CAPITULO 1: Concreto: Microestructura, propiedades y materiales Resumen: En este capítulo se describe importantes aplicaciones de hormigón, y examina
las razones por las que el concreto es el material estructural más ampliamente usado en el mundo de hoy. Los principales componentes del concreto moderno se identifican y definen. Se da una breve descripción de los principales tipos de hormigón. Para el beneficio de los estudiantes que empiezan, una introducción a las propiedades importantes de los materiales de ingeniería, con especial referencia al hormigón, también se incluye en este capítulo. Las propiedades discutidas son resistencia, módulo elasticidad, dureza, estabilidad dimensional, y durabilidad 1.1. 1.1. Concreto como material material estructur estruc tural al
En un artículo publicado por la revista Scientific American, en abril de 1964, S. Brunauer y L. E. Copeland, dos eminentes científicos en el campo de cemento y concreto, escribieron: El material de construcción más utilizado es el hormigón, que comúnmente es mezclando el cemento portland con arena, piedra triturada y agua. El año pasado en EE.UU., 63 millones de toneladas de cemento portland se convirtieron en 500 millones de toneladas de hormigón, cinco veces el consumo en peso de acero. En muchos países la proporción de consumo de concreto para el consumo de acero es superior a diez a uno. El consumo mundial total de concreto el año pasado se estima en tres mil millones de toneladas, o una tonelada por cada ser humano vivo. El hombre consume ningún material excepto el agua en tales cantidades enormes. Hoy en día, la velocidad a la que se utiliza el concreto es mucho mayor de lo que era hace 40 años. Se estima que el consumo actual de concreto en el mundo es del orden de 11 mil millones de toneladas métricas al año. El concreto es ni tan fuerte ni tan resistente como el acero, así que ¿por qué es el material más utilizado ingeniería? Existen al menos tres razones principales.
Figura 1-1 Itaipú, Brasil. (Fotografía cortesía de la Itaipú Binacional, Brasil). Este espectacular proyecto hidroeléctrico hidroeléctrico de 12.600 MW en Itaipú, estima el costo $ 18.5 mil millones de dólares, incluye una presa de concreto hueco-gravedad de 180m en el río Paraná en la frontera entre Brasil y Paraguay. Por 1982, doce tipos de hormigón, por un total de 12,5 millones metros cúbicos, se habían utilizado en la construcción de la presa, muelles de estructura de desviación, y las vigas prefabricadas, prefabricadas, losas y otros elementos estructurales estructurales para el poder de la planta.
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Las resistencias a la compresión de concreto diseñados oscilaron desde un mínimo de 14 MPa a 1 año para concreto en masa para la presa hasta un máximo de 35 MPa a 28 días para piezas de concreto prefabricado. Todo agregado grueso y aproximadamente 70 por ciento del agregado fino se obtuvo por trituración de roca de basalto disponible en el sitio. Los agregados gruesos se almacenaban por separado en gradaciones de 150, 75, 38, y 19 mm de tamaño máximo. En una combinación de varios agregados que contienen diferentes fracciones de tamaño fue necesaria reducir el contenido de vacío y, por lo tanto, el contenido de cemento de las mezclas de concreto en masa. Como resultado, el contenido de cemento del concreto en masa se limitó a tan bajo como 108 kg / m3, y el aumento de temperatura adiabático a 19°C a los 28 días. Por otra parte, para evitar el agrietamiento térmico, se especificó que la temperatura del concreto recién enfriada se limitaría a 7°C por enfriamiento previo de los materiales constituyentes.
En primer lugar, el concreto posee una excelente resistencia al agua. A diferencia de la madera y el acero común, la capacidad del concreto para soportar la acción del agua sin deterioro grave hace que sea un material ideal para la construcción de estructuras para controlar, almacenar y transportar el agua. De hecho, alguna de las primeras aplicaciones conocidas del material consistía en acueductos y muros de contención frente al mar construidas por los romanos. El uso de concreto en presas, los revestimientos de canales y pavimentos es ahora algo común en casi todo el mundo (Figs. 1-1 y 1-2).
Figura 1-2 de la construcción del acueducto de California. (Fotografía (Fotografía cortesía del Estado de California, Departamento Departamento de Recursos de Agua.) En California, alrededor de las tres cuartas partes del agua dulce en forma de lluvia y la nieve se encuentra en el tercio norte del estado; Sin embargo, las tres cuartas partes del total de agua es necesaria en los dos tercios inferiores, donde los principales centros de población, la industria y la agricultura Están localizados. Por lo tanto, en la década de 1960, a un costo estimado de $ 4 mil millones, California se comprometió a construir un sistema de agua capaz de manejar 4,23 millones de acres-pies (5.22 billones de metros cúbicos) de agua al año. Con el tiempo se extiende más de 900 km de norte a sur para suministrar agua suplementaria, control de inundaciones, la energía hidroeléctrica, y las instalaciones recreativas, este proyecto contemplaba contemplaba la construcción de 23 presas y embalses, 22 plantas de bombeo, 750 km de canales (Acueducto de California), California), 280 km de tuberías, y 30 km de túneles. Una tarea impresionante antes de que el proyecto era transportar el agua desde una altura cerca del fondo marino en el Delta de San Joaquín a través de las montañas de Tehachapi a la zona metropolitana de Los Ángeles. Esto se logra mediante el bombeo de la gran masa de agua en una sola 587-m ascensor. En su plena capacidad, la planta de bombeo consume casi 6 mil millones de kilovatios-hora al año. Aproximadamente Aproximadamente 3 millones de metros metros cúbicos cúbicos de concreto se utilizaron utilizaron para para la construcción de túneles, tuberías, plantas de bombeo, y el revestimiento de canales. Una de las primeras decisiones de diseño para el acueducto de California fue la creación de un canal de concreto
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en lugar de un canal de tierra compactada forrado, porque los canales revestidos de concreto tienen pérdida de carga relativamente baja, bombeo y los costos y pérdidas por filtración de mantenimiento. En función de la pendiente lateral de la sección del canal, de 50 a 100mm de espesor de revestimiento de concreto no reforzado se proporciona. Hormigón, que contiene de 225 a 237 kg / m3 de cemento portland y 42 kg / m3 de puzolana, mostró 14, 24 y 31 MPa resistencia a la compresión en los cilindros de ensayo se curó durante 7, 28 y 91 días, respectivamente. la velocidad adecuada de la construcción de revestimiento de concreto fue asegurada por operación de formación de deslizamiento. 3
Los elementos estructurales expuestos a la humedad, tales como pilas, fundaciones, cimientos, pisos, vigas, columnas, techos, paredes exteriores, y tuberías, con frecuencia se construyen con concreto armado y pretensado (fig. 1-3). El concreto armado es un concreto que contiene usualmente barras de acero, que está diseñado en el supuesto de que los dos materiales actúan juntos para resistir las fuerzas de tracción. Con concreto pretensado tensando los tendones de acero, una compresión previa se introduce de tal manera que los esfuerzos de tracción durante el servicio se contrarrestan para prevenir el agrietamiento. Grandes cantidades de concreto a encontrar su camino en elementos estructurales armado o pretensado. La durabilidad del concreto a las aguas agresivas es responsable del hecho de que su uso se ha extendido a graves entornos industriales y naturales (Fig. 1-4). 1 -4). La segunda razón para el uso extendido de concreto es la facilidad con la que elementos estructurales de concreto se pueden formar en una variedad de formas y tamaños (Figs. 1-5 a 1-10). Esto se debe a que el concreto recién hecho es de una consistencia plástica, lo que permite que el material fluya en un encofrado prefabricado. Después de un número de horas cuando el concreto se haya solidificado y endurecido a una masa fuerte, el encofrado puede ser retirado para su reutilización.
Figura 1-3 cartera de proyectos Arizona central. (Fotografía cortesía de la División de tuberías Ameron.) La estructura de concreto prefabricado circular más grande que se haya construido para el transporte de agua es parte de la Arizona central Proyecto-a $ 1.2 mil millones de la Oficina de Desarrollo de Recuperación, que abastece de agua desde el río Colorado para uso agrícola, industrial y municipal en Arizona, incluyendo el Áreas metropolitanas de Phoenix y Tucson. El sistema contiene 1560 secciones de tubería, cada una de 6,7 m de largo, 7,5-m de diámetro exterior (equivalente a la altura de un edificio de dos pisos), 6,4 m de diámetro interior, y un peso de hasta 225 toneladas.
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Figura 1-4 Statfjord B plataforma de concreto en alta mar, Noruega. (Fotografía cortesía de Contratistas de Noruega, Inc.) Desde 1971, veinte plataformas de cemento que requiere alrededor de 1,3 millones de metros cúbicos de concreto que se han instalado en los sectores británicas y noruegas del Mar del Norte. Statfjord B, la plataforma de concreto más grande, construida en 1981, tiene una superficie de base de 18.000 m2, con celdas de almacenamiento de 24 petroleros con cerca de 2 millones de barriles de capacidad de almacenamiento, cuatro ejes de concreto pretensado entre las celdas de almacenamiento y la estructura de la terraza, y 42 ranuras de perforación sobre el escritorio. La estructura fue construida y montada en un dique seco en Stavanger; a continuación, todo el conjunto, un peso aproximado de 40.000 toneladas, fue remolcado hasta el sitio del pozo de petróleo, donde se sumergió a una profundidad de agua de aproximadamente 145 m. Los elementos de concreto pretensado y fuertemente reforzadas de la estructura están expuestos a la acción corrosiva del agua de mar y están diseñados para soportar 31 m de altura olas. Por lo tanto, la selección y dosificación de los materiales para la mezcla de concreto era gobernada principalmente por la consideración de la velocidad de la construcción por deslizamiento-formado y durabilidad del concreto endurecido con el medio ambiente hostil. Una mezcla de concreto de flujo libre (220 mm de asentamiento), que contiene 380 kg / m3 de cemento portland finamente molido, 20 mm de tamaño máximo de agregado grueso, una relación de 0,42 de agua y cemento, y un aditivo superplastificante se encontró satisfactoria para el trabajo. Los ejes cónicos bajo operación de formación de deslizamiento se muestran en la figura.
Figura 1-5 Interior del Palacio de los Deportes en Roma, Italia, diseñado por Pier Luigi Nervi, para los juegos olímpicos en 1960. (Fotografía de Ediciones Dolmen). Nervi era un ingeniero creativo con pleno reconocimiento de concepto estructural, constructibilidad práctica, y los nuevos materiales. Fue un pionero de la tecnología "ferrocemento", que consiste en la incorporación de una malla metálica fina en un mortero rico en cemento para formar elementos estructurales con alta ductilidad y resistencia a las grietas. La fotografía de arriba muestra el Palazzo dello Sport cúpula construida con un 100m de luz, para un aforo de 16.000. Se crearon los elementos prefabricados de paredes delgadas con mayor flexibilidad, elasticidad y capacidad de resistencia
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La tercera razón para la popularidad del concreto con los ingenieros es que por lo general es el material más barato y más fácil conseguir en el trabajo. Los principales componentes para la fabricación de hormigón, son, agregados, agua y cemento portland son relativamente baratos y están comúnmente disponibles en la mayoría de las partes del mundo. En función de los costos de transporte de los componentes ", en cierta geográfica o lugares el precio de concreto pueden ser tan alto como EE.UU. $ 75 a $ 100 por metro cúbico, en otros puede ser tan bajo como EE.UU. $ 60 a $ 70 por metro cúbico. Algunas de las consideraciones que favorecen el uso de concreto sobre el acero como material de construcción de elección son los siguientes: Mantenimiento. El Concreto no se corroe, no necesita un tratamiento de superficie, y
su resistencia aumenta con el tiempo; Por lo tanto, las estructuras de concreto requieren mucho menos mantenimiento. Las estructuras de acero, por otro lado, son susceptibles a la corrosión bastante pesado en entornos en alta mar, que requieren tratamiento superficial costoso y otros métodos de protección, y conllevan considerables costos de mantenimiento y de reparación. Resist ente al fuego. La resistencia al fuego del concreto es quizás la más importante
los aspectos de seguridad en alta mar y, al mismo tiempo, el área en la que las ventajas de concreto son más evidentes. Dado que se requiere un recubrimiento de concreto adecuada en el refuerzo o tendones para la integridad estructural en estructuras de concreto armado y pretensado, se proporciona la protección contra fallo debido a un calor excesivo al mismo tiempo. La resist encia a la carga cícli ca. La resistencia a la fatiga de las estructuras de acero
es en gran medida influido por campos locales de tensión en las uniones soldadas, picaduras de corrosión, y los cambios bruscos de geometría, tal como de banda delgada a las conexiones de marco grueso. En la mayoría de los códigos de la práctica, las tensiones admisibles de concreto se limitan a alrededor de 50 por ciento de la resistencia a la rotura; Así, la resistencia a la fatiga del concreto no es generalmente un problema.
Figura 1-6 Fuente del Tiempo: una escultura en hormigón. (Fotografía cortesía de David Solzman.)
Figure 1-7 Candlestick Park Stadium, San Francisco, California.
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1.2. Los componentes de concreto moderna
Aunque la composición y propiedades de los materiales utilizados para la fabricación de concretos e discuten en la Parte II, aquí es útil para definir los principales componentes de concreto de su fabricación y las siguientes definiciones son una adaptación de la norma ASTM C 125 * (definición estándar de términos relativos a Concreto y agregados del hormigón), y el Comité ACI 116 (Glosario de términos en el campo de la tecnología del cemento y hormigón): El concreto es un material compuesto que consiste esencialmente en un medio de unión en que se enmarcan las partículas o fragmentos de agregado. En concreto hidráulico, el aglutinante se forma a partir de una mezcla de cemento hidráulico y agua.
Figura 1-8 Bahai Temple, Wilmette, Illinois. (Fotografía cortesía de David Solzman.)
