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Anales de Mecánica de la Fractura 25, Vol. 1 (2008)
FRAGILIZACiÓN DE ACEROS DE CONSTRUCCIÓNA ALTA TEMPERATURA
A. Valiente y F. J. Gómez
Universidad Politécnica de MadridDepartamento de Ciencia de Materiales
E.T.S.I. Caminos, Canales y Puertos. c/ Profesor Aranguren s/n, 28040 Madrid
Resumen. En este trabajo se examina la fragilización térmica observada en el comportamiento bajo trac-ción simple de un acero estructural de construcción S275 JO. Se han realizado ensayos de rotura conprobetas de tracción entalladas axilsimétricamente, a temperatura ambiente y a 500ºC, para el acero encuestión y para otros dos aceros estructurales de construcción, de los tipos S460 N y S460 NL sin sín-tomas de fragilización térmica. Los resultados obtenidos confirman que las altas temperaturas fragilizanel acero estudiado, tanto en términos empíricos como mediante su interpretación a través de la teoríamacroscópica de rotura conocida como rotura cohesiva.
Abstract. This work deals with the thermal embrittlement detected in the tensile behaviour of a S275 JOtype structural steel for building. An experimental programme of fracture tests at room temperature and500°C was carried out with cylindrical tensile specimens axisymmetrically notched. The examined S275JO steel and two other structural steels for building of the types S460 N and S460 NL were tested. Thesetwo steels were chosen for showing no sign of experiencing the thermal embrittlement of the S275 JOsteel. The test results itself, but also when assessed on the basis of macroscopic fracture theories such asthe cohesive model, ascertain that high temperatures activate some embrittlement mechanism that doesnot operate on the other two tested steels,
1. INTRODUCCIÓN
La mejora y diversificación que los aceros estructuralesde construcción han experimentado en los últimos añospropicia avances sustanciales de la seguridad, la durabi-lidad y la sostenibilidad de las construcciones con es-tructura de acero, siempre que estas mejoras sean acom-pañadas de cambios significativos en la normativa deproyectos de este tipo de estructuras. La publicación re-ciente de nuevas normas, tanto en Europa como en Amé-rica, confirma que tales cambios se están teniendo lugar.
Buena parte del esfuerzo realizado se concentra en la ro-tura frágil y en la resistencia al fuego, debido a que conanterioridad no se empleaban métodos que valorasenexplícitamente la respuesta estructural frente al fuego yfrente a la rotura frágil, pese a que la Ingeniería Estruc-tural y la Mecánica de Fractura cuentan con bases sóli-das para el diseño en condiciones de incendio y en con-diciones proclives a la rotura frágil. En el caso del fue-go, los códigos técnicos se limitaban a establecer requi-sitos para asegurar que las estructuras de acero disponíande un nivel suficiente de protección térmica medianteaislamientos cuya efectividad se verificaba en ensayosequivalentes a pruebas reales bajo condiciones tipifica-das [1]. En el caso de la rotura frágil, los códigos restrin-gían fuertemente el espesor de acero utilizable [2] sobrebases empíricas, y esto, unido a las limitadas prestacionesde los aceros admitidos, condicionaba el diseño, obli-gando a un mayor consumo de acero.
Los cambios recientemente introducidos consisten en laincorporación de métodos de cálculo de la resistencia alfuego comparables a los empleados para otros estadoslímite. La metodología del Eurocódigo 3 [3], de la nue-va Instrucción de Acero Estructural [4], del Código Téc-nico de la Edificación [5], y del código AISC [6] se basaen determinar la capacidad resistente del elemento es-tructural frente a las cargas mecánicas cuando se en-cuentra a alta temperatura, y en efectuar con ella com-probaciones resistentes análogas a las que se efectúan atemperatura ambiente. La prevención de la rotura frágilsólo ha sido incorporada en las normas europeas, pro-movida por el Eurocódigo 3 [7]. El procedimiento ope-rativo adoptado coincide con el de las normas anterioresen limitar el espesor de acero utilizable en función de latemperatura de servicio, pero también en función de lavelocidad de carga y del estado tensional, y además parauna gama de aceros tipificados mucho más amplia. Laslimitaciones de espesor no son de carácter empírico, si-no que se han establecido aplicando un criterio de frac-tura frágil/dúctil basado en valores de la integral J paraelementos y detalles constructivos fisurados y en valo-res de la tenacidad de fractura de los aceros tipificados,dependientes de la temperatura y de la velocidad de car-ga [8].
