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Daño Inducido por el Ambiente en Barras de Acero de Alta Resistencia para Construcción
Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)
DAÑO INDUCIDO POR EL AMBIENTE EN BARRAS
DE ACERO DE ALTA RESISTENCIA PARA CONSTRUCCIÓN
M. Iordachescu1, A. Valiente1*, M. Elices1, A. M. Fathy1
1
Departamento de Ciencia de Materiales, Escuela de Ingenieros de Caminos,
Universidad Politécnica de Madrid, España.
*
e-mail: [email protected]
RESUMEN
En esta investigación se analiza experimentalmente el daño inducido por el ambiente en barras de acero de pretensar que
combinan la alta resistencia con una tenacidad media-alta. El ambiente agresivo empleado es agua de mar artificial y los ensayos de daño se han llevado a cabo con probetas prefisuradas por fatiga sometiendo simultáneamente el frente de fisura a
carga mecánica y a la acción del agua de mar. Con la configuración de probeta elegida (SBS de la norma ASTM-E1304) ha
sido posible determinar las condiciones de crecimiento de grieta y la tenacidad residual. El análisis fractográfico del daño
por microscopía electrónica de barrido ha permitido identificar el proceso físico de daño y correlacionarlo con la microestructura del material.
ABSTRACT
This research experimentally examines the stress corrosion behavior of prestressing steel bars of high tensile strength and
medium-high toughness. Artificial sea water was chosen as aggressive medium to damage the steel in combination with
tensile loading. Fatigue precracked short bar specimens (ASTM-E1304) were used in the experiments. The loading conditions for subcritical crack growth under sea water exposure were found, and the residual fracture toughness was assessed and
compared to the fracture toughness of the undamaged steel. The physical mechanisms of damage were identified by the
SEM analysis of the fractures surfaces and related to the steel microstructure.
PALABRAS CLAVE: Prestressing steel bars, Stress corrosion, Hydrogen assisted damage.
1. INTRODUCCIÓN
La industria de la construcción recurre cada vez con más
frecuencia al uso de barras de acero de alta resistencia para estructuras de hormigón pretensado, con fines que amplían su campo de aplicación sin desvirtuar su razón de
ser. La gran capacidad resistente, la versatilidad y la sencillez de uso hacen estos productos muy atractivos para reparación de estructuras, soluciones estructurales temporales e implementación de técnicas constructivas avanzadas.
Las barras de acero para pretensar hormigón se fabrican
en diámetros de hasta 75 mm, con superficie lisa o corrugada y resistencias a tracción que pueden alcanzar e incluso superar los 1200 MPa. Son barras de acero de alto carbono laminadas en caliente, microaleadas y tratadas térmicamente para dotarlas de las propiedades mecánicas buscadas, esto es, gran resistencia a tracción combinada con
un nivel de ductilidad suficiente para que puedan ser tensadas sin riesgo de rotura [1].
Como contrapartida, la tenacidad de fractura de las barras
de acero para pretensar hormigón es generalmente baja y
en consecuencia son poco tolerantes al daño. Las roturas
prematuras registradas indican que su resistencia se reduce
drásticamente cuando experimentan daños superficiales de
pequeña extensión capaces de fragilizar localmente las barras, tales como calentamientos accidentales fuertemente
concentrados capaces de transformar la microestructura
[2], o acumulaciones locales de hidrógeno atómico generado en procesos de corrosión bajo tensión por exposición
a medios acuosos alcalinos, de agresividad moderada [3].
No obstante, también se fabrican barras de acero para pretensar hormigón con diámetros de más de 30 mm, cuya tenacidad de fractura alcanza niveles medio-alto. Por ello,
son barras de especial interés para extender las aplicaciones de estos productos, pero su sensibilidad a los ambientes agresivos no ha sido investigado.
En este trabajo se estudia la sensibilidad a la corrosión
bajo tensión en agua de mar que presentan barras comerciales lisas de 32 mm de diámetro, 1300 MPa de resistencia a tracción y 100 MPam1/2 de tenacidad de fractura. Las
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probetas empleadas para los ensayos son probetas SBS de
la norma ASTM E1304 [4] con el ligamento triangular prefisurado por fatiga. Los resultados obtenidos en cuanto al
efecto del medio sobre el comportamiento mecánico del
material se complementan con el análisis fractográfico del
proceso físico de daño para identificar sus características y
establecer su relación con la microestructura del acero.