El agregado es el material granular, tal como arena, grava, piedra triturada, aplastado escoria de alto horno, o residuos de construcción y demolición que se utiliza con un medio de cementación para producir concreto o mortero. El término agregado grueso se refiere a las partículas de agregado más grandes que 4,75 mm (tamiz No. 4), y el agregado fino se refiere a las partículas de agregado más pequeño que 4.75 mm, pero mayor que 75 m (tamiz Nº 200). La grava es el agregado grueso resultante de la desintegración natural mediante la erosión de la roca. La arena es el término que se utiliza comúnmente para el agregado fino, ya sea como resultado de la erosión natural o trituración de piedra. La piedra triturada es el producto resultante de la molienda industrial de rocas, cantos rodados, o grandes adoquines. Hierro escoria de alto horno, es un subproducto de la industria del hierro, es el material obtenido por trituración de escoria de alto horno que solidifica por enfriamiento lento en condiciones atmosféricas. Agregado de residuos de construcción y demolición se refiere al producto obtenido a partir de reciclaje de hormigón, ladrillo, piedra o escombros.
El mortero es una mezcla de arena, cemento y agua. Es como el concreto sin agregados gruesos. La lechada es una mezcla de material de cemento y el agregado, por lo general agregado fino, a la que se añade agua suficiente para producir una consistencia de colada sin segregación de los constituyentes. Concreto proyectado se refiere a un mortero u concreto que se transporta neumáticamente a través de una manguera y proyecta sobre una superficie a alta velocidad. El cemento es un material finamente pulverizado y seco, que por sí mismo no es un aglutinante, sino que desarrolla la propiedad de unión como resultado de la hidratación (es decir, a partir de reacciones químicas entre los minerales de cemento y agua). Un cemento hidráulico se llama así, cuando los productos de hidratación son estables en un entorno acuoso. El cemento hidráulico es utilizado más comúnmente para la fabricación de concreto llamado cemento portland, que consta esencialmente de silicatos de calcio reactivos; los hidratos de silicato de calcio que se forman durante la hidratación del cemento portland son los principales responsables de su característica adhesiva, y son estables en medio acuoso.
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La definición anterior de concreto como una mezcla de cemento hidráulico, áridos y el agua no incluye un cuarto componente, es decir, aditivos que se usan frecuentemente en mezclas de concreto moderno. Los aditivos se definen como materiales que no sean agregados, cemento y agua, que se añaden a la mezcladora de concreto inmediatamente antes o durante el mezclado. El uso de aditivos en el concreto se ha extendido debido a muchos beneficios que son posibles gracias a su aplicación. Por ejemplo, aditivos químicos puede modificar el ajuste y características de endurecimiento de la pasta de cemento al influir en la velocidad de hidratación del cemento. Water-aditivos reductores pueden plastificar mezclas de concreto fresco mediante la reducción de la tensión superficial del agua; airentraining aditivos puede mejorar la durabilidad del concreto expuesto al frío; y adiciones minerales tales como puzolanas (materiales que contienen sílice reactiva) pueden reducir el agrietamiento térmico de concreto en masa. El Capítulo 8 contiene una descripción detallada de los tipos de aditivos, su composición, y mecanismo de acción.
Figura 1-9 prefabricados de vigas de concreto bajo la instalación para el segmento Skyway del tramo este cruzando la Bahía de San Francisco. (Fotografía cortesía de José A. Blum). El terremoto de Loma Pietra causó daños en el tramo este del puente de la Bahía de San Francisco. Después de años de estudiar el comportamiento sísmico del puente, los ingenieros decidieron que la mejor solución era construir un nuevo tramo de conexión de Oakland a la isla de Yerba Buena. Los dos nuevos puentes de dovelas prefabric adas gemelas se adaptarán a cinco carriles de tráfico en cada sentido y una ciclo vía en un lado. La superestructura, construida por el método de voladizo segmentaria, requerirá 452 vigas prefabricadas, cada una de ponderación tanto como 750 toneladas.
Figura 1-10 Secuencia de la construcción de las torres Petronas. (Fotografías cortesía del Grupo Tomasetti Thornton).
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Las Torres Petronas en la capital de Malasia, Kuala Lumpur, es el edificio más alto del mundo. La alta estructura de 452 metros compuesto por dos edificios, de 88 pisos y sus pináculos, optimiza el uso de acero y concreto armado. El Acero se utiliza principalmente en las vigas de piso de tramo largo, mientras que el concreto armado se utilizó en el núcleo central, en las columnas del perímetro, y en la torre perímetro vigas de anillo. La resistencia del concreto utilizado en el edificio y los cimientos varió de 35 a 80 MPa. La mezcla de concreto para el concreto de 80 MPa, contenía 260 kg / m3 de cemento portland, 260 kg / m3 de cemento puzolánico y el material mezclado con el humo de sílice de 30 kg / m3, y 10 l / m3 reductor de agua de alto rango para obtener un agua cemento de 0,27. La prueba de 8
se realizó a los 56 días para permitir que los materiales de reacción sean más lentos, tales como cenizas volantes, que contribuyen a la ganancia de resistencia. Mezclas de alta resistencia se utilizaron en las columnas más bajas de nivel, las paredes principales, y las vigas de anillo. En comparación con una estructura de acero, un beneficio adicional de la utilización de concreto armado era una amortiguación eficaz de las vibraciones, lo cual fue una consideración importante para los ocupantes del edificio a la luz de la exposición potencial de la estructura a vientos moderados y altos.
1.3. Tipos de concreto.
Sobre la base de unidad de peso, el concreto se puede clasificar en tres grandes categorías. El concreto que contiene arena natural y grava o agregados con piedras trituradas, en general, un peso aproximado de 2400 kg / m3 (4000 lb / yd3), que se llama el concreto de peso normal, y es el concreto más comúnmente utilizado con fines estructurales. Para aplicaciones donde se desea una mayor relación resistencia-peso, es posible reducir el peso de la unidad de concreto mediante el uso de agregados naturales o piro-procesados con menor densidad aparente. El concreto ligero término que se utiliza para el concreto que pesa menos de 1800 kg / m3 (3000 lb / yd3). El concreto pesado, utilizado para la protección contra la radiación, es un concreto producido a partir de agregados de alta densidad y en general pesa más de 3200 kg/m3 (5300 lb/yd3). Fuerza de clasificación de cementos y hormigones es frecuente en Europa y en muchos otros países, pero no se practica en los Estados Unidos. Sin embargo, desde el punto de vista de las diferencias distintas en las relaciones a la propiedad de la microestructura, que se discutirán más adelante, es útil dividir concreto en tres categorías generales basadas en la resistencia a la compresión: ■ concreto de baja resistencia: menos de 20 MPa (3000 psi) ■ concreto moderada resistencia: de 20 a 40 MPa (3000 hasta 6000 psi) ■ concreto de alta resistencia: más de 40 MPa (6000 psi).
El concreto de resistencia moderada, también conocida como el concreto ordinario o normal, se utiliza para la mayoría de los trabajos estructurales. El concreto de alta resistencia se utiliza para aplicaciones especiales. No es posible aquí para listar todos los tipos de hormigón. Hay numerosos hormigones modificados que apropiadamente se nombran: por ejemplo, el concreto reforzado con fibra, concreto de cemento expansivo, y el concreto modificado con látex. La composición y las propiedades de los hormigones especiales se describen en el capítulo. 12. Proporciones típicas de los materiales para la producción de baja resistencia, moderada resistencia, y de alta resistencia mezclas de concreto con agregados de
peso normal se muestran en la Tabla 1-1. La influencia del contenido de la pasta de cemento y la relación de agua cemento en la resistencia del concreto es obvia. TABLA 1-1 Proporciones típicas de los materiales en mezclas de concreto de resistencia diferente. Baja Moderada Al ta resistencia resistencia resistencia (kg/m3) (kg/m3) (kg/m3)
Cemento Agua Agregado fino Agregado grueso
255 178 801 1169
356 178 848 1032
510 178 890 872
18 26 0.70 18
22.1 29.3 0.5 30
28.1 34.3 0.35 60
Pasta de cemento proporción
Porcentaje en masa Porcentaje en volumen Agua / cemento en masa Resistencia en MPa
1.4. Propiedades del concreto endurecido y su signif icado
La selección de un material de ingeniería para una aplicación particular tiene que tener en cuenta su capacidad de soportar la fuerza aplicada. Tradicionalmente, la deformación que se produce como resultado de la carga aplicada se expresa como la tensión, que se define como el cambio de longitud por unidad de longitud; la carga se expresa como el esfuerzo, que se define como la fuerza por unidad de área. Dependiendo de cómo el esfuerzo está actuando sobre el material, las tensiones se distinguen unos de otros: por ejemplo, la compresión, tensión, flexión, cizalla y torsión. Las relaciones de esfuerzo-deformación de los materiales se expresan generalmente en términos de fuerza, módulo de elasticidad, ductilidad, y tenacidad. El esfuerzo es una medida de la cantidad de fuerza requerida para deformar un
material. La teoría del esfuerzo de trabajo para el diseño de concreto considera como el concreto es sobre todo conveniente para soportar la carga de compresión; es por ello que la resistencia a la compresión del material generalmente se especifica. Dado que la resistencia del concreto es una función del proceso de hidratación del cemento, que es relativamente lento, tradicionalmente las especificaciones y pruebas de resistencia del concreto se basan en muestras curadas bajo condiciones de temperatura y humedad normales durante un período de 28 días. Típicamente, la resistencia a la tracción y resistencia a la flexión del concreto son del orden de 10 y 15 por ciento, respectivamente de la resistencia a la compresión. La razón de una diferencia tan grande entre la resistencia a la tracción y resistencia a la compresión se atribuye a la microestructura heterogénea y compleja de hormigón. Con muchos materiales de ingeniería, como el acero, el comportamiento de esfuerzodeformación observada cuando una muestra se somete a cargas incrementales se puede dividir en dos partes (Fig. 1-11). Inicialmente, cuando la tensión es proporcional al esfuerzo aplicada y es reversible en la descarga de la muestra, se llama la deformación elástica. El módulo de elasticidad se define como la relación entre el esfuerzo y la
deformación reversible. En materiales homogéneos, el módulo de elasticidad es una
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medida de las fuerzas de enlace interatómicas y no se ve afectada por los cambios microestructurales. Esto no es cierto de los materiales multifásicos heterogéneos como el hormigón. El módulo elástico del concreto en compresión varía de 14 × 103 a 40 × 103 MPa (2 × 106 a 6 × 106 psi). La importancia del límite elástico en el diseño estructural reside en el hecho de que representa el esfuerzo máximo permitida antes de que el material experimente una deformación permanente. Por lo tanto, el ingeniero debe conocer el módulo de elasticidad del material, ya que influye en la rigidez de un diseño. 10
A un alto nivel de esfuerzo (Fig. 1-11), la deformación ya no sigue siendo proporcional al esfuerzo aplicada, y también se convierte en permanente (es decir, no va a ser revertida si la muestra se descarga). Esta deformación se llama la deformación elástica o plástica. La cantidad de deformación inelástica que puede ocurrir antes de la falla es una medida de la ductilidad del material. La energía requerida para romper el material, es el producto de la fuerza por la distancia, que está representada por el área bajo la curva esfuerzo-deformación. El término dureza se utiliza como una medida de esta energía. El contraste entre la dureza y la fuerza debe ser anotada; la primera es una medida de la energía, mientras que la última es una medida del esfuerzo requerida para fracturar el material. Por lo tanto, dos materiales pueden tener una resistencia idéntica, pero diferentes valores de dureza. En general, sin embargo, cuando la resistencia de un material aumenta, la ductilidad y la tenacidad bajan; También, los materiales de alta resistencia por lo general fallan de una manera frágil (es decir, sin sufrir ninguna deformación plástica significativa). Aunque, la virtud de compresión del concreto parece mostrar cierta deformación elástica antes del fallo, por lo general la deformación a la fractura es del orden de 2000 × 10-6, que es considerablemente menor que la deformación de rotura en los metales estructurales. A efectos prácticos, por lo tanto, los diseñadores no tratan el concreto como material dúctil y no se recomiendan para las estructuras que están sujetas a cargas de impacto a no ser que este reforzado con acero. El concreto es un material compuesto, sin embargo, muchas de sus características no siguen las leyes de mezclas. Por ejemplo, bajo carga de compresión tanto en el agregado y la pasta de cemento hidratado, si se prueba por separado, fallaría elásticamente, mientras que el concreto muestra un comportamiento inelástico antes de la fractura. También, la resistencia del concreto es generalmente mucho menor que la resistencia individual de los dos componentes. Tales anomalías en el comportamiento del concreto se pueden explicar sobre la base de su microestructura, especialmente el papel importante de la zona de transición interfacial entre el agregado grueso y la pasta de cemento. El comportamiento de esfuerzo-deformación del material se muestra en la Fig. 1-11 es típico de las muestras cargadas a un fallo en un corto tiempo en el laboratorio. Para algunos materiales la relación entre el esfuerzo y la deformación es independiente del tiempo de carga; para otros no lo es. El Concreto pertenece a esta última categoría. Si una muestra de concreto se lleva a cabo durante un período largo bajo cargas constantes, por ejemplo, el 50 por ciento de la resistencia ultima del material, que exhibirá deformación plástica. El fenómeno de aumento gradual de la deformación a través el tiempo bajo una carga constante se llama a la fluencia lenta o creep. Cuando se impide la fluencia en el hormigón, se manifiesta como una disminución progresiva del esfuerzo con el tiempo. El aligeramiento del esfuerzo asociado a la fluencia lenta