Sin embargo, el comportamiento mecánico de los acerosde construcción asumidos en estos códigos no siemprees representativo, por falta de datos experimentales pu-blicados acerca de la tenacidad de fractura [8] y de la
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resistencia y rigidez a alta temperatura [9]. En relacióncon estos últimos, las comparaciones de las fórmulas delos códigos EC3 y AISC con resultados obtenidos en si-mulaciones numéricas por elementos finitos revelan dis-crepancias de hasta el 100%, con mayor fiabilidad delcódigo EC3 atribuible a que adopta una descripción me-nos simplista del efecto de la temperatura sobre la curvatensión-deformación que el código AISC [10]. Los re-sultados de ensayos realizados a alta temperatura, tantocon elementos de acero estructural [11] como con el pro-pio material [12], también revelan importantes diferen-cias, que no siempre están del lado de la seguridad.
En Japón se han desarrollado aceros de construcción re-sistentes al fuego a base de añadir aleantes como cromoy molidebno al acero al carbono. Estos aceros mantie-nen los valores de la resistencia hasta temperaturas ma-yores que los aceros al carbono, 600ºC frente 400ºC enel caso del acero S275 y sus equivalentes resistentes alfuego, pero no mejoran la ductilidad [13].
Este trabajo amplía el anteriormente realizado por los au-tores [12] comparando el comportamiento a temperaturaambiente y alta temperatura (hasta 500°C) de tres acerosde construcción al carbono: uno de resistencia baja ytenacidad media (S275 JO), otro de resistencia alta y te-nacidad media (S460 N) y un tercero de resistencia y te-nacidad alta (S460 NL). Las propiedades resistentes yde ductilidad que se miden en el ensayo de tracción fue-ron el objeto de la comparación, motivada por la roturafrágil a tracción exhibida por el acero S275 JO a 500°C.Los resultados confirmaron el comportamiento anómaloobservado. Tanto el alargamiento bajo carga máxima co-mo la estricción aumentaron con la temperatura para losaceros S460 N y S460 NL, pero disminuyeron para elacero S275 JO. En alguno de los ensayos de tracciónrealizados a 500°C con este acero ni siquiera se produjoestricción.
Las indicaciones de fragilización térmica observadas enel acero S275 JO se examina en este trabajo medianteensayos de fractura realizados con probetas axilsimétri-cas entalladas que se cargan a tracción hasta rotura. Enla primera parte del trabajo se exponen las caracterís-ticas de los materiales utilizados, la técnica experimen-tal empleada y los resultados obtenidos. La segunda par-te esta dedicada al análisis de los resultados.
2. EXPERIMENTACIÓN
Los aceros empleados en esta investigación son estruc-turales de construcción de los tipos S460N, S460NL
[14] y S275 JO [15]. Se trata de aceros al a carbono, degrano fino, soldables, con un límite elástico de 460 MPalos dos primeros y de 275 MPa el tercero. La diferenciade tenacidad radica en la temperatura de transición Char-py exigida: -10°C para el acero S275 JO, –30ºC para elacero S460 N y –50ºC para el acero S460 NL.
Los aceros S460 N y S460 NL fueron suministrados enchapa de 30 mm de espesor y el acero S275 JO en chapade 10 mm La tabla 1 indica la composición química delos tres aceros y la figura 1 sus propiedades mecánicas a20°C y a 500°C..
0 100 200 300 400 500 600 700
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Rp0.2 (MPa)
S275 JO500°C
S460 NL500°C
S460 NL20°C
S460 N500°C
S460 N20°C
S275 JO20°C
Rm (MPa)
Estricción (%)
Fig 1. Límite elástico (Rp0.2), resistencia a tracción (Rm)y estricción de los aceros estudiados, a 20°C y a 50°C.