2. MATERIAL Y EXPERIMENTACIÓN
La configuración de probeta elegida para los ensayos de
fractura y de corrosión bajo tensión es la probeta SBS de
la norma ASTM E1304 [4], todas cuyas dimensiones son
proporcionales a B (figura 2). El tamaño adoptado B =
17 mm es el máximo compatible con el diámetro de las
barras y la orientación de las probetas, cuyo plano de rotura coincide con la sección transversal de la barra (figura 2).
Las barras de pretensar hormigón objeto de la investigación son barras comerciales lisas de 32 mm de diámetro
suministradas por el fabricante. El material con que están
fabricadas es acero de alto contenido en carbono, con la
composición química que recoge la tabla 1. Las barras se
conforman por laminado en caliente y adquieren sus características definitivas mediante un tratamiento térmico
final de temple y revenido.
Tabla 1. Composición química del acero de las barras
estudiadas (porcentajes en peso)
C
Mn
Si
Pmax
Smax
Cu
Ni
Cr
Fe
0,47 0,72 1,68 0,01 0,002 0,01 0,02 0,48 bal
La tabla 2 resume las propiedades mecánicas del acero de
las barras obtenidas ensayando a tracción simple probetas
cilíndricas de 6 mm de diámetro.
Tabla 2. Propiedades mecánicas del acero
de las barras estudiadas
Módulo
elástico, E
207 GPa
Límite
Máxima
elástico, Resistencia a deformación
tracción, Rm
Rp0.2
uniforme, !u
1200 MPa
1318 MPa
8%
La microestructura del acero es ferrito-martensítica, como
puede verse en la figura 1, que corresponde a una sección
transversal. El tratamiento térmico de fabricación propicia
la nucleación y el crecimiento de estructuras laminares de
Widmanstatten por la transformación parcial de la ferrita
en martensita. Los carburos presentes en la matriz martensítica son determinantes en la fractura del material.
Figura 2.– Configuración geométrica y orientación de
las probetas SBS empleadas en los ensayos
de fractura y corrosión bajo tensión
La capacidad de este tipo de probetas para medir tenacidades de fractura está limitada por su tamaño y por el límite
elástico Rp0.2 del material. El valor límite KL es:
K L = R p0.2 0,8B
(1)
Para el acero de las barras y el tamaño de probeta elegido resulta:
K L =140 MPa m
(2)
La ventaja más importante de la norma ASTM E1304 [4]
es que las probetas no precisan ser fisuradas por fatiga para medir la tenacidad de fractura, pero es imprescindible
hacerlo para los ensayos de corrosión bajo tensión, cuyo
objetivo es caracterizar los procesos de fisuración asistida
por el medio. Por ello, también los ensayos de tenacidad,
realizados en aire, se han llevado a cabo con probetas previamente fisuradas por fatiga. La fisuración se ha efectuado aplicando ciclos armónicos de carga de 2,8 ± 2,2 kN a
6 Hz de frecuencia. El número medio de ciclos de carga
aplicados a cada probeta fue de 6000, controlando el tamaño de fisura por medio de la flexibilidad de la probeta.
En la figura 2 puede observarse un esquema de la fisura
triangular con frente de longitud creciente que se produce
en este tipo de probetas.
La tenacidad de fractura del acero se ha determinado llevando a cabo dos ensayos de rotura con probetas SBS fisuradas, bajo velocidad de desplazamiento constante del
actuador igual a 0,2 mm/min. Para las probetass SBS, la
expresión del factor de intensidad de tensiones se reduce
a [4]:
*
K I = 0,83 PY3/2
B
Figura 1. Microestructura del acero
en la sección transversal de la barra
(3)
donde el factor adimensional Y* depende exclusivamente
de la profundidad relativa de fisura a! = a/W, siendo W =
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1,45B. La norma ASTM E1304 no proporciona el factor
adimensional Y* en función de a! , pero sí lo hace la referencia [5], que asimismo proporciona la rigidez relativa r!
de la probeta en función de a! . La rigidez relativa es el cociente r! de los factores de proporcionalidad entre la carga
F y el desplazamiento ! de separación de las dos mitades
de la probeta cuando está fisurada y cuando el ligamento
está completo. En la figura 3 aparecen gráficamente representadas las funciones Y*(a! ) y !r (a! ).