o creep tiene implicaciones importantes para el comportamiento de las estructuras de concreto en masa, armado y pretensado. Las deformaciones pueden surgir incluso en concreto sin carga como resultado de cambios en la humedad y temperatura ambiental. El concreto recién formado está húmedo; y se somete a la contracción por secado cuando se expone a la humedad ambiente. Similar, son las deformaciones de contracción que se producen, debido al calor generado por la hidratación del cemento, el concreto caliente se enfría a la temperatura ambiente. Los elementos del concreto masivas registran un considerable aumento de la temperatura debido a la mala disipación de calor, por lo tanto, una significativa contracción térmica produce el enfriamiento. Las deformaciones de contracción pueden ser perjudiciales para el hormigón, ya que, cuando están restringidos, manifiestan esfuerzos de tracción. A medida que la resistencia a la tracción del concreto es baja, las estructuras de concreto se agrietan a menudo como resultado de la contracción restringida causada por los cambios de humedad y temperatura. De hecho, la tendencia a la figuración del material es uno de los graves inconvenientes en las estructuras construidas con hormigón. El juicio profesional en la selección de los materiales de construcción debe tener en cuenta no sólo la resistencia, la estabilidad dimensional y propiedades elásticas del material, sino también su durabilidad, lo que tiene serias implicaciones para el coste del ciclo de vida de una estructura. La durabilidad se define como la vida útil de un material bajo condiciones ambientales dados. En general, las estructuras de concretos impermeables perduran durante mucho tiempo. Las excelentes condiciones de 2700 años de edad, revestimiento de concreto de un tanque de almacenamiento de agua en la isla de Rodas en Grecia y varios acueductos construidos en Europa construido por los romanos hace casi 2000 años, son un testimonio vivo de la durabilidad a largo plazo del concreto en ambientes húmedos. En general, existe una relación entre la resistencia y durabilidad cuando se baja resistencia se asocia con una alta porosidad y alta permeabilidad. Los hormigones permeables son, por supuesto, menos duraderas. La permeabilidad del concreto depende no sólo de proporciones de la mezcla, compactación y el curado, sino también en microfisuras causadas por los ciclos de temperatura y humedad ambiente. Por último, como se explica en el capítulo. 14, consideraciones ecológicas y de sostenibilidad están comenzando a desempeñar un papel importante en la elección de los materiales para la construcción. 1.5. Unidades de medida
El sistema métrico decimal, que es frecuente en la mayoría de países del mundo, utiliza milímetros y metros de longitud; gramos, kilogramos, y toneladas de masa; litros de volumen; kilogramo fuerza por unidad de área para el esfuerzo; y grados centígrados de la temperatura. Los Estados Unidos es el único país en el mundo que utiliza antiguas unidades de medida inglesas como pulgadas, pies y yardas de longitud; libras o toneladas de masa, galones de volumen, libras por pulgada cuadrada (psi) para la tensión, y el grado Fahrenheit la temperatura. la actividad multinacional en el diseño y la construcción de grandes proyectos de ingeniería es un lugar común en el mundo moderno. Por lo tanto, cada vez es más importante que los científicos e ingenieros de todo el mundo hablan el mismo idioma de la medición. El sistema métrico es más simple que el viejo sistema inglés y ha sido recientemente
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modernizado en un esfuerzo para que sea universalmente aceptable. La versión moderna del sistema métrico, llamado el Sistema Internacional de Unidades (Syst`eme International d’Unités), abreviado SI, fue aprobado en 1960 por muchas
naciones participantes en la Conferencia General de Pesos y Medidas. En SI mediciones, metro y kilogramo son las únicas unidades permitidas para la longitud y masa, respectivamente. Una serie de prefijos aprobados, que se muestra en la Tabla 1-2, se utilizan para la formación de múltiplos y submúltiplos de diversas unidades. La fuerza necesaria para acelerar una masa de 1 kilogramo (kg) a una velocidad de 1 metro por segundo por segundo (m/s2) se expresa como 1 newton (N), y una tensión de 1 newton por metro cuadrado (N/m2 ) se expresa como 1 pascal (Pa). La norma ASTM E 380-70 contiene una guía completa sobre el uso de las unidades del SI. En 1975, el Congreso de EE.UU. aprobó la Ley de conversión de medidas, que declara que va a ser la política de los Estados Unidos para coordinar y planificar el uso cada vez mayor del sistema métrico de medición (unidades SI). Mientras tanto, un bilingüismo en las unidades de medida se practica de modo que los ingenieros deben ser plenamente familiarizados con ambos sistemas. Para ayudar a la conversión rápida de las unidades acostumbradas de Estados Unidos a las unidades del SI, una lista de los factores de multiplicación comúnmente necesarios se da en la Tabla 1-3. TABLA 1-2 múltipl e y Submúltipl o uni dades y símbolos del SI
factor de multiplicación 1 000 000 000 = 109 1 000 000 = 106 1 000 = 103 100 = 102 10 = 101 0.1 = 10-1 0.01 = 10-2 0.001 = 10-3 0.000 001 = 10-6 0.000 000 001 = 10-9
Prefijo
Símbolo SI
giga mega kilo hecto deca deci centi mili micro nano
G M k h da d c m n
TABLA 1-3 Factor es de conv ersión de los EE.UU. a unidades del SI
Para convertir de:
a
Multiplicar por:
yards (yd) feet (ft) inches (in.) cubic yards (yd3) U.S. gallons (gal) U.S. gallons (gal) pounds, mass (lb) U.S. toneladas (t) pounds/cubic yard (lb/yd3) kilogramo fuerza (kgf ) pounds force (lbf ) kips per square inch (ksi) Degrees Fahrenheit (°F)
metros (m) metros (m) milímetros (mm) metros cúbicos (m3) metros cúbicos (m3) litros kilogramos (kg) toneladas (T) kilogramos/metro cubico (kg/m3) Newtons (N) Newtons (N) Megapascal Mpa o N/mm2) Grados centigrados (°C)
0.9144 0.3048 25.4 0.7646 0.003785 3.785 0.4536 0.9072 0.5933 9.807 4.448 6.895 (°F-32)/1.8
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Prueba tus conoci mientos
1.1 ¿Por qué es concreto el material de ingeniería más utilizado? 1.2 En comparación con el acero, ¿cuáles son los beneficios de la utilización de la ingeniería de concreto para estructuras? 1.3 Definir los siguientes términos: El agregado fino, agregado grueso, grava, lechada, concreto proyectado, cemento hidráulico. 13
1.4 ¿Cuáles son los pesos unitarios típicos de peso normal, ligero y pesado hormigones? ¿Cómo definiría el concreto de alta resistencia? 1.5 ¿Cuál es el significado de límite elástico en el diseño estructural? 1.6 ¿Cuál es la diferencia entre resistencia y tenacidad? ¿Por qué es de 28 días resistencia a la compresión del concreto especifica generalmente? 1.7 Analizar la importancia de la contracción por secado, contracción térmica, y colarse hormigón. 1.8 ¿Cómo definiría la durabilidad? En general, ¿qué tipos de concreto se espera que mostrar una mayor durabilidad de largo plazo?
CAPITULO 2: Microestructura del hormigón Resumen: Las relaciones de microestructura en la propiedad están en el centro de la
ciencia de los materiales modernos. El concreto tiene una microestructura muy heterogéneo y complejo. Por lo tanto, es muy difícil para constituir modelos realistas de su microestructura de la que el comportamiento del material se puede predecir de forma fiable. Sin embargo, el conocimiento de la microestructura y las propiedades de los componentes individuales del concreto y su relación entre sí es útil para ejercer el control sobre las propiedades. En este capítulo se describen los tres componentes de la microestructura del concreto a saber, pasta de cemento hidratado, agregado y zona de transición interfacial entre la pasta de cemento y agregados. Finalmente, las relaciones de propiedad de la microestructura se discuten con respecto a su influencia en la resistencia, la estabilidad dimensional y la durabilidad del hormigón. 2.1. Definición
El tipo, la cantidad, el tamaño, la forma y distribución de las fases presentes en un sólido constituyen su microestructura. Los elementos gruesos de la microestructura de un material fácilmente se pueden ver desde una sección transversal del material, mientras que los elementos más finos habitualmente se resuelven con la ayuda de un microscopio. El término macroestructura se utiliza generalmente para la microestructura grueso visible para el ojo humano; el límite de resolución del ojo humano sin ayuda es de aproximadamente una quinta parte de un milímetro (200 micras). El término microestructura se utiliza para la porción microscópicamente ampliada a una macroestructura. La capacidad de ampliación de microscopios electrónicos modernos es del orden de 105 veces. Por lo tanto, la aplicación de técnicas de microscopía electrónica de transmisión y de barrido ha hecho posible resolver la microestructura de los materiales a una fracción de un micrómetro. 2.2. Significado
El progreso en el campo de los materiales ha dado como resultado principalmente el reconocimiento del principio de que las propiedades se originan de la microestructura interna; en otras palabras, las propiedades se pueden modificar mediante cambios apropiados en la microestructura de un material. Aunque el concreto es el material estructural más ampliamente utilizado, su microestructura es heterogéneo y muy complejo. Las relaciones microestructurales en la propiedad del concreto no están completamente desarrollados; Sin embargo, una cierta comprensión de los elementos esenciales de la microestructura sería útil antes de discutir los factores que influyen en las propiedades de ingeniería importantes de hormigón, tales como la resistencia (cap. 3), la elasticidad, la contracción, fluencia, y el agrietamiento (cap. 4), y durabilidad (cap. 5). 2.3. Complejidades
Del examen de una sección transversal de concreto (Fig. 2-1), las dos fases que se pueden distinguir fácilmente es que las partículas de agregado son de diferente tamaño y forma, y el medio de unión compuesto por una masa incoherente de la pasta de cemento hidratada.
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Figura 2-1 Sección pulida de una muestra de hormigón. (Fotografía cortesía de Gordon Vrdo ljak.) Macroestructura es la estructura gruesa de un material que es visible para el ojo humano sin ayuda. En la macroestruct ura de dos fases de concreto se distinguen fácilmente: agregado de diferentes formas y tamaño y el medio de unión, que consiste en una masa incoherente de la pasta de cemento hi dratado. 15
A nivel macroscópico, por lo tanto, el concreto puede ser considerado como un material de dos fases, que consiste en partículas de agregados dispersados en una matriz de pasta de cemento. A nivel microscópico, las complejidades de la microestructura de concreto son evidentes. Se hace evidente que las dos fases de la microestructura no se distribuyen de manera homogénea con respecto a la otra, ni son ellos mismos homogéneo. Por ejemplo, en algunas zonas la masa de pasta de cemento hidratado parece ser tan denso como el agregado, mientras que en otros es altamente poroso (Fig. 2-2). Además, si varios ejemplares de concreto que contiene la misma cantidad de cemento, pero diferentes cantidades de agua y se examinan a diversos intervalos de tiempo, se verá que, en general, el volumen de huecos capilares disminuye en la pasta de cemento hidratado con la disminución de la relación agua-cemento o con el aumento de edad de la hidratación. Para una pasta de cemento bien hidratado, la distribución no homogénea de los sólidos y vacíos solo tal vez se puede ignorar cuando se modela el comportamiento del material. Sin embargo, estudios microestructurales han demostrado que esto no se puede hacer por la pasta de cemento hidratado presente en el hormigón. En presencia de agregado, la microestructura de la pasta de cemento hidratado en el entorno de grandes partículas de agregado suele ser muy diferente de la microestructura de la pasta de masa o mortero en el sistema. De hecho, muchos aspectos del comportamiento de concreto bajo esfuerzo pueden explicarse sólo cuando la interfaz de la pasta de cementoagregado se trata como una tercera fase de la microestructura de hormigón. Así, las características únicas de la microestructura de concreto se pueden resumir como sigue: En primer lugar, está es la zona de transición interfacial, lo que representa una pequeña región junto a las partículas de agregado grueso. Existente como una cáscara fina, típicamente de 10 a 50 micras de espesor alrededor de agregado grande, la zona de transición interfacial es generalmente más débil que cualquiera de los dos componentes principales de hormigón, es decir, el agregado y la masa de pasta de cemento hidratado; por lo tanto, ejerce una influencia mucho mayor en el comportamiento mecánico del concreto que se refleja por su tamaño. En segundo lugar, cada una de las tres fases es en sí mismo una de múltiples fases en el carácter. Por ejemplo, cada partícula de agregado puede contener varios minerales, además de microfisuras y huecos. Del mismo modo, tanto mayor sea hidratada la pasta de cemento y la zona de transición interfacial contienen generalmente una distribución heterogénea de diferentes tipos y cantidades de fases sólidas, poros, y microfisuras, como se describirá más adelante. En tercer lugar, a diferencia de otros materiales de ingeniería, la microestructura de concreto no es una característica intrínseca del material debido a que los dos componentes de la microestructura, es decir, la pasta
de cemento hidratado y la zona de transición interfacial, están sujetos a cambios con el tiempo, la humedad del medio ambiente, y temperatura. La naturaleza altamente heterogéneo y dinámico de la microestructura del concreto son las razones principales por las que los modelos de relación microestructurapropiedades teóricas, que son en general tan útil para predecir el comportamiento de los materiales de ingeniería, no son de mucha utilidad práctica en el caso del hormigón. Un amplio conocimiento de las características importantes de la microestructura de cada una de las tres fases de hormigón, como se presenta a continuación, es sin embargo esencial para la comprensión y el control de las propiedades del material compuesto. Figura 2-2 microestructura de una pasta de cemento hidratada. Microestructura es la estructura sutil de un material que se resuelve con la ayuda de un mic rosco pio. A bajo aumento (200 (200 X) micrografía electrón electrón ica de una pasta de cemento hi dratado muestra que la estructura no es homogénea; Mientras que algunas áreas áreas son densas, los otro s son altamente porosa. En En el área porosa, es posible resolver las fases hidratadas individuales mediante el uso de mayores aumentos. Por ejemplo, los cristales masivos de hidróxido de calcio, largo y agujas delgadas de etringita, y la agregación de pequeños cristales fibrosos de silicato de calcio hidratado se puede ver a 2000 X 5000 y X aumentos.