Los ensayos de fractura se han realizado a 20ºC y a500ºC, empleando probetas cilíndricas con entalla axil-simétrica y eje paralelo a la dirección de laminación dela chapa. Las dimensiones de las dos configuracionesempleadas, A y B, pueden verse en la figura 2.
Tabla 1. Composición química de los aceros.
Aceros C Mn Si S P Cr Ni Cu Nb N Al Mo Cequi
S460N 0.18 1.54 0.41 0.002 0.015 - 0.47 - 0.057 - 0.071 0.143 0.4966
S460NL 0.09 1.61 0.447 0.001 0.012 0.026 0.026 0.012 0.03 0.004 0.038 0.06 0.378
S275JO 0.16 0.75 0.16 0.022 0.011 0.09 0.13 0.52 0 0.01 0. 0.3515
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4,9 mm
0.19 mm
6,0 mm
Carga
Carga
B
4,9 mm
2.2 mm
6,0 mm
Carga
Carga25
mm
A
Fig 2. Dimensiones de las probetas ensayadas.
Los tres materiales y las dos configuraciones se han en-sayado a las dos temperaturas, y cada ensayo se han rea-lizado por duplicado. Una cámara térmica con tempera-tura regulable acoplada a la maquina de ensayos permi-tió mantener la temperatura del ensayo y a la vez aplicarla carga de tracción. Las deformaciones se midieron conun extensómetro capacitivo de alta temperatura sin refri-geración, sujeto a la probeta mediante cuchillas y mue-lles especiales. La base de medida del extensómetro erade 25 mm y su recorrido 5 mm. La temperatura de laprobeta se registró con un termopar tipo K en contactocon la misma. El controlador de temperatura de la cáma-ra se ajustó en función de la lectura del termopar.
La probeta, el extensómetro y las mordazas de sujeciónpermanecían en el interior de la cámara, con estas últi-mas unidas al actuador y a la célula de carga mediantedos barras de acero inoxidable y baja conducción queatravesaban la cámara por sendos orificios dispuestos alefecto. Un sistema de refrigeración de las barras evitabael calentamiento de la célula de carga. El calentamientode las probeta hasta la temperatura de ensayo se realizóa razón de 10ºC /min bajo una precarga de 1 kN. A finde asegurar la uniformidad de temperatura de la probeta,una vez alcanzada la temperatura de ensayo, se mantuvodurante 30 minutos antes de comenzar la carga.
Las figuras 3, 4 y 5 muestran los registros carga-alarga-miento obtenidos con la entalla de mayor radio, y las fi-guras 6, 7 y 8 los obtenidos con la entalla de menor ra-dio. Las dos series de resultados confirman el efectofragilizador de la temperatura sobre el acero S275 JO.En el caso de los aceros S460 NL y S460 N, el alarga-miento que es necesario imponer a la probeta para pro-vocar la rotura aumenta sensiblemente con la tempera-tura, hasta el punto de que a 500°C es necesario seguiralargando las probetas del primero de ellos hasta su se-paración total en dos mitades y la desaparición de su ca-pacidad de resistir carga. Con el acero S275 JO se pro-duce el efecto opuesto, y a 500°C el alargamiento de lasprobetas antes de romperse se reduce drásticamente
0
2
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0 0,5 1 1,5 2 2,5 3
Car
ga (
kN)
Alargamiento (mm)
500ºC
20ºC
Acero S460 NL
Fig 3. Curvas carga-alargamiento de los ensayos A derotura del acero S460 NL a 20°C y a 500°C.
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20ºC
Car
ga (
kN)
Alargamiento (mm)
Acero S460 N
Fig 4. Curvas carga-alargamiento de los ensayos A derotura del acero S460 N a 20°C y a 500°C.
La disminución de la capacidad resistente (carga máxi-ma) de la probetas debida a la temperatura) tiene lugar
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en los tres aceros y no es por sí sola un dato indicativode fragilización, ya que la menor resistencia de losaceros en caliente podría bastar para explicarla.
