Daño Inducido por el Ambiente en Barras de Acero de Alta Resistencia para Construcción Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014)

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1 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. Iordachescu 1, A. Valiente 1*, M. Elices 1, A. M. Fathy 1 1 Departamento de Ciencia de Materiales, Escuela de Ingenieros de Caminos, Universidad Politécnica de Madrid, España. * avaliente@mater.upm.es 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 MPam 1/2 de tenacidad de fractura. Las 335

2 Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014) 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 = 336

3 Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014) 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- 337

4 Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014) 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 MPam 1/2, cuyo valor medio 107 MPam 1/2 es inferior al límite dado por la ecuación (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 K 0 y K sc del factor de intensidad de tensiones al comienzo y al final del proceso de corrosión bajo tensión, y su valor K r aplicado 338

5 Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014) en el momento de rotura de la probeta, durante la fase final del ensayo. Los factores de intensidad de tensiones K 0, K sc y K r se han obtenido por medio de la ecuación (3) y la curva de la figura 3. Las cargas empleadas, P 0, P sc y P r, 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 t sc (horas) 65,8 114,5 23,2 47,4 a! f 0,44 0,55 0,56 0,62 a! sc 0,75 0,92 0,92 0,74 P 0 (kn) 8,0 6,1 11,0 4,5 P sc (kn) 3,9 0,6 0,6 3,2 P r (kn) 4,4 0,6 0,6 5,7 K 0 (MPam 1/2 ) K sc (MPam 1/2 ) K r (MPam 1/2 ) 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 valor 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 (MPam 1/2 ) 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 MPam 1/2 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 Efectos microscópicos t (h) 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. 339

6 Anales de Mecánica de la Fractura, 31 (2014) 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 REFERENCIAS [1] Euronorma EN Prestressing steels-part 4: Bars, CEN, [2] Valiente A., Elices M. Premature failure of prestressed steel bars, Engineering Failure Analysis, 2008, 15, [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, [4] ASTM E 1304 Standard, Standard test method for plane-strain (Chevron-Notch) fracture toughness of metallic materials, ASTM, [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 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,