2.4. 2.4. Microestr uctu ra de la comp osic ión del del agregado agregado
La composición y propiedades de los diferentes tipos de agregados se describen en detalle en el Cap. 7. Teniendo en cuenta que aquí es sólo una breve descripción de los elementos que ejercen una gran influencia en las propiedades del hormigón. La composición del agregado es predominantemente responsable de la unidad de peso, módulo elasticidad, y la estabilidad dimensional de hormigón. Estas propiedades del concreto dependen en gran medida de la densidad aparente y la resistencia del conjunto, que a su vez se determina por las características físicas más que químicas del agregado. En otras palabras, es la composición mineralógica de las fases sólidas en agregado químico o es por lo general menos importante que las características físicas, tales como el volumen, tamaño y distribución de poros. Además de la porosidad, la forma f orma y la textura del agregado grueso también afectan a las propiedades del hormigón. Algunas partículas de agregado se muestran en la Fig. 2-3. Generalmente, grava natural tiene una forma f orma redondeada y una textura superficial lisa. Las rocas trituradas tienen una textura áspera; dependiendo del tipo de roca y la elección de los equipos de trituración, el agregado triturado puede contener una proporción considerable de partículas planas o alargadas que afectan negativamente a muchas propiedades del hormigón. Las partículas de agregado de peso ligero de
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piedra pómez, que es altamente celular, también son angular y tienen una textura rugosa, pero los de arcilla o esquisto expandido son generalmente redondeada y lisa. Al ser más fuerte que las otras dos composiciones de hormigón, la composición agregado tiene normalmente ninguna influencia directa sobre la resistencia del concreto normal, excepto en el caso de algunos agregados altamente porosos y débiles, tales como piedra pómez. El tamaño y la forma de agregado grueso pueden, sin embargo, afectar a la resistencia del concreto de una manera indirecta. Es obvio a partir de la Fig. 2-4 que cuando mayor sea el tamaño de agregado en el concreto y más alta la proporción de partículas alargadas y planas, mayor será la tendencia de las películas de agua que se acumule al lado de la superficie total, debilitando así la zona de transición interfacial. Este fenómeno, f enómeno, conocido como sangrado, se discute en detalle en el Cap. 10. Figura 2-3 La forma y textura de la superficie de unas partículas de agregado grueso: (a) grava, redondeada y lisa; (B) la roca triturada, equidimensional; (C) la roca tritu rada, alargada; alargada; (D) la roca trit urada, plana; (E) de peso ligero, angulosa y áspera; (F) de peso ligero, redondeado y suave.
el agua de exudación visible agua de sangrado interno
Figura 2-4 (a) (a) Representación Representación esquemática de la hemorr agia en concr eto recién depos itado; (B) falta la cizalladura en una muestra de concr eto a prueba en compr esión uni axial. Ag ua de pu rg a inter in ter na tiend ti end e a acu mular mu lar se en la zon a alargad alar gad a, plana, pl ana, y gr and es piezas pi ezas de agregado. En estos lugares, la zona de transición interfacial pasta de cemento y agregados tiende a ser débil y fácilmente propenso a las mic rofis uras. Este fenómeno es responsable de la falla por cizalladura en la superfic ie de la partícula del agregado marcada en la fot ografía.
2.5. 2.5. Microestr uctu ra de la pasta de cemento hidratada
El término pasta de cemento hidratada tal como se utiliza aquí se refiere a pastas a base de cemento portland. Aunque la composición y las propiedades del cemento portland se discuten en detalle en el Cap. 6, un resumen de la composición será útil antes de discutir cómo la microestructura de la pasta de cemento hidratado se desarrolla como resultado de reacciones químicas entre compuestos portland y cemento y agua.
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El cemento portland anhidro es un polvo gris compuesto por partículas angulares típicamente en el rango de tamaño de 1 a 50 micras. Se produce mediante la pulverización de un clinker con una pequeña cantidad de sulfato de calcio, el clinker es una mezcla heterogénea de varios compuestos producidos por las reacciones de alta temperatura entre el óxido de calcio y sílice, alúmina, y óxido de hierro. La composición química de los principales compuestos de clinker corresponde aproximadamente a C3S, C2S *, C3A, y C4AF. En Portland Ordinario cemento sus respectivas cantidades por lo general oscilan entre el 45 y el 60, 15 y 30, 6 y 12, y el 6 y el 8 por ciento. Cuando el cemento portland se dispersa en agua, el sulfato de calcio y los compuestos de alta temperatura de calcio comienzan a entrar en solución y la fase de líquido entra rápidamente saturado con diversas especies iónicas. Como resultado de la interacción entre el calcio, sulfato, aluminato y los iones hidroxilo en pocos minutos de la hidratación del cemento, los cristales en forma de aguja de hidrato de trisulfoaluminato tr isulfoaluminato calcio, llamado etringita, primero hacer su aparición. Algunas horas más tarde, grandes cristales prismáticos de hidróxido de calcio y muy pequeños cristales fibrosos de hidratos de silicato de calcio comienzan a llenar el espacio vacío anteriormente ocupado por el agua y las partículas de cemento de disolución. Después de algunos días, dependiendo de la relación-alúmina-a sulfato del cemento portland, etringita puede llegar a ser inestable y se descompone para formar el hidrato de monosulfoaluminate, que tiene una morfología hexagonal de la placa. morfología hexagonal de la placa es también la característica de hidratos de aluminato de calcio que se forman en las pastas hidratadas de ya sea bajo o alto sulfatado C3A cementos portland. micrografía electrónica Ascanning que ilustra la morfología típica de las fases preparadas mezclando acalcium solución de aluminato con una solución de sulfato de calcio se muestra en la Fig. 2-5. Figura 2-5. Micrografía electrónica de barrido de cristales hexagonales típicos de hidrato de monosulfato y cristales como agujas de etringita formada mezclando soluciones de aluminato de calcio y sul fato de calcio. (Cortesía de Locher, F. W., Instituto de Investigación de la Industria del Cemento, Düsseldorf , República Federal Federal de Alemania).
Un modelo de las fases esenciales presentes en la microestructura de una pasta de cemento portland bien hidratado se muestra en la Fig. 2-6. A partir del modelo microestructural de la pasta de cemento hidratado que se muestra en la Fig. 2-6, cabe señalar que las diversas fases ninguno se distribuyen de manera uniforme ni son uniformes en tamaño y morfología. En los sólidos, inhomogeneidades microestructurales pueden conducir a graves efectos sobre la resistencia y otras propiedades mecánicas relacionadas debido a que estas propiedades son controladas por los extremos microestructurales, no por la microestructura de la media. Por lo tanto, además de la evolución de la microestructura como resultado de los cambios químicos, que se producen después de que el cemento entra en contacto con agua, la atención se ha de pagar para ciertas propiedades reológicas de la pasta de cemento
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recién mezclado que también influyen en la microestructura endurecido de la pasta. Por ejemplo, como se discutirá más adelante, las partículas anhidras de cemento tienen una tendencia a atraerse entre sí y forman grupos, que atrapan grandes cantidades de agua de amasado. Obviamente, las variaciones locales en relación agua-cemento serían la fuente primaria de la evolución de la microestructura heterogénea. Con un sistema de pasta de cemento altamente floculado, no sólo el tamaño y la forma de los poros, sino también los productos cristalinos de hidratación serían diferentes si se compara con un sistema bien dispersada. 19
Figura 2-6 Modelo de una pasta bien hidratado cemento portland. "A" representa el agregado pobr e de partículas cri stalinas C-S-H que tienen al menos un a dimensión coloi dal (1 a 100 nm). el espaciamiento entre l as partículas dentr o de u na agregación es 0,5 a 3,0 nm (promedio. 1,5 nm). H representa produc tos c ristalino s hexagonales tales como CH = C4 AH 19 = C4 AS-H 18. Ellos forman cristales grandes, típicamente de 1 m de ancho. C representa cavidades capilares o espacios vacíos que existen en los espacios ocupados inicialmente con agua no logran ocuparse completamente con los productos de hidratación del cemento. El tamaño de los huecos capilares varía de 10 nm a 1 m , pero en las pastas bien hidr atados con agua / cemento estas bajan a meno s de 100 nm. A H H C
1 m 2.5.1. Los sólidos en la pasta de cemento hid ratada
Los tipos, cantidades y características de las cuatro fases sólidas principales en la pasta de cemento hidratado que se pueden resolver por un microscopio electrónico son las siguientes: El silicato de calcio hidratado: La fase de silicato de calcio hidratado,
abreviado como C-S-H, representa el 50 a 60 por ciento del volumen de sólidos en una pasta completamente hidratado de cemento portland y es, por lo tanto, la fase más importante para determinar las propiedades de la pasta. El hecho de que el término C-S-H este separado por guion indica que C-S-H no es un compuesto bien definido; la relación C/S varía entre 1,5 y 2,0 y el contenido de agua estructural varía aún más. La morfología de C-S-H también varía de fibras cristalinas a una pobre red reticular. Debido a sus dimensiones coloidales y una tendencia a agruparse, los cristales de C-S-H sólo podían ser resueltos con la llegada de la microscopía electrónica. En la literatura más antigua, el material se refiere a menudo como C-S-H gel. La estructura cristalina interna de C-S-H también sigue sin resolverse; anteriormente se supuso que tiende a parecerse a la tobermorita mineral natural y es por eso C-S-H se llama a veces tobermorita gel.
Aunque la estructura exacta de C-S-H no se conoce, se han propuesto varios modelos para explicar las propiedades de los materiales. Según el modelo de Powers-Brunauer, el material tiene una estructura de capas con una muy alta área de superficie. Dependiendo de la técnica de medición, se han propuesto las áreas superficiales del orden de 100 a 700 m2/g para C-S-H, y la resistencia del material se atribuye principalmente a las fuerzas de van der Waals. El tamaño de los poros del gel, o la distancia de sólido a sólido fue informado de que aproximadamente es 18Å. El modelo de Feldman-Sereda visualiza la estructura C-S-H y está compuesta de una matriz irregular o retorcido de capas que están dispuestas al azar para crear espacios entre capas de diferentes formas y tamaños (de 5 a 25 Å). Hidróxido de calcio. Los cristales de hidróxido de calcio (también llamados
portlandita) constituyen de 20 a 25 por ciento del volumen de los sólidos en la pasta hidratada. En contraste con el C-S-H, el hidróxido de calcio es un compuesto con un definitestoichiometry, Ca (OH) 2. Se tiende a formar grandes cristales con una morfología hexagonal prismático distintivo. La morfología general varía de sosa a las pilas de placas grandes, y se ve afectada por el espacio disponible, la temperatura de hidratación, y las impurezas presentes en el sistema. En comparación con C-S-H, el potencial de la fuerza que aportan de hidróxido de calcio se limita como resultado de considerablemente menor área de superficie. Hidrato de sulfoaluminato de cálcio. Los hidratos de sulfoaluminato de calcio
ocupan de 15 a 20 por ciento del volumen sólido en la pasta hidratada y, por lo tanto, juegan sólo un papel menor en las relaciones microestructurales de propiedad. Ya se ha señalado que durante las primeras etapas de la relación de hidratación iónica sulfato/alúmina de la fase de solución generalmente favorece la formación de hidrato de trisulfato, C6AS3H32, también llamado etringita, que forma cristales prismáticos en forma de aguja. En las pastas de cemento portland ordinario, la etringita finalmente se transforma en el hidrato de monosulfato, C4ASH18, que forma cristales hexagonales de placa. La presencia del hidrato de monosulfato en concreto de cemento portland hace que el concreto sea vulnerable a los ataques de sulfato. Cabe señalar que tanto la etringita y el monosulfato contienen pequeñas cantidades de hierro, que puede sustituir a los iones de aluminio en la estructura cristalina. Granos de clinker no hidratadas. Dependiendo de la distribución del tamaño
de partícula del cemento anhidro y el grado de hidratación, algunos granos de clinker no hidratadas se pueden encontrar en la microestructura de las pastas de cemento hidratadas, incluso mucho tiempo después de la hidratación. Como se dijo anteriormente, las partículas de clinker en el cemento portland moderna se ajustan en general a la gama de tamaños de 1 a 50 micras. Con el progreso del proceso de hidratación, las partículas más pequeñas se disuelven primero y desaparecen del sistema, a continuación, las partículas más grandes se hacen más pequeños. Debido al espacio disponible limitado entre las partículas, los productos de hidratación tienden a cristalizar en las proximidades de las partículas de clinker de hidratación, lo que da la apariencia de una formación de revestimiento alrededor de ellos. En edades más avanzadas, debido a la falta de espacio disponible, en la hidratación in situ de las partículas de clinker como resultado la formación de un producto de hidratación muy
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densa, la morfología de los cuales puede ser similar a la partícula original de clinker. 2.5.2. Vacíos en la pasta de cemento hid ratada
Además de los sólidos, la pasta de cemento hidratado contiene varios tipos de huecos que tienen una importante influencia en sus propiedades. Los tamaños típicos de las fases sólidas y los huecos en la pasta de cemento hidratado se ilustran en la Fig. 2-7a. Los diversos tipos de huecos y su cantidad y el significado se discuten a continuación. Sólo por información se muestra el rango de tamaño de varios objetos que van desde la altura humana y el diámetro de Marte en la Fig. 2.7b. Espacio de la capa intermedia del C-S-H. Powers asumieron la anchura del
espacio entre capas dentro de la estructura C-S-H para ser 18 Å y determinaron que representa el 28 por ciento de porosidad en sólido C-S-H; sin embargo, Feldman y Sereda sugirieron que el espacio puede variar de 5 a 25 Å. Este tamaño de vacío es demasiado pequeño para tener un efecto adverso sobre la resistencia y la permeabilidad de la pasta de cemento hidratado. Sin embargo, como se discute a continuación, el agua se forma en estos pequeños huecos por enlaces de hidrógeno, y su retiro en ciertas condiciones puede contribuir a la contracción por secado y la fluencia. Huecos capilares. Los huecos capilares representan el espacio no ocupado
por los componentes sólidos de la pasta de cemento hidratado. El volumen total de una mezcla típica de cemento-agua permanece esencialmente sin cambios durante el proceso de hidratación. La densidad aparente promedio de los productos de hidratación es considerablemente menor que la densidad de cemento portland anhidro; se estima que 1 cm3 de cemento, en la hidratación completa, requiere aproximadamente 2 cm3 de espacio para acomodar los productos de hidratación. De esta manera, la hidratación del cemento puede ser considerada como un proceso durante el cual el espacio ocupado originalmente por el cemento y el agua está siendo reemplazado cada vez más por el espacio ocupado por los productos de hidratación. El espacio no ocupado por el cemento o los productos de hidratación consiste de huecos capilares, el volumen y el tamaño de los huecos capilares de ser determinados por la distancia original entre las partículas de cemento anhidras en la pasta de cemento recién mezclado (es decir, la relación de agua-cemento) y el grado de hidratación del cemento. Un método de cálculo del volumen total de huecos capilares, conocido popularmente como la porosidad, en las pastas de cemento portland que tienen bien diferentes relaciones agua-cemento o diferentes grados de hidratación se describirá más adelante. En bien hidratadas, la baja relación agua-cemento de las pastas, los huecos capilares pueden variar de 10 a 50 nm; en alta relación de agua cemento de las pastas, a edades tempranas de la hidratación, los huecos capilares pueden ser tan grandes como 3-5 micras. gráficas de distribución de tamaño de poro típicos de varias probetas de pasta de cemento hidratada analizadas por la técnica de intrusión de mercurio se muestran en la Fig. 2-8. Se ha sugerido que la distribución de tamaño de poro, la porosidad total no capilar, es un mejor criterio de evaluación de las características de una pasta de cemento hidratado. Los huecos capilares más grandes que 50 nm, que se refiere como macroporos en
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la literatura moderna, son probablemente más influyente en la determinación de las características de resistencia e impermeabilidad, mientras que los huecos más pequeños que 50 nm, referido como microporos, juegan un papel importante en la contracción por secado y la fluencia. Vacíos de aire. Considerando que los huecos capilares son de forma irregular,
los vacíos de aire son generalmente son esféricas. Una pequeña cantidad de aire normalmente queda atrapado en la pasta de cemento durante la mezcla de hormigón. Por diversas razones, como se explica en el capítulo. 8, los aditivos se pueden añadir al concreto para arrastrar las burbujas de aire diminutas a propósito. Los vacíos de aire atrapado pueden ser tan grandes como 3 mm; vacíos de aire arrastradas por lo general van de 50 a 200 micras. Por lo tanto, tanto los huecos de aire atrapado y arrastrado en la pasta de cemento hidratada son mucho más grandes que los huecos capilares, y son capaces de afectar adversamente a la resistencia.