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20ºC
Car
ga (
kN)
Alargamiento (mm)
Acero S275 JO
Fig 5. Curvas carga-alargamiento de los ensayos A derotura del acero S275 JO a 20°C y a 500°C.
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0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4
Car
ga (
kN)
Alargamiento (mm)
500ºC
20ºC
Acero S460 NL
Fig 6. Curvas carga-alargamiento de los ensayos B derotura del acero S460 NL a 20°C y a 500°C.
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0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4C
arga
(kN
)
Alargamiento (mm)
500ºC
20ºC
Acero S460 N
Fig 7. Curvas carga-alargamiento de los ensayos B derotura del acero S460 N a 20°C y a 500°C.
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2
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20ºC
Car
ga (
kN)
Alargamiento (mm)
Acero S275 JO
Fig 8. Curvas carga-alargamiento de los ensayos B derotura del acero S275 JO a 20°C y a 500°C.
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3. ANÁLISIS DE RESULTADOS
La carga máxima unitaria neta sN (carga por unidad desección transversal inicial en la raíz de la entalla), com-parada con la resistencia a tracción Rm, proporciona unamedida de la sensibilidad de los aceros a las entallas, ycon ella una primera evaluación del efecto fragilizadorde la temperatura. La tabla 2 recoge los valores del co-ciente sN/Rm, e indica que las altas temperaturas no in-crementan significativamente la sensibilidad a las enta-llas de ninguno de los tres aceros, como cabría esperarsi el efecto fragilizador se manifestara a través de estapropiedad.
Tabla 2. Sensibilidad a las entallas de los acerosestudiados a 20°C y a 500°C.
Entalla 20°C 500°C
S460 NL A 1,20 1,38
S460 N A 1,22 1,34
S275 JO A 1,26 1,25
S460 NL B 1,34 1,48
S460 N B 1,38 1,43
S275 JO B 1,37 1,23
En un material frágil, la concentración de tensiones queorigina la entalla produciría la rotura sin dar lugar a queen el resto del ligamento se desarrollasen tensiones convalor medio próximo a la resistencia a tracción, Sin em-bargo, los datos de la tabla 2 indican que ese valor me-dio es entre un 20% y un 50% más alto que la resisten-cia a tracción, incluso en el caso de la entalla aguda, cu-ya capacidad para provocar concentraciones de tensiónes muy alta. Si la fragilización térmica se reflejase en lasensibilidad a l as entallas, el valor del cociente sN/Rm
tendría que ser sensiblemente menor a 500°C que a tem-peratura ambiente. Esto sólo ocurre en alguna medidapara el acero S275 JO y la entalla aguda.
La mínima sensibilidad a las entallas sería la de un ace-ro que alcanzase la inestabilidad plástica de la entallasin iniciar el proceso de fractura. Para entallas con per-files de radio de curvatura comparable al del cuello deestricción de una probeta cilíndrica, cuando se producela inestabilidad el valor del cociente sN/Rm es [16, 17]:
sR
Ra
aR
N
m= +( ) +( )1 2 1 2ln (1)
donde a y R son el valor inicial del radio de la secciónmás estrecha de la entalla y el valor inicial del radio decurvatura del perfil de entalla en la misma sección. Sólola entalla A es asimilable al cuello de estricción de unaprobeta, y para esta entalla A el valor que resulta deaplicar la ecuación es 1,24, que coincide con los de la ta-bla 2 para el acero S275 JO a 20°C y a 500°C. Así pues,la fragilización térmica de este acero no impide su ago-
tamiento plástico bajo concentradores de tensión mode-rados como la entalla A.
La ausencia de signos de fragilización que antecedan alagotamiento plástico indica que aquella afecta a los mi-cromecanismos de rotura cuya activación requiere altosniveles locales de deformación plástica, es decir, los pro-cesos de nucleación, crecimiento y coalescencia de hue-cos que dan lugar a la fractura por desgarramiento dúctildel material. Para el tipo de probetas entalladas emplea-das en este trabajo, un efecto fragilizador de este tipo,causado por irradiación neutrónica, ha sido explicado entérminos macroscópicos mediante el modelo de la fisuracohesiva con curva de ablandamiento rectangular [19].