Una vez aplicada la carga inicial, el actuador de la máquina se inmoviliza y la variación de carga horizontal que
resulta del proceso de fisuración asistida es registrada por
el sistema de toma de datos. La variación experimentada
por la separación ! de las dos mitades de la probeta es
también registrada por medio de un extensómetro resistivo para medida de COD.
Figura 5.– a) Ensayo de corrosión bajo tensión;
b) Detalle de la probeta SBS y del utillaje de carga.
Figura 3. Factor de intensidad de tensiones adimensional
y rigidez relativa de las probetas SBS.
La figura 4 muestra un esquema del dispositivo experimental utilizado para los ensayos de fisuración asistida por
agua de mar artificial (solución acuosa al 3,5% NaCl), con
el frente de fisura sometido simultáneamente a carga mecánica y corrosión a potencial libre. El dispositivo transforma la dirección de la carga generada por la máquina de
tracción de vertical en horizontal (figura 3a), permitiendo
así la medida de la apertura de la probeta a lo largo del ensayo (figura 5b). Ambas cargas son medidas por sus células respectivas, de 25 kN de capacidad.
Figura 4. Dispositivo de ensayo
de corrosión bajo tensión.
Los cuatro ensayos realizados fueron interrumpido tras varios días de duración sin que se hubiera producido el colapso de la probeta. Inmediatamente después de la interrupción, las probetas fueron secadas y sometidas a sendos
ensayos de rotura análogos a los realizados para medir la
tenacidad.
Todas las superficies de fractura resultantes de los ensayos de tenacidad y de corrosión bajo tensión han sido
analizadas por microscopía electrónica de barrido, a fin
de identificar los micromecanismos de rotura y de corrosión bajo tensión del acero, así como determinar la influencia del medio agresivo y de la microestructura.
3. RESULTADOS EXPERIMENTALES
3.1. Ensayos de tenacidad de fractura
Los registros de los ensayos de tenacidad realizados con
probetas SBS prefisuradas por fatiga pueden verse en la
figura 6. La carga F aplicada aparece representada frente
al desplazamiento relativo ! que experimentan las dos mitades de la probeta en la cara frontal. Las profundidades relativas a! f de la fisura de fatiga respectivamente medidas
tras la rotura fueron 0,55 y 0,61. La forma de los registros
concuerda con los valores de a! f. La mayor anchura del máximo de carga para a! = 0,55 indica que la carga se mantiene estable durante la propagación inicial de la fractura.
Cuando la tenacidad de fractura y el factor de intensidad de
tensiones son iguales se produce un máximo de carga porque la fractura se activa, pero mientras se propaga, el segundo no debe descender por debajo de la primera. Según
la figura 3, los valores a! = 0,55 y a! = 0,61 están en la ra-
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ma creciente de Y*(a! ), pero el mínimo está muy cerca de
a! = 0,55 y es muy tendido, de modo que en sus proximidades el factor de intensidad de tensiones apenas varía con
la profundidad de fisura y para no descender por debajo de
la tenacidad de fractura, la carga permanece constante.
estos segundos tramos es de origen geométrico y se debe al
pequeño tamaño alcanzado por el ligamento de la probeta.
El tercer tramo recto de cada ensayo es la descarga en aire
tras dar por concluido el ensayo de corrosión bajo tensión,
y el cuarto tramo es el ensayo final de rotura en aire.
Figura 6.– Ensayos de tenacidad con probetas SBS
prefisuradas por fatiga: curvas carga-COD.
Los valores de la tenacidad de fractura obtenidos al aplicar
la ecuación (3) para las dos cargas máximas registradas y
para las dos profundidades de fisura medidas son 103 y 111
MPam1/2, cuyo valor medio 107 MPam1/2 es inferior al límite dado por la ecuación (2).
3.2. Ensayos de corrosión bajo tensión
Los registros obtenidos en los ensayos de corrosión bajo
tensión son del mismo tipo que los obtenidos de los ensayos de tenacidad y pueden verse en la figura 7. Cada curva
se compone de cuatro tramos que han sido representados
con distinto tipo de línea. El tramo recto que arranca del
origen con pendiente positiva corresponde al proceso de
carga de la probeta en aire, que se detiene cuando la carga
aplicada produce el factor de intensidad de tensiones inicial previsto, de acuerdo con el tamaño de la fisura de fatiga estimado a través de la flexibilidad de la probeta.
