza similar.

v

vab A

AAAf

)( 21

dAfW vab

MATERIALES La selección de materiales resistentes a la abrasión no es

exactamente una ciencia exacta. Aunque pereciera que cada caso es especial , existen familias

de materiales que han mostrado buena resistencia. Ellos son típicamente materiales duros, que resisten el rayado

ó raspado, y comprenden a las cerámicas, materiales con carburos , fierros fundidos blancos aleados y aceros aleados endurecidos.

Adicionalmente existen aceros blandos que son revestido con depósitos de soldadura ( hardfacing), spray por plasma metalizado y otras técnicas.

Cerámicas. Muchas de éstas muestran una sobresaliente resistencia a la

abrasión, debido a su alta dureza relativa. Una de sus debilidades es la alta fragilidad a los impactos

(baja tenacidad a la fractura) Para una alta carga de trabajo (compresión), las cerámicas

sufren microfisuras, lo cual conduce a altas velocidades por desgaste

Cerámicas de los tipo alúmina, circonia ,nitruto de silicio, y otras son normalmente aplicadas.

El incremento de las cerámicas se producirá en la medida que e incremente el conocimiento de estos materiales y el precio de éstas disminuya.

Metales.

Su uso se ha difundido ampliamente. Como una guía general para metales que resisten el

desgaste abrasivo se ha encontrado lo siguiente. La alta dureza es un requerimiento primario. La resistencia a la abrasión tiende a incrementarse

con la adición de elementos formadores de carburos. Los carburos son fases útiles cuando poseen un

volumen y tamaño mayor al de los abrasivos.

Los fierros fundidos blancos aleados.

Constituyen la aleación base Fe de mayor resistencia al desgaste.

Su resistencia a la abrasión es debido a la formación de carburos durante la solidificación.

Desafortunadamente estas tienen una resistencia al impacto limitada, comparadas con los aceros.

Son muy difíciles para ser mecanizadas y no son soldables. Esto limita su uso industrial.

La familia mas común de fierros blancos incluyen:a) Alto cromo.b) Cromo – Molibdenoc) Níquel – Cromod) Fierros blancos perlíticos Las composiciones de los fierros fundido blancos típicos

se presentan en la Tabla1(ASTM A 532).

Tabla 1.

• Las aleaciones altas en cromo son las de mayor aplicación, comparativamente con los fierros níquel - cromo ó fierro blancos perlíticos. Esto se debe a la resistencia al impacto mejorado por tratamiento térmico.

• La aleación 25 cromo es particularmente adecuada para la condición extra de resistencia a oxidación y/o corrosión.

• La aleación 15 cromo 3 molibdeno (15Cr3Mo), se puede utilizar para espesores gruesos debido a la alta templabilidad que presenta.

• Aceros

• Para aceros de baja aleación, la resistencia a la abrasión es básicamente una función de la dureza y contenido de carbono.

• Adiciones de elementos en particular permiten aumentar la templabilidad y otras propiedades mecánicas.

• Los aceros de herramientas de los tipos AISI M y T ( aceros rápido), D (alto cromo) y parte de los A (temple al aire), frecuentemente forman carburos en la microestructuras, para alcanzar una resistencia al desgaste adicional.

• La American Society of Lubrication Engineers [27], ha desarrollado una carta, Fig. 11 para la selección de aceros para herramientas.

Figura 11. Diagrama básico para la relación de aceros de Herramientas [27].

Los aceros altos en manganeso (austeníticos) son los de mayor tenacidad disponibles. El acero 12Mn es conocido como acero Hadfield.

Estos aceros (alto Mn), tienen la ventaja de lograr superlativos endurecimiento por conformado en frío, cuando existen altas presiones de aplastamiento y/o impacto.

Plásticos

Ha sido observado que los plásticos tienen baja resistencia al desgaste a medida que la razón dureza módulo elástico disminuye [28].

Otras investigaciones han demostrado que la resistencia a la abrasión aumenta en los termoplásticos y termosets para pesos moleculares mayores.

Estos últimos materiales están siendo usado para el manejo de pulpas ( partículas abrasivas diminutas). Además resisten el ataque químico.