Figura 2-7 (a) gama dimensional de los sólidos y los poros en una pasta de cemento hidratada. (B) En la Fig. 2-7a, el rango dimensional abarca siete órdenes de magnitud. Para ilustrar cómo amplía la gama es, Fig. 2-7b ilustra una gama similar utilizando la altura de un ser humano co mo pun to de partida y el planeta Marte como el punto final.
2.5.3. El agua en la pasta de cemento hidratado
Bajo examen microscópico de electrones, los huecos en la pasta de cemento hidratada parecen estar vacío. Esto es porque la técnica de preparación de muestra de llama para el secado de la muestra a alto vacío. En realidad, dependiendo de la humedad ambiental y la porosidad de la pasta, la pasta de cemento sin tratar es capaz de contener una gran cantidad de agua. Al igual que el sólido y las fases de vacío se discutió anteriormente, el agua puede existir en la pasta de cemento hidratado en muchas formas. La clasificación de agua en varios tipos se basa en el grado de dificultad o la facilidad con la que se puede quitar de la pasta de cemento hidratado. Como hay una pérdida continua de agua a partir de una pasta de cemento saturado cuando se reduce la humedad relativa del medio ambiente, la línea divisoria entre los diferentes estados del agua no es rígida. A pesar de esto, la clasificación es útil para la
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comprensión de las propiedades de la pasta de cemento hidratado. Además de vapor en los huecos vacíos o parcialmente llenos de agua, existe agua en la pasta de cemento hidratado en los siguientes estados: El agua capilar. Este es el agua presente en los huecos mayores de
aproximadamente 50 Å. Puede ser descrito como el agua a granel que está libre de la influencia de las fuerzas de atracción ejercidas por la superficie sólida. En realidad, desde el punto de vista del comportamiento del agua capilar en la pasta de cemento hidratado, es deseable dividir el agua capilar en dos categorías: el agua en grandes huecos del orden de> 50 nm (0,05 micras), que puede ser llamado agua libre (debido a que su eliminación no causa ningún cambio de volumen), y el agua retenida por la tensión capilar en pequeños capilares (5 a 50 nm), la eliminación de los cuales pueden causar la contracción del sistema. Agua adsor bi da. Esta es el agua que está cerca de la superficie sólida. Bajo
la influencia de fuerzas de atracción, las moléculas de agua se adsorben físicamente sobre la superficie de los sólidos en la pasta de cemento hidratado. Se ha sugerido que hasta seis capas moleculares de agua (15 Å) pueden mantenerse físicamente por enlaces de hidrógeno. Debido a que las energías de enlace de las moléculas individuales de agua disminuyen con la distancia desde la superficie sólida, una porción principal del agua adsorbida se puede perder cuando la pasta de cemento hidratado se seca a 30 por ciento de humedad relativa. La pérdida de agua adsorbida es responsable de la contracción de la pasta de cemento hidratado. Agua d e la capa i nt ermedi a. Esta es el agua asociada con la estructura C-S-
H. Se ha sugerido que una capa de agua monomolecular entre las capas de CS-H está fuertemente retenido por enlaces de hidrógeno. El agua de capa intermedia sólo se pierde en el secado fuerte (es decir, por debajo de 11 por ciento de humedad relativa). La estructura C-S-H se reduce considerablemente cuando se pierde el agua de capa intermedia. Combinación Químicamente del agua. Esta es el agua que es una parte
integral de la microestructura de varios productos de la hidratación del cemento. Esta agua no se pierde durante el secado; se desarrolla cuando los hidratos se descomponen con el calor. Basado en el modelo Feldman-Sereda, diferentes tipos de agua asociadas con el C-S-H se ilustran en la Fig. 2-9.
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Figura 2-9 modelo esquemática de los tipos de agua relacionados con el hidrato de silicato de calcio. [B asado en Feldm an, R. F. y P. J. Sereda, Ing. J. (Canadá), vol. 53, No. 8/9, 1970.] En la pasta de cemento h idratado, el agua puede existi r en much as formas; éstos pueden ser clasificados en función del grado de facilidad con la que el agua se puede quitar. Esta clasificación es útil en la comprensión de los cambios de volumen que se asocian con agua poder de los pequeños poro s.
2.5.4. Microestr uctura-propi edades relaciones en la pasta de cemento hidr atada
Las características de ingeniería deseables de concreto endurecido resistencia, estabilidad dimensional y durabilidad están influidos no sólo por la proporción, sino también por las propiedades de la pasta de cemento hidratado, que, a su vez, dependen de las características microestructurales (es decir, el tipo, la cantidad y la distribución de los espacios llenos y vacíos). Las relaciones microestructura-propiedades de la pasta de cemento hidratado se describen en el siguiente.
Resistencia. Cabe señalar que la fuente principal de la resistencia en los
productos sólidos de la pasta de cemento hidratado es la existencia de las fuerzas de van der Waals de la atracción. La adhesión entre dos superficies sólidas se puede atribuir a estas fuerzas físicas, el grado de la acción adhesiva depender de la extensión y la naturaleza de las superficies implicadas. Los pequeños cristales de C-S-H, hidratos de sulfoaluminato de calcio, y los hidratos de aluminato de calcio hexagonales poseen enormes áreas de superficie y la capacidad adhesiva. Estos productos de hidratación de cemento portland tienden a adherirse fuertemente no sólo entre sí, sino también a los sólidos de baja área superficial, tales como hidróxido de calcio, granos de clinker anhidro y partículas de agregado fino y grueso. Es un hecho bien conocido que existe una relación inversa entre la porosidad y la resistencia en los sólidos. La resistencia reside en la parte sólida de un material; Por lo tanto, los huecos son perjudiciales para la resistencia. En la pasta de cemento hidratado, el espacio de capa intermedia con la estructura CS-H y los pequeños vacíos, que están dentro de la influencia de las fuerzas de van der Waals de atracción, no se consideran perjudiciales para la fuerza debido a la concentración de esfuerzos y la posterior ruptura de aplicación de la carga comienzan en general en los huecos capilares y microgrietas que son invariablemente presentes. Como se dijo anteriormente, el volumen de huecos capilares en una pasta de cemento hidratado depende de la cantidad de agua mezclada con el cemento en el inicio de la hidratación y el grado de hidratación del cemento. Cuando los conjuntos de pasta, adquiere un volumen estable que es aproximadamente igual al volumen del cemento, más el volumen del agua. Suponiendo que 1cm3 de cemento produce 2cm3 del producto de hidratación, Powers hizo cálculos simples para demostrar los cambios en la porosidad capilar con diferentes grados de hidratación en las pastas de cemento de diferentes relaciones agua-cemento. Sobre la base de su trabajo, dos ilustraciones del proceso de reducción progresiva de la porosidad capilar, ya sea con grados crecientes de hidratación (caso A) o con la disminución de relaciones agua-cemento (caso b), se muestran en la Fig. 2-10. Debido a que la relación agua-cemento se da generalmente en masa, es necesario conocer el peso específico del cemento portland (por ejemplo, 3,14) con el fin de calcular el volumen de agua y el espacio disponible total, que es igual a la suma de los volúmenes de agua y el cemento. En el caso A, una pasta de relación agua-cemento de 0.63 que contiene 100 cm3 de cemento requiere 200 cm3 de agua; esto se resume a 300 cm3 de volumen de pasta o el espacio total disponible. El grado de hidratación del cemento depende de las condiciones de curado (duración de la hidratación, la temperatura y la humedad). Suponiendo que bajo la norma ASTM condiciones de curado, el volumen de cemento hidratado a 7, 28, y 365 días es de 50, 75, y 100 por ciento, respectivamente, el volumen calculado de sólidos (cemento anhidro más el producto de hidratación) es 150, 175 y 200 cm3. El volumen de huecos capilares se puede encontrar a partir de la diferencia entre el espacio total disponible y el volumen total de sólidos. Esto resulta ser 50, 42, y 33 por ciento, respectivamente, a los 7, 28 y 365 días de hidratación. En el caso B, un punto de 100 por ciento de la hidratación se supone para cuatro muestras de pastas de cemento hechas con diferentes cantidades de agua correspondientes a relaciones agua-cemento agua-cemento de 0,7, 0,6, 0,5, o 0,4. Para un determinado volumen de cemento, la pasta con la mayor cantidad de agua tendrá el mayor volumen total de espacio disponible. Sin embargo, después de
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la hidratación completa, todas las pastas contengan la misma cantidad del producto de hidratación sólida. Por lo tanto, la pasta con el mayor espacio total terminaría con un volumen correspondientemente mayor de huecos capilares. De este modo 100 cm3 de cemento en la hidratación completa producirían 200 cm3 de productos de hidratación sólidos en todos los casos; Sin embargo, debido a que el espacio total disponible en el 0.7, 0.6, 0.5, o 0.4 pastas de cemento con estas relaciones de agua-cemento fue de 320, 288, 257, y 225 cm3, los huecos capilares calculados son 37, 30, 22, y 11 por ciento, respectivamente. Bajo las suposiciones hechas aquí, con una pasta de relación agua-cemento 0.32, no habría ninguna porosidad capilar cuando el cemento está completamente hidratado. Para los morteros de cemento portland normalmente hidratados, Powers mostro que existe una relación exponencial del tipo f c=ax3 entre el f c resistencia a la compresión y la relación de sólidos-espacio (x), donde “a” es una constante igual a 34.000psi (234 MPa). Suponiendo un determinado grado de hidratación, tales como 25, 50, 75, y 100 por ciento, es posible calcular el efecto de aumentar la relación agua-cemento, primero de la porosidad y, posteriormente, de la resistencia mediante el uso de fórmula de Powers'. Los resultados se representan en la Fig. 2-11a. La curva de la permeabilidad de esta figura se discutirá más adelante. CASO A: 100 cm3 de cemento, constante W / C = 0,63, un punto variable de
hidratación como se muestra
CASO B: 100 cm3 de cemento, 100% de hidratación, variando W / C como se
muestra
Figura 2-10 2-10 Los cambio s en la poros idad capilar con diferentes relaciones agua-cemento agua-cemento y el grado de hidr atación. Al hac er ciert ci ertos os supu su pu est os, os , l os cál culo cu loss se pueden pu eden hac er par a m os tr ar cómo có mo , c on un a relación agua-cemento dado, la porosidad capilar de una pasta de cemento hidratado variaría con diferentes grados de hidratación. Alternativamente, las variaciones de porosidad capilar, para un grado dado de hidratación, pero relaciones agua-cemento variables, se pueden determinar.