El tramo del ensayo de corrosión bajo tensión propiamente dicho es el siguiente. La pendiente negativa se explica
porque la posición del actuador de la máquina no varía durante el ensayo y la mayor separación que se produce entre las dos mitades de la probeta al crecer la fisura ha de
ser compensada por el acortamiento del tren de carga, cuyo comportamiento es el de un muelle y hace que la carga
disminuya proporcionalmente. De hecho, la pendiente negativa es prácticamente igual en los cuatro ensayos porque
coincide con la constante de muelle del tren de carga. La
pérdida de linealidad que ocurre en la parte final de dos de
Figura 7.– Ensayos de corrosión bajo tensión con probetas SBS prefisuradas por fatiga: curvas carga-COD.
Tras la rotura final de las probetas, los frentes alcanzados
por la fisura durante los procesos de fatiga y corrosión bajo tensión se identificaron en las superficies de fractura y
se midieron sus profundidades respectivas.
La tabla 3 resume los datos más relevantes de los cuatro
ensayos realizados: el tiempo t de exposición al agua de
mar, las profundidades relativas a! f y a! sc de las fisuras de
fatiga y de corrosión bajo tensión, los valores K0 y Ksc del
factor de intensidad de tensiones al comienzo y al final del
proceso de corrosión bajo tensión, y su valor Kr aplicado
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en el momento de rotura de la probeta, durante la fase final del ensayo.
Los factores de intensidad de tensiones K0, Ksc y Kr se
han obtenido por medio de la ecuación (3) y la curva de la
figura 3. Las cargas empleadas, P0, Psc y Pr, corresponden
respectivamente al comienzo y a la conclusión de la exposición al agua de mar, y a la carga de colapso final (figura
7). Para las profundidades de fisura fuera del intervalo de
la figura 3 no se han calculado factores de intensidad de
tensiones.
Tabla 3. Resumen de resultados
de los ensayos de corrosión bajo tensión
tsc (horas)
a! f
a! sc
P0 (kN)
Psc (kN)
Pr (kN)
K0 (MPam1/2)
Ksc (MPam1/2)
Kr (MPam1/2)
65,8 114,5 23,2
47,4
0,44
0,55
0,56
0,62
0,75
0,92
0,92
0,74
8,0
6,1
11,0
4,5
3,9
0,6
0,6
3,2
4,4
0,6
0,6
5,7
84
58
105
45
55
–
–
42
62
–
–
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4. DAÑO DE CORROSIÓN BAJO TENSIÓN
4.1. Efectos macroscópicos
En los cuatro ensayos realizados se ha producido crecimiento de la fisura de fatiga por corrosión bajo tensión, sin
detención en ningún caso. Para estimar la evolución del
factor de intensidad de tensiones con el tiempo de exposición al agua de mar se ha determinado el factor adimensional Y* a partir de la rigidez relativa r!, mediante la relación dada por la figura 3. Para factores de intensidad de
tensiones inferiores al límite (2) la zona plastificada del
frente de fisura no se refleja en la rigidez de la probeta, obtenida como cociente F/! entre la carga y desplazamiento
(figura 4). El valor de esta magnitud anterior a la fisuración por fatiga es la unidad de la rigidez relativa y se obtuvo cargando las probetas hasta la carga máxima de fisuración y midiendo la pendiente del registro F – !. Los valores del factor de intensidad de tensiones son una estimación porque la rigidez relativa así hallada no es la de la figura 3, ya que el desplazamiento de cada mitad de la probeta respecto a la otra no se midió sobre la línea de carga
sino sobre el dorso de los útiles empleados para aplicarla
(figura 5).
La figura 8 muestra como disminuye el factor de intensidad de tensiones con el tiempo de exposición al agua de
mar. Sólo se han representado los valores correspondientes a rigideces relativas superiores a 0,30, por ser el límite
de la norma ASTM E–1304 [4]. El factor de intensidad de
tensiones necesario para sostener la fisuración disminuye
a medida que el tamaño de fisura aumenta y parece tender
a estabilizarse, con mayor lentitud cuanto menor es su va-
lor inicial. Es un proceso típico de fisuración asistida por
hidrógeno, con disminución local de la tenacidad en el
frente de fisura por debilitamiento de la red cristalina del
metal ante la acumulación de hidrógeno. La redistribución
para volver a acumularse en el frente al desplazarse éste es
tanto más rápida cuanto mayor sea la concentración de tensiones creada, es decir, cuanto mayor sea el factor de intensidad de tensiones.