El resultado de aplicar este modelo a una probeta axil-simétrica entallada con severidad moderada es que lazona cohesiva se desarrolla en la sección más estrecha apartir del eje de la probeta, por ser este punto donde seproduce la tensión máxima. La iniciación de la zonacohesiva ocurre cuando dicha tensión iguala la resisten-cia cohesiva. Seguidamente, la zona cohesiva se extien-de hacia el exterior de la probeta mientras el materialque la forma se ablanda crecientemente, tanto más cuan-to más próximo se encuentre al centro de la sección. Lafisuración del material ablandado comienza en este pun-to y se propaga hacia el exterior a medida que el mate-rial va alcanzando el límite de ablandamiento.
La fisuración se refleja en la curva carga-alargamientopor un cambio brusco de pendiente en la rama de des-carga. La rotura tiene lugar cuando la zona cohesiva al-canza la superficie exterior de la probeta. Esto puedeocurrir antes de que comience la fisuración del materialablandado, en cuyo caso el cambio de pendiente no seproduce.
Este último comportamiento sólo se observa en el aceroS275 JO a 500°C (figura 6), pero la proximidad de la ro-tura a la inestabilidad plástica es incompatible con quela zona cohesiva se haya extendido desde el centro hastala superficie de la sección, ya que esto requiere una caí-da de carga mucho mayor. La coincidencia de la cargamáxima experimental con la carga teórica de inestabili-dad plástica respalda la idea de que la zona cohesiva nose inicia antes de la inestabilidad. Esto, unido a la proxi-midad de la inestabilidad y la rotura permite suponerque la tensión máxima σmáx al alcanzarse la carga deinestabilidad es una buena estimación de la tensión co-hesiva σt. De acuerdo con [17], σmáx viene dada por:
σ σt máx Ns aa a
aR≅ = −∆( ) + +( )[ ]2
1 1 2ln (2)
donde a – ∆a es el radio de la sección mínima para lacarga de inestabilidad. Cuando la zona cohesiva ocupatoda la sección mínima, σt es la tensión media, y des-preciando la variación del radio de la sección mínimaentre inestabilidad y rotura, la carga unitaria ′sN sería:
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′ = ∆( ) = + +( )[ ]s a aa s a
RN t Nσ – ln2
1 1 2 (3)
Para la entalla A, la carga unitaria ′sN sería 1,44 veces lacarga unitaria sN, mientras que según la figura 6, ambascargas apenas difieren en un 2%. Descartada la roturapor extensión de la zona cohesiva a toda la sección re-sistente, la única explicación que cabe en el marco delmodelo cohesivo es que la capacidad de ablandamientodel material sea tan limitada que el ablandamiento y lafisuración se sucedan enseguida. El área de la curva deablandamiento es la tenacidad de fractura, y por lo tantobaja capacidad de ablandamiento implica baja tenacidady fragilización, en este caso inducida térmicamente.
4. CONCLUSIONES
Los resultados obtenidos en ensayos de rotura con pro-betas entalladas confirman la fragilización térmica de unacero de construcción S275 JO a 500°C. Los acerosS460 N y S460 NL a 500ºC ensayados en iguales con-diciones no experimentan cambios similares. la interpre-tación de los resultados experimentales mediante el mo-delo de rotura cohesiva permite concluir que la fragili-zación térmica es debida a una fuerte aceleración de losmecanismos de rotura dúctil en las etapas posteriores ala iniciación.
AGRADECIMIENTOS
Los autores desean agradecer al Ministerio de Educa-ción y Ciencia la financiación recibida (proyecto ENE2005-06478/CON). El presente trabajo se ha realizadodentro del marco de los proyectos DUMEINPA, finan-ciado por la Comunidad de Madrid, y SEDUREC, inte-grado en el programa nacional de investigación CON-SOLIDER-INGENIO 2010.
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