Estabilidad dimensional. La pasta de cemento hidratada saturada no es
dimensionalmente estable. Mientras se mantiene a 100 por ciento de humedad relativa (RH), prácticamente no se producirá ningún cambio dimensional. Sin embargo, cuando se expone a la humedad del medio ambiente, que normalmente es mucho menor que 100 por ciento, el material comienza a
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perder agua y reducir el tamaño. Cómo la pérdida de agua de la pasta de cemento hidratado saturado está relacionada con RH por un lado, y para la contracción por secado por el otro, es descrito por L'Hermite (Fig. 2-12). Tan pronto como cae la RH por debajo de 100 por ciento, el agua libre a cabo en grandes cavidades (por ejemplo,> 50 nm) empieza a escapar al medio ambiente. Debido a que el agua libre no está unido a la microestructura de los productos de hidratación de cualquier bono físico-químicas, su pérdida no estaría acompañada de contracción. Esto se muestra por la curva "A - B 'de la figura. 2-12. Por lo tanto, una pasta de cemento hidratado saturado expuesto a un poco menos de 100 por ciento de HR puede perder una cantidad considerable de agua evaporable total antes de someterse a cualquier contracción. Cuando la mayor parte del agua libre se ha perdido, se encuentra en el secado continuo que una mayor pérdida de agua da como resultado una contracción considerable. Este fenómeno, que se muestra por la curva "B - C 'de la figura. 2-12, se atribuye principalmente a la pérdida de agua adsorbida y el agua contenida en los pequeños capilares (ver Fig. 2-9). Se ha sugerido que, en caso de confinamiento para reducir los espacios entre dos superficies sólidas, las causas de agua adsorbidas disociando presión. La eliminación del agua adsorbida reduce la presión disjoining y provoca la contracción del sistema. El agua capa intermedia, se presente como una película de agua mono-molecular dentro de la estructura de capas de C-S-H, también se puede eliminar mediante condiciones de secado severas. Esto es porque el contacto más íntimo de la capa intermedia de agua con la superficie sólida, y la tortuosidad de la trayectoria de transporte a través de la llamada de red capilar para un motor más fuerte. Debido a que el agua en los capilares pequeños (de 5 a 50 nm) ejerce tensión hidrostática, su extracción tiende a inducir un esfuerzo de compresión en las paredes sólidas del poro capilar, por lo que también provoca la contracción del sistema. Tenga en cuenta que los mecanismos que son responsables de la contracción por secado también son responsables de la fluencia de la pasta de cemento hidratada. En el caso de la fluencia, un esfuerzo externo sostenida se convierte en la fuerza motriz para el movimiento del agua físicamente adsorbida y el agua contenida en los pequeños capilares. De este modo la deformación puede ocurrir incluso al 100 por ciento de humedad relativa. Durabilidad. La pasta de cemento hidratado es alcalino; por lo tanto, la
exposición a las aguas ácidas es perjudicial para el material. En estas condiciones, la impermeabilidad o estanqueidad, se convierte en un factor principal en la determinación de la durabilidad. La impermeabilidad de la pasta de cemento hidratado es una característica muy apreciada porque se supone que una pasta de cemento hidratado impermeable resultaría en un concreto impermeable (el agregado en el concreto se asume generalmente para ser impermeable). La permeabilidad se define como la facilidad con la que un fluido bajo presión puede fluir a través de un sólido. Debería ser obvio que el tamaño y la continuidad de los poros de la microestructura del sólido determinarían su permeabilidad. La fuerza y la permeabilidad de la pasta de cemento hidratada son las dos caras de la misma moneda en el sentido de que ambos están estrechamente relacionados con la porosidad capilar o la relación espaciosólido. Esto es evidente a partir de la curva de la permeabilidad que se muestra
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en la Fig. 2-11, que se basa en los valores determinados experimentalmente de la permeabilidad por Powers. La relación exponencial entre la permeabilidad y porosidad se muestra en la Fig. 2-11 se puede entender a partir de la influencia que diferentes tipos de poros ejercen sobre la permeabilidad. A medida que avanza de hidratación, el espacio vacío entre las partículas de cemento originalmente discretas gradualmente comienza a llenarse con los productos de hidratación. Se ha demostrado (Fig. 2-10) que la relación agua-cemento (es decir, espacio capilar original entre las partículas de cemento) y el grado de hidratación determinar la porosidad total de capilares, que disminuye con la relación agua-cemento decreciente y/o el aumento del grado de hidratación. Mercurio-intrusión estudios porosimétrico en las pastas de cemento se muestran en la Fig. 2-8, hidratado con diferentes relaciones agua-cemento y para diferentes edades, demuestran que la disminución de la porosidad total capilar se asoció con una reducción de los poros grandes en la pasta de cemento hidratado (Fig. 2-13). A partir de los datos de la figura. 2-11, es evidente que el coeficiente de permeabilidad registró una caída exponencial cuando el volumen fraccional de poros capilares se redujo desde 0,4 hasta 0,3. Esta gama de porosidad capilar, por lo tanto, parece corresponder a el punto en que tanto el volumen y el tamaño de los poros capilares en una pasta de cemento hidratado se reducen de tal manera que ya no existen las interconexiones entre ellos. Como resultado, la permeabilidad de una pasta de cemento completamente hidratado puede ser del orden de 106 veces menos que el de una joven pasta. Powers mostro que incluso en la hidratación completa una pasta de relación cemento-agua de 0,6 puede llegar a ser tan impermeable como una roca densa como el basalto o el mármol. Tenga en cuenta que las porosidades representados por el espacio entre capas C-S-H y pequeños capilares no contribuyen a la permeabilidad de la pasta de cemento hidratado. Por el contrario, con el aumento de grado de hidratación, aunque hay un aumento considerable en el volumen de poros debido a la capa intermedia espacio C-S-H y pequeños capilares, la permeabilidad se reduce considerablemente. En cemento hidratado pasta se observó una relación directa entre la permeabilidad y el volumen de poros más grandes que aproximadamente 100 nm.3 Esto es probablemente debido a que los sistemas de poros, compuestos principalmente de pequeños poros, tienden a convertirse en discontinuo.
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Figura 2-11 Influencia de la relación aguacemento y el grado d e hidratación de la fuerza y la permeabilidad. Una combinación de relación agua-cemento y el grado de hidratación determina la poro sidad de la pasta de cemento h idratada. La porosidad y el contrario de porosidad (proporción de espacio sólido) son exponencialmente relacionadas tanto con la fuerza y la permeabilidad del material. El área somb reada muestra el rango de porosid ad capilar típico de las pastas de cemento hidratadas.
Figura 2-12 (a) La pérdida de agua como una funci ón de la humedad relativa y (b) la contracción de un mortero de cemento como u na funció n de la pérdida de agua. (A partir de Hermite, R. L, Actas del Cuarto Simposio Internacional sobre Química de cemento s, Washing ton , DC, 1960.) A par ti r de un a pasta de cement o saturadas, es la pérdida de agua adsorbi da que es principalmente responsable de la contracción por secado.
La distribución del tamaño de los poros de menos de 1320 A° para los 0,6, 0,7, 0,8, 0,9 y aguacemento muestras de proporción a los 28 días. Figura 2-13 Distribución parcelas de pequeños poros en las pastas de cemento de diferentes relaciones agua-cemento. (De Mehta, P. K., y D. Manmohan, Actas del VII Congreso Internacional de la Química del Cemento, París, 1980.) Cuando los datos de la Fig. 2-8 Volverán a dibujarse después de omitir los po ros grandes (es decir,> 1320 Å, se encontró que una sola curva podría encajar las distrib uciones de poro en los 28 días de edad, pastas hechas con cuatro relaciones agua-cemento diferentes. Esto demuestra que, en pastas de cemento endurecido, el aumento de la porosidad total resultante de aumento de relaciones agua-cemento se manifiesta en forma de sólo po ros grandes. Esta observación tiene una gran importancia desde el punto de vi sta del efecto de la relación agua-cemento en la fuerza y la permeabilidad, que son controlados por poros grandes.
2.6. Zona de Transición interfacial en el Concreto 2.6.1. Import ancia de la zona de transi ción int erfacial
Te has preguntado alguna vez por qué: ¿El concreto es frágil en tensión, pero relativamente resistente a la compresión? ■
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concreto cuando se analizaron por separado bajo compresión uniaxial permanece elástica hasta la fractura, mientras concreto mismo muestra un comportamiento inelástico? ■ La resistencia a la compresión de un concreto es superior a su resistencia a la tracción en un orden de magnitud? ■ ¿En un determinado contenido de cemento, relación agua-cemento, y la edad de la hidratación, mortero de cemento siempre será más fuerte que el concreto correspondiente? También, la resistencia del concreto disminuye a medida que se incrementa el tamaño del agregado grueso. ■ La permeabilidad de un concreto que contiene incluso un agregado muy denso será mayor en un orden de magnitud que la permeabilidad de la pasta de cemento correspondiente? ■ ¿En la exposición al fuego, el módulo elástico de un concreto cae más rápidamente que su resistencia a la compresión? ■ ¿Los componentes del
Las respuestas a las otras preguntas enigmáticas anteriores y muchos más diversos sobre el comportamiento en la zona de transición de interface que existe entre las grandes partículas de agregado y la pasta de cemento hidratada. Aunque compuesto por los mismos elementos que la pasta de cemento hidratado, la microestructura y las propiedades de la zona de transición interfacial son diferentes cuanto mayor hidratado este la pasta de cemento. Es, por lo tanto, entendido como una fase separada de la microestructura de hormigón. 2.6.2. Microestructura
Debido a las dificultades experimentales, la información sobre la zona de transición interfacial en el concretoes escasa; sin embargo, en base a una descripción dada por Maso, alguna comprensión de sus características microestructurales se puede obtener siguiendo la secuencia de su desarrollo del tiempo de colocado del concreto. En primer lugar, en concreto recién compactada, las películas de agua se forman alrededor de las grandes partículas de agregado. Esto explicaría una relación agua-cemento superior más cerca del agregado más grande que lejos de ella (es decir, en el mortero a granel). A continuación, como en la mayor parte de la pasta hay, calcio, sulfato, hidroxilo, y los iones aluminato, producido por la disolución de compuestos de sulfato de calcio y aluminato de calcio, se combinan para formar etringita e hidróxido de calcio. Debido a la alta relación de agua-cemento, estos productos cristalinos en la zona del agregado grueso se componen de cristales relativamente grandes, y por lo tanto forman un marco más poroso que en la pasta de cemento a granel o de la matriz de mortero. Los cristales de hidróxido de calcio en forma de placa tienden a formarse en capas orientadas, por ejemplo, con el eje c perpendicular a la superficie del agregado. Por último, con el progreso de la hidratación, poco cristalino C-S-H y una segunda generación de cristales más pequeños de etringita e hidróxido de calcio comienza a llenar el espacio vacío que existe entre el marco creado por los grandes cristales de etringita e hidróxido de calcio. Esto ayuda a mejorar la densidad y por lo tanto la fuerza de la zona de transición interfacial.
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Micrografía electrónica de barrido y la representación esquemática de la zona de transición interfacial en concreto se muestran en la Fig. 2-14. Figura 2-14 (a) (a) Micrografía electrónica de barrido de los crist ales de hidró xido de calcio en la zona zona de transición interfacial. (B) Representación esquemática de la zona de transición interfacial y la pasta de cemento a granel en el hormig ón. A edad es tem pr anas , sobr so br e to do cuand cu and o se ha producido una hemorragia interna considerable, el volumen y el tamaño de los hu ecos en la zona zona de transición son más grandes que en la pasta de cemento a granel o mortero. El tamaño y la concentración de los compuestos cristalinos tales como hidróxido de calcio y etringita son también más grande en la zona de transición interfacial. Las grietas se for man fácilmente en la dirección perpendicular al eje c. Estos efectos representan la dosis más baja de la zona de transición de la pasta de cemento a granel en concreto. 2.6.3.
Resistencia
Como en el caso de la pasta de cemento hidratado, la causa de la adhesión entre los productos de hidratación y la partícula agregada es fuerza de van der Waals de la atracción; Por lo tanto, la resistencia de la zona de transición interfacial en cualquier punto depende del volumen y el tamaño de los huecos presentes. Incluso en el caso de baja relación agua-cemento concreto, a edades tempranas el volumen y tamaño de los huecos en la zona de transición interfacial serán más grandes que en el mortero a granel; en consecuencia, el primero es más débil en la resistencia. Sin embargo, al aumentar la edad la resistencia de la zona de transición interfacial puede llegar a ser igual o incluso mayor que la resistencia del mortero a granel. Esto puede ocurrir como resultado de la cristalización de nuevos productos en los huecos de la zona de transición interfacial por reacciones químicas lentos entre los constituyentes pasta de cemento y el agregado, la formación de hidratos de silicato de calcio en el caso de los agregados silíceos, o formación de hidratos carboaluminate en el caso de la piedra caliza. Tales interacciones son la fuerza que contribuye, ya que también tienden a reducir la concentración del hidróxido de calcio en la zona de transición interfacial. Los cristales grandes de hidróxido de calcio poseen menos capacidad de adhesión, no sólo por el área de superficie inferior y correspondientemente débil de van der Waals de atracción, sino también porque sirven como sitios de escisión preferidos debido a su tendencia t endencia a formar una estructura orientada. Además de la gran cantidad de huecos capilares y cristales de hidróxido de calcio orientadas, un factor importante responsable de la escasa fuerza de la zona de transición interfacial en concreto es la presencia de microfisuras. La cantidad de microfisuras depende de numerosos parámetros, incluyendo el tamaño y selección de áridos, contenido de cemento, relación agua-cemento, grado de consolidación del concreto fresco, las condiciones de curado, la humedad del medio ambiente, y la historia térmica del hormigón. Por ejemplo, una mezcla de concreto que contiene agregados pobremente graduadas es más propenso a la segregación durante la consolidación; por lo tanto, las
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películas de agua gruesas pueden formar alrededor del agregado grueso, especialmente por debajo de la partícula. En condiciones idénticas, cuanto mayor sea el tamaño de los agregados más gruesa es la película de agua. La zona de transición interfacial formada en estas condiciones será susceptible de agrietarse cuando se somete a la influencia de tensiones de tracción inducidas por movimientos diferenciales entre el agregado y la pasta de cemento hidratado. Tales movimientos diferenciales surgen comúnmente ya sea en el secado o en el enfriamiento de hormigón. En otras palabras, un concreto puede tener microgrietas en la zona de transición interfacial incluso antes de que una estructura se cargue. Obviamente, las cargas de impacto a corto plazo, la contracción por secado, y cargas sostenidas en altos niveles de esfuerzo tendrán el efecto de aumentar el tamaño y número de microfisuras (Fig. 2-15). 2.6. 2.6.4. 4. Influenci a de la zona de t ransic ión int erfacial en p ropi edades edades del hormigón
La zona de transición interfacial, generalmente es el eslabón más débil de la cadena, se considera como la fase de limitación de la resistencia en el hormigón. Es a causa de la presencia de la zona de transición interfacial que el concreto en un nivel de tensión considerablemente menor que la resistencia de cualquiera de los dos componentes principales. Debido a que no tiene niveles muy altos de energía para extender las grietas ya existentes en la zona de transición interfacial, incluso a 50 por ciento de la resistencia a la rotura, las cepas de mayor incrementales se pueden obtener por unidad de esfuerzo aplicado. Esto explica el fenómeno de que los componentes de concreto (es decir, la pasta de cemento y agregado hidratada o mortero) generalmente permanecen elástica hasta la fractura en un ensayo de compresión uniaxial, mientras que concreto mismo muestra un comportamiento inelástico. A mayores niveles de estrés de aproximadamente un 70 por ciento de la resistencia a la rotura, las concentraciones de esfuerzos en grandes huecos en la matriz de mortero se vuelven lo suficientemente grande como para iniciar el agrietamiento. Con el aumento de la tensión, las grietas en la matriz se extienden poco a poco hasta que se unen las grietas procedentes de la zona de transición interfacial. Cuando el sistema se convierte en la grieta continua, las rupturas materiales. se necesita energía considerable para la formación y la extensión de las grietas de la matriz bajo una carga de compresión. Por otra parte, bajo una carga de tracción, las grietas se propagan rápidamente y a un nivel de tensión mucho más baja. Esta es la razón concreta falla de una manera frágil en tensión, pero es relativamente resistente a la compresión. Esta es también la razón por la cual la resistencia a la tracción es mucho menor que la resistencia a la compresión del hormigón. Este tema se trata con mayor detalle en los capítulos. 3 y 4. La microestructura de la zona de transición interfacial, sobre todo el volumen de vacíos y microfisuras presentes, tiene una gran influencia en la rigidez o el módulo elástico del hormigón. En el material compuesto, la zona de transición interfacial sirve como un puente entre los dos componentes: la matriz de mortero y las partículas de agregado grueso. Incluso cuando los componentes individuales son de alta rigidez, la rigidez del material compuesto se reduce debido a los puentes rotos (es decir, huecos y microgrietas en la zona de transición interfacial), que no permiten la transferencia de estrés. Por lo tanto,
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debido a la microfisuración en la exposición al fuego, el módulo elástico del concreto cae más rápido que la resistencia a la compresión. Las características de la zona de transición interfacial también influyen en la durabilidad del hormigón. elementos de concreto pretensado y reforzado a menudo fallan debido a la corrosión del acero embebido. La tasa de corrosión del acero está influenciada en gran medida por la permeabilidad del hormigón. La existencia de microgrietas en la zona de transición interfacial en la interface con el acero y el agregado grueso es la razón principal de que el concreto es más permeable que la pasta de cemento hidratado correspondiente o mortero. Cabe señalar que la penetración de aire y agua es un requisito previo necesario para la corrosión del acero incrustado en el hormigón. El efecto de la relación agua-cemento de la permeabilidad y resistencia del concreto se atribuye generalmente a la relación que existe entre la relación agua-cemento y la porosidad de la pasta de cemento hidratado en el hormigón. La discusión anterior acerca de la influencia de la microestructura y las propiedades de la zona de transición interfacial en concreto muestra que, de hecho, es más apropiado pensar en términos del efecto de la relación aguacemento en la mezcla de concreto en su conjunto. Esto es porque, dependiendo de las características agregadas, tales como el tamaño máximo y la clasificación, es posible tener grandes diferencias en la relación agua-cemento entre la matriz de mortero y la zona de transición interfacial. En general, todo lo demás se mantiene igual, mayor será el tamaño de los agregados más alta es la relación agua-cemento local en la zona de transición interfacial y, en consecuencia, más débil y más permeable sería el hormigón.