K (MPam1/2)
100
75
50
25
t (h)
0
10
20
30
40
50
60
70
Figura 8.– Evolución del factor de intensidad de tensiones
con el tiempo de fisuración asistida por hidrógeno.
Las tenacidades de rotura residuales indicadas en la tabla
3 ponen de manifiesto el efecto fragilizador del hidrógeno,
cuya presencia en el frente de la fisura a pesar de haber cesado el suministro causa una fuerte disminución de tenacidad respecto a los 107 MPam1/2 del material no dañado. La
figura 8 no permite inferir la existencia de un factor de intensidad de tensiones umbral característico del material,
encontrado en otros aceros de alta resistencia [6], pero tampoco la contradice.
4.2. Efectos microscópicos
El examen fractográfico de las superficies de rotura ha permitido identificar las tres zonas de fisuración existentes en
las probetas y estimar sus dimensiones: A, fisura de fatiga
corroída por el agua de mar (A), fisura de corrosión bajo
tensión (B), y fractura mecánica en aire (C). Las figuras 9
y 10 muestran las tres zonas conjuntamente y ampliadas.
Figura 9.– Zonas de fisuración en las superficies de
fractura de las probetas.
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En la figura 10a se observan las microfisuras secundarias
intergranulares y transgranulares que el proceso de fatiga
produce en las láminas Widmanstatten, con orientación
preferente en la dirección de carga, cortadas transversalmente por la fisura en su avance. En la figura 10e se observan huecos nucleados sobre carburos esferoidales, cuya
unión ha dado lugar a la rotura final. El mecanismo de
rotura de la figura 10c es similar, pero los huecos son de
menor tamaño porque el aporte de hidrógeno por parte del
agua de mar fragiliza los ligamentos y facilita su rotura.
Las transiciones entre las zonas A y B y B y C respectivamente mostradas en las figuras 10b y 10d comparten características de cada zona: huecos nucleados por carburos
y microfisuras en láminas de Widmanstatten, y huecos de
distinto tamaño a ambos lados del frente final de la fisura
de corrosión bajo tensión.
CONCLUSIONES
El método experimental empleado ha hecho posible determinar los efectos macroscópicos y microscópicos de la corrosión bajo tensión por agua de mar en barras de acero de
pretensar de alta tenacidad. El acero experimenta un proceso localizado de fragilización por hidrógeno que acelera su
mecanismo de rotura por pseudo-clivaje y provoca su fisuración para factores de intensidad de tensiones muy inferiores a la tenacidad de fractura.
AGRADECIMIENTOS
Los autores agradecen al Ministerio de Ciencia e Innovación la financiación del proyecto BIA 2011-26486.
REFERENCIAS
[1] Euronorma EN10138-4 Prestressing steels-Part 4:
Bars, CEN, 2009.
[2] Valiente A., Elices M. Premature failure of prestressed steel bars, Engineering Failure Analysis,
2008, 15, 1009-1018.
[3] Elices M., Valiente A., Caballero L., Iordachescu M.,
Fullea J., Sánchez-J. Montero, López-Serrano V.
Failure analysis of prestressed anchor bars, Engineering Failure Analysis, 2012, 24, 57-66.
[4] ASTM E 1304 Standard, Standard test method for
plane-strain (Chevron-Notch) fracture toughness of
metallic materials, ASTM, 2001.
[5] Bubsey R. T., Orange T. W., Pierce W. S., Shannon
J. L. Jr., Closed-form expressions for crack-mouth
displacements and stress intensity factors for Chevron-notched short bar and short rod specimens
based on experimental compliance measurements,
NASA Technical Memorandum 83796, October
1992.
Figura 10.– Detalles de las zonas de fisuración (la
flecha indica el sentido de avance):a) A; b) transición
A-B; c) B; d) transición B-C; e) C.
[6] Bharat S., Padekar, Raja V. S., Raman R. K. S., Stress
corrosion cracking of a wrought Mg–Mn alloy under
plane strain and plane stress conditions, Engineering
Fracture Mechanics, 2013, 102, 180–193.
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