Figura 2-15 mapas típicos de craqueo para el concretonormal (resistencia media): (a) después de la cont racción por s ecado; (B) después de la carga a corto pl azo; (C) para la carga sostenida du rante 60 días a 65 por c iento de la resistencia a la comp resión de 28 días. (De NGAB, A. J., F.O. pizarra, y Nilso n A . M., J. ACI, Proc., Vol. 78, No. 4, 1981.) Como resultado d e una carga a corto tiemp o, la contracción p or secado, y la fluencia, la zona de transició n interfacial en el concretoc ontiene microf isuras.
Prueba tus conocimi entos:
2.1 ¿Cuál es el significado de la microestructura de un material? ¿Cómo se define microestructura? 2.2 Describir algunas de las características únicas de la microestructura de concretoque hacen que sea difícil predecir el comportamiento del material a partir de su microestructura. 2.3 Discutir las características físico-químicas de la C-S-H, hidróxido de calcio, y sulfoaluminates calcio presentes en una pasta bien hidratado cemento portland. 2.4 ¿Cuántos tipos de huecos están presentes en una pasta de cemento hidratada? ¿Cuáles son sus dimensiones típicas? Discutir el significado del espacio entre capas C-SH con respecto a las propiedades de la pasta de cemento hidratado.
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2.5 Cómo muchos tipos de agua están asociados con una pasta de cemento saturadas? Discutir el significado de cada uno. ¿Por qué es conveniente distinguir entre el agua libre en grandes vasos capilares y el agua contenida en los pequeños capilares? 2.6 ¿Cuál sería el volumen de huecos capilares en una pasta relación de agua-cemento 0,2-que es sólo el 50 por ciento hidratado? También calcular la relación agua-cemento necesario para obtener la porosidad cero en una pasta de cemento hidratado completamente. 2.7 Cuando se seca una pasta de cemento saturadas, la pérdida de agua no es directamente proporcional a la contracción por secado. Explicar por qué. 2.8 En un cemento hidratante pegar la relación entre la porosidad y la impermeabilidad es exponencial. Explicar por qué. 2.9 Dibuje un esquema típico que muestra cómo la microestructura de los productos de hidratación en la pasta zona de transición interfacial de cemento agregada es diferente de la pasta de cemento a granel en el hormigón. 2,10 discutir por qué la fuerza de la zona de transición interfacial es generalmente menor que la fuerza del mayor hidratado pasta de cemento. Explicar por qué el concretono de una manera frágil en tensión, pero no en la compresión. 2.11 Todo lo demás se mantiene igual, la resistencia y la impermeabilidad de un mortero disminuirá a medida que se introduce agregado grueso de tamaño creciente. Explicar por qué. 2.12 Cuando el concretoestá expuesto al fuego, ¿por qué el módulo elástico muestra una caída relativamente mayor que la resistencia a la compresión?
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CAPITULO 3: Resistencia Resumen: La resistencia del hormigón es la propiedad más valorada por los diseñadores
e ingenieros de control de calidad. En los sólidos, existe la relación inversa fundamental entre la porosidad (fracción de volumen de huecos) y la resistencia. En consecuencia, en los materiales de varias fases, como el hormigón, la porosidad de cada componente de la microestructura puede convertirse en la fuerza limitante. Los agregados naturales son generalmente densa y fuerte; Por lo tanto, es la porosidad de la matriz de pasta de cemento, así como la zona de transición interfacial entre la matriz y agregado grueso, que por lo general determina la característica de resistencia del hormigón de peso normal. Aunque la relación agua-cemento es importante para determinar la porosidad de ambos la matriz y la zona de transición interfacial y por lo tanto la resistencia del hormigón, los factores tales como la compactación y las condiciones de curado (grado de hidratación del cemento), tamaño de agregados y la mineralogía, aditivos tipos, geometría y condiciones de humedad de muestras, el tipo de estrés, y la velocidad de carga pueden también tener un efecto importante sobre la resistencia. En este capítulo, la influencia de varios factores sobre la resistencia del hormigón se examina en detalle. Dado que la resistencia a la compresión uniaxial es comúnmente aceptado como un índice general de la resistencia del hormigón, se analizan las relaciones entre la resistencia a la compresión uniaxial y otros tipos de fuerza como resistencia a la tracción, a la flexión, cizalladura, y la fuerza biaxial. 3. 3.1. Definición La resistencia de los materiales se define por la capacidad de resistir esfuerzos sin fallo. Si no se identifica a veces con la aparición de grietas. Sin embargo, tal como se describe en el Cap. 2, investigaciones microestructurales comunes muestran de que el concreto a diferencia de la mayoría de los materiales estructurales de concreto contiene muchas grietas finas, incluso antes de que sea sometido a esfuerzos externos. En el concreto, por lo tanto, la resistencia se relaciona con el esfuerzo requerida para provocar el fallo y se define el esfuerzo máximo de la muestra que puede soportar el concreto. En las pruebas de tensión, la fractura de la probeta por lo general, significa el fracaso. En la pieza de ensayo de compresión se considera que ha fallado incluso cuando los signos externos de la fractura son visibles; Sin embargo, el agrietamiento interno ha llegado a un estado tan avanzado Que el espécimen no es capaz de llevar una carga superior. 3.2. Significado
En concreto el diseño y control de calidad de la resistencia es la característica general especificado. Esto es porque, en comparación con la mayoría de otras propiedades, las pruebas de la resistencia son relativamente fácil. Por otra parte, muchas de las propiedades del concreto, como el módulo de elasticidad, estanqueidad o la impermeabilidad y resistencia a los agentes atmosféricos, incluidas las aguas agresivas, se cree que depende de la resistencia y, por tanto, se pueden deducir a partir de los datos de la resistencia. Como se ha señalado anteriormente (cap. 1) la resistencia a la compresión del hormigón es varias veces mayor que otros tipos de resistencia, por lo tanto, la mayoría de los elementos de hormigón están diseñadas para tomar ventaja de la más alta resistencia a la compresión del material. Aunque en la práctica más concreta se somete simultáneamente a una combinación de la compresión, cizallamiento y las tensiones de tracción en dos o más direcciones, los ensayos de compresión uniaxial son los más fáciles de realizar en el laboratorio, y la resistencia a la compresión de 28 días
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de hormigón determinado por una norma ensayo de compresión uniaxial es aceptado universalmente como un índice general de la resistencia del hormigón. 3.3. Relación resist encia-porosidad
En general, existe una relación inversa entre la porosidad fundamental y la resistencia de los sólidos. Para materiales homogéneos simples, que puede ser descrita por la expresión. S S 0e kp
Donde,
S = resistencia del material que tiene una porosidad S 0 = resistencia intrínseca a cero porosidades
dada p
k = constante
Para muchos materiales la relación S / S 0 representa frente a la porosidad de la siguiente manera en la misma curva. Por ejemplo, los datos en la Fig. 3-1A representan cementos curados normalmente, cementos tratados en autoclave, y una variedad de agregados. En realidad, la misma relación resistencia-porosidad es aplicable a una amplia gama de materiales, tales como el hierro, el yeso blanco, alúmina sinterizada, y zirconia (Fig. 3-1B). Powers encontró que a 28 días la resistencia a la compresión f c de tres mezclas de mortero diferentes estaba relacionada con la proporción de gel / espacio o la relación entre los productos de hidratación sólidos en el sistema y el espacio total: f c ax 3 donde “a” es la resistencia intrínseca del material con cero porosidad p y “x” la relación
sólido/espacio o la cantidad de la fracción de sólidos en el sistema, que es por lo tanto igual a 1 - p. Powers, muestran los datos en la Fig. 3-1C; encontró el valor de 34.000 psi (234 MPa). La similitud de las tres curvas de la figura. 3-1 confirma la validez general de la relación resistencia-porosidad en sólidos. Figura 3-1 la relación sólidos porosidadresistencia: (a) los cementos normalmente curados, tratados en autoclave cementos y agregados; (B) el hierro, yeso, alúmina sinterizado y óxido de circonio; morteros de cemento (c) portland con diferentes proporciones de la mezcla. [(A) De Verbeck, G. J., y R.A. Helmuth, Actas del Quinto Simposio Internacional sobre Química de cementos, Tokio , vol . 3, pp.1-32, 1968; (B) de Nevil le, A. M., propiedades del hormigón, Pitman Publishing, Marshfield, MA, p. 271, 1981; (C) de potencias, T. C., J. Am. Ceram. Soc., Vol. 41, No. 1, pp. 1-6, 1958.] La relación inversa entre la porosidad y la resistencia no se limita a los productos de cemento; qu e es generalmente aplicable a una amplia variedad d e materiales.
Mientras que en la pasta de cemento o mortero endurecido la porosidad puede estar relacionado con la resistencia, con concreto la situación no es sencilla. La presencia de microgrietas en la zona de transición interfacial entre el agregado grueso y la matriz de hormigón la hace un material demasiado complejo para la predicción de la resistencia por las relaciones de resistencia-porosidad precisos. La validez general de
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la relación resistencia-porosidad, sin embargo, debe ser respetada porque porosidades de las fases componentes de hormigón, incluyendo la zona de transición interfacial, de hecho, se convierten en la fuerza limitante. Con concreto que contiene baja porosidad o de alta resistencia agregados convencionales, la resistencia del material se regirá tanto por la resistencia de la matriz y la fuerza de la zona de transición interfacial. 3.4. Modos de falla en el Concr eto
Con un material tal como el hormigón, que contiene los espacios vacíos de diferentes tamaños y la forma en la matriz y microgrietas en la zona de transición interfacial, los modos de fallo bajo esfuerzo son muy complejos y varían con el tipo de esfuerzo. Una breve revisión de los modos de fallo, sin embargo, será útil en la comprensión y el control de los factores que influyen en la resistencia del hormigón. Bajo tensión uniaxial, se necesita relativamente menos energía para la iniciación y el crecimiento de grietas en la matriz. La Propagación rápida y la interrelación del sistema de grietas, que consiste en grietas preexistentes en la zona de transición interfacial y grietas recién formadas en la matriz, dan cuenta de la rotura frágil. En la compresión, el modo de fallo es menos frágil ya que se necesita mucha más energía para formar y ampliar las grietas en la matriz. En general se acepta que, en un ensayo de compresión uniaxial sobre hormigón media o baja intensidad, sin grietas se inician en la matriz hasta aproximadamente el 50 por ciento del esfuerzo de rotura; en esta etapa un sistema estable de grietas, grietas llamado la cizalladura, ya existe en el entorno de agregado grueso. En los niveles más altos de esfuerzo, las grietas se inician dentro de la matriz; su número y su tamaño aumenta progresivamente con el aumento de los niveles de esfuerzo. Las grietas en la matriz y la zona de transición interfacial (grietas cizalladura) con el tiempo se unen, y en general una superficie de falla se desarrolla en alrededor de 20 ° a 30 ° desde la dirección de la carga, como se muestra en la Fig. 3-2. 3.5. Resist encia a la compresión y factor es que influyen
La respuesta de hormigón a la fuerza aplicada depende no sólo del tipo esfuerzo, sino también de cómo una combinación de varios factores afecta a la porosidad de los diferentes componentes estructurales de hormigón. Los factores incluyen propiedades y las proporciones de los materiales que componen la mezcla de hormigón, el grado de compactación, y las condiciones de curado. Desde el punto de vista de la fuerza, la relación entre la relación agua-cemento y la porosidad es, sin duda, el factor más importante debido a que, independiente de otros factores, que afecta a la porosidad de tanto la matriz de mortero de cemento y la zona de transición interfacial entre la matriz y el agregado grueso. La determinación directa de la porosidad de los componentes estructurales individuales de hormigón de la matriz y la zona de transición interfacial es poco práctico, y por lo tanto modelos precisos de la predicción de la resistencia del hormigón no se puede desarrollar. Sin embargo, durante un período de tiempo de muchas relaciones empíricas útiles se han encontrado que, para el uso práctico, proporciona suficiente información indirecta acerca de la influencia de numerosos factores en resistencia a la compresión (resistencia a la compresión que se utiliza ampliamente como un índice de todos los otros tipos de fuerza). Aunque la respuesta real del hormigón al esfuerzo aplicada es el resultado de interacciones complejas entre diversos factores, para facilitar una comprensión clara de estos factores pueden ser discutidos por separado en tres categorías: (1) las características y proporciones de materiales, (2) las condiciones de curado y (3) los parámetros de prueba.
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Figura 3-2 modo de fallo típico de hormigó n en compresión .
3.5.1. Característic as y propor cion es de materiales
Antes de hacer una mezcla de concreto, la selección de los materiales de los componentes adecuados y sus proporciones es el primer paso hacia la obtención de un producto que responda a la resistencia especificada. La composición y las propiedades de los materiales para hacer concreto se analizan en detalle en los capítulos. 6, 7 y 8; Sin embargo, algunos de los aspectos que son importantes desde el punto de vista de la resistencia del hormigón se consideran aquí. Debe enfatizarse de nuevo que, en la práctica, muchos parámetros de diseño de mezcla son interdependientes, y por lo tanto sus influencias en realidad no puede ser separado. Relación agua-cemento . En 1918, como resultado de extensas pruebas en el
Instituto de Lewis, de la Universidad de Illinois, Duff Abrams descubrió que existía una relación entre la relación agua-cemento y la resistencia del hormigón. Popularmente conocida como regla de relación agua-cemento de Abrams, esta relación inversa se representa por la expresión
f c
k 1 k 2 / c
.
donde w/c representa la relación agua-cemento de la mezcla de hormigón y k1 y k2 son constantes empíricas. Las curvas típicas que ilustran la relación entre la relación agua-cemento y la resistencia a una edad húmedo de curado dado se muestran en la Fig. 3-3. De una comprensión de los factores responsables de la resistencia de la pasta de cemento hidratado y el efecto de aumentar la relación agua-cemento de la porosidad en un determinado grado de hidratación del cemento (Fig. 2-10, el caso B), la relación w/c-resistencia en el hormigón puede ser fácilmente explicado como la consecuencia natural de un debilitamiento progresivo de la matriz causado por el aumento de la porosidad con el aumento de la relación agua-cemento. Esta explicación, sin embargo, no considera la influencia de la relación agua-cemento de la resistencia de la zona de transición interfacial. En baja y media-resistencia del hormigón hecho con agregado normal, tanto la porosidad interfacial en la zona de transición y la porosidad de la matriz determinan la resistencia, y una relación directa entre la relación agua-cemento y la resistencia del hormigón se mantiene.
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Esto ya no parece ser el caso de alta resistencia (muy baja relación de aguacemento) las mezclas de concreto. Para relaciones agua-cemento por debajo de 0.3, desproporcionadamente altos incrementos en la resistencia a la compresión se pueden lograr con reducciones pequeñas de la relación aguacemento. El fenómeno se atribuye principalmente a una mejora significativa en la resistencia de la zona de transición interfacial en proporciones muy bajas de relación agua-cemento. Además, con la baja relación de agua-cemento el tamaño cristalino de los productos de hidratación es mucho más pequeño y el área superficial es correspondientemente mayor. No aireados las probetas de hormigón: cilindros de 150 × 300 mm hechas con ASTM tipo I o cemento p ortland no rmal. Figura 3-3 Influenci a de la relación agua-cemento y la edad de curado húmedo en la resistencia del hormigón. (De Diseño y Control de Mezclas de Concreto, 13ª ed., Portland Cement Associ ation , Skoki e, III., P. 6, 1988.) Resistencia a la comp resión del hormi gón es una funció n de la relación agua-cemento y el grado de hidratación del cemento. A un a temper atu ra dada de hidr atació n, el grad o de hidr atac ión es dependiente del tiempo y t ambién lo es la fuerza.
La inclusión de aire. En su mayor parte, es la relación agua-cemento que
determina la porosidad de la matriz de pasta de cemento en un determinado grado de hidratación; sin embargo, cuando los vacíos de aire se incorporan en el sistema, ya sea como resultado de la compactación inadecuada o mediante el uso de un aditivo incorporador de aire, también tienen el efecto de aumentar la porosidad y la disminución de la resistencia del sistema. A una relación aguacemento dado, el efecto sobre la resistencia a la compresión del hormigón de aumentar el volumen de aire arrastrado se muestra por las curvas de la Fig. 34a. Se ha observado que el grado de pérdida de resistencia como resultado del aire atrapado depende no sólo de la relación agua-cemento de la mezcla de hormigón (Fig. 3-4a), sino también en el contenido de cemento. En resumen, como una primera aproximación, la pérdida de resistencia debido a la entrada de aire puede estar relacionada con el nivel general de la resistencia del hormigón. Los datos en la Fig. 3-4b muestran que a una relación agua-cemento dado, en hormigones de alta resistencia (que contienen un alto contenido de cemento) sufren una pérdida considerable de resistencia con cantidades crecientes de aire atrapado, mientras que los hormigones de baja resistencia (que contienen un bajo contenido de cemento) tienden a sufrir sólo un poco de pérdida de resistencia o en realidad puede ganar un poco de resistencia como resultado del arrastre de aire. Este punto es de gran importancia en el diseño de mezclas de masas de hormigón (. Chap 12). La influencia de la relación agua-cemento y el contenido de cemento en la respuesta del hormigón a la fuerza aplicada se puede explicar a partir de los dos efectos opuestos causados por la incorporación de aire en el hormigón. Al aumentar la porosidad de la matriz, atrapado de aire tendrá un efecto adverso sobre la resistencia del material compuesto. Por otra parte, mediante la mejora
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de la trabajabilidad y compactación de la mezcla, el aire atrapado tiende a mejorar la resistencia de la zona de transición interfacial (especialmente en mezclas con contenidos muy bajos de agua y cemento) y por lo tanto mejora la resistencia del hormigón. Parece que con las mezclas de concreto de contenido de cemento bajo, cuando la entrada de aire esta acompaña de una reducción significativa en el contenido de agua, el efecto adverso de la oclusión de aire en la resistencia de la matriz es más que compensado por el efecto beneficioso sobre la zona de transición interfacial. 40
Figura 3-4 Influencia de la relación agua-cemento, aire atrapado, y el contenido de cemento en la resistencia del hormigón. (De Manual de hormigón, EE.UU. Oficina de Reclamación de 1981, y Cordon, W. A., Propiedades, Evaluación y Control de Materiales Ingeniería, McGraw-Hill, Nueva York , 1979.) Para un contenido de relación agua-cemento o cemento dado, el aire atrapado generalmente reduce la resistencia del hormi gón. Por muy bajo cont enido de cemento, aire atrapado puede en realidad aumentar l a fuerza.
Tipo de cemento. Como se recordará, en la Fig. 2-10 que el grado de
hidratación del cemento tiene un efecto directo sobre la porosidad y por consiguiente en la fuerza. A temperatura ordinaria ASTM Tipo III de cemento portland, que tiene una finura superior, hidratos más rápidamente que otros tipos; por lo tanto, a edades tempranas de la hidratación (por ejemplo, 1, 3, y 7 días) y una relación agua-cemento dado, un hormigón que contiene cemento Tipo III portland tendrá una porosidad menor y, correspondientemente, una mayor resistencia. Por otra parte, en comparación con ASTM Tipo I, Tipo II y Tipo III cementos portland, las velocidades de hidratación y desarrollo de la fuerza con el tipo cementos Tipo V IV y (Cap. 6), y con portland-escoria y cementos portland puzolanicos son más lentos hasta 28 días; sin embargo, las diferencias suelen desaparecer a partir de entonces cuando han alcanzado un grado similar de hidratación. Agregado. En la tecnología del hormigón, un énfasis excesivo en la relación,
entre la relación agua-cemento y la resistencia ha causado algunos problemas. Por ejemplo, la influencia del agregado en la resistencia del hormigón no se aprecia en general. Es cierto que la resistencia agregada por lo general no es un factor en el hormigón de resistencia normal, ya que, con la excepción de los agregados de peso ligero, la partícula agregada es varias veces más fuerte que la matriz y la zona de transición interfacial en el hormigón. En otras palabras, con la mayoría de los agregados naturales de la resistencia del agregado apenas se utiliza debido a que el fallo se determina por las otras dos fases. Hay, sin embargo, las características de los agregados distinta de la resistencia, tales como el tamaño, forma, textura superficial, clasificación (distribución de tamaño de partícula), y la mineralogía, que se sabe que afectan a la resistencia del hormigón en diversos grados. Con frecuencia, el efecto de las características agregadas sobre la resistencia del hormigón se puede remontar a un cambio de la relación agua-cemento. Pero hay suficiente evidencia en la
literatura publicada que esto no siempre es el caso. También, a partir de consideraciones teóricas puede anticiparse que, independientemente de la relación agua-cemento, el tamaño, forma, textura de la superficie, y la mineralogía de partículas de agregado influiría las características de la zona de transición interfacial y por lo tanto afectar a la resistencia del hormigón. Un cambio en el tamaño máximo del agregado grueso bien graduada de una mineralogía dado puede tener dos efectos opuestos sobre la resistencia del hormigón. Con el mismo contenido de cemento y la consistencia, mezclas de hormigón que contienen partículas de agregado más grandes requieren menos agua de mezcla que los que contienen agregado más pequeño. Por el contrario, los agregados más grandes tienden a formar la zona de transición interfacial más débil que contiene más microgrietas. El efecto neto variará con la relación agua-cemento del hormigón y el tipo de esfuerzo aplicado. Cordon y Gillispie (fig. 3-5) mostraron que, en la malla No. 4 a 3 en. Rango (5 a 75 mm) el efecto de aumentar el tamaño máximo de los agregados en las resistencias a la compresión a 28 días del hormigón fue más pronunciada con una alta resistencia (0,4 de relación agua-cemento) y una resistencia moderada (0,55 relación agua-cemento) de hormigón que con un hormigón de baja resistencia (0,7 agua-cemento ratio). Esto es porque en relaciones agua-cemento más bajas la porosidad reducida de la zona de transición interfacial comienza a jugar un papel importante en la resistencia del hormigón. Además, puesto que las características de la zona de transición interfaciales tienen más efecto sobre la resistencia a la tracción del hormigón en comparación con la resistencia a la compresión, es de esperar que con una mezcla de hormigón dado cualquier cambio en las propiedades de agregado grueso influirían en la relación de resistencia a la tracción-compresión del material. Por ejemplo, una disminución en el tamaño de agregado grueso, en una relación agua-cemento dado, se incrementará la relación de resistencia a la tracción-compresión. Figura 3-5 Influenci a del tamaño de los agregados y la relación agua-cemento de la resistencia del hormigón. (De Cordon, W. A. y H. A. Gillespie, J. ACI, Pr oc., Vol . 60, Nº 8, 1963.) En general, la resistencia a la compresión de hormigón de alta resistencia (baja relación de agua-cemento) se ve afectado negativamente por el aumento del t amaño de agregado. El tamaño de los agregados no parecen tener mucho efecto sobre la resis tencia en el caso de baja resistencia o la relación d e hormig ón de alta agua-cemento.
Un cambio en la granulometría de los agregados sin ningún cambio en el tamaño máximo del agregado grueso, y con una relación agua-cemento constantes, puede influir en la resistencia del hormigón cuando este cambio provoca un cambio correspondiente en las características de consistencia y sangrado de la mezcla de concreto. En un experimento de laboratorio, con una relación agua-cemento constante de 0,6, cuando se plantearon progresivamente una proporción de agregado grueso / fino y el contenido de cemento de una mezcla de hormigón para aumentar la consistencia de 2 a 6 pulg. (50 a 150 mm) de Bache, hubo alrededor de 12 por ciento de disminución en la media de resistencia a la compresión de 7 días. Los efectos del aumento de la consistencia en la fuerza y el coste de las mezclas de hormigón se muestran en la Fig. 3-6. Los datos demuestran la importancia económica de
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hacer las mezclas de concreto en la más rígida coherencia posible que sea aceptable desde el punto de vista de la constructibilidad. Se ha observado que una mezcla de hormigón que contiene un agregado de textura rugosa o aplastado mostraría algo mayor fuerza (especialmente resistencia a la tracción) en edades tempranas que un hormigón correspondiente que contiene superficie lisa o naturalmente agregado de mineralogía similares degradado. Un enlace físico más fuerte entre el agregado y la pasta de cemento hidratado se supone que es responsable de esto. En edades más avanzadas, cuando la interacción química entre el agregado y la pasta de cemento empieza a hacer efecto, la influencia de la textura de la superficie del agregado de la fuerza puede ser reducida. Desde el punto de vista de la unión física con pasta de cemento, se puede observar que una partícula de aspecto liso de grava resistido, cuando se observa bajo un microscopio parece poseer rugosidad adecuada y superficie. Además, con un contenido de cemento dado, algo más de agua de mezcla es generalmente necesaria para obtener la trabajabilidad deseada en una mezcla de hormigón que contiene agregados rugosos; así, la pequeña ventaja debido a una unión mejor física puede perderse en lo que la resistencia total se refiere. Se conocen también diferencias en la composición mineralógica de los agregados para afectar a la resistencia del hormigón. Los informes indican que, con proporciones de la mezcla idénticos, la sustitución de un calcáreo para un agregado silíceo puede resultar en la mejora de la fuerza. Por ejemplo, según la Fig. 3-7 no sólo una disminución en el tamaño máximo del agregado grueso (Fig. 3-7a), sino también una sustitución de piedra caliza para piedra arenisca (Fig. 3-7b), la mejora de la resistencia a 56 días de hormigón de manera significativa. Esto puede ser debido a la resistencia de la unión interfacial superior con el agregado de piedra caliza a edades tardías. El agua de amasado. Las impurezas en el agua utilizada para la mezcla de
hormigón, cuando es excesiva, pueden afectar no sólo a la resistencia del hormigón, sino también el tiempo de fraguado, eflorescencias (depósitos de sales blancas en la superficie de hormigón), y la corrosión del acero de refuerzo y pretensado. En general, el agua de mezcla no suele ser un factor en la resistencia del hormigón, debido a que muchas especificaciones para la fabricación de mezclas de concreto requieren que la calidad del agua utilizada deberá ser apta para beber, y el agua potable rara vez contienen sólidos disueltos en exceso de 1.000 ppm (partes por millón).
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Suponiendo que ambos agregados cuestan $ 10/tonelada, y el cemento cuesta $ 60/tonelada, los costos calculados de un yard cúbicos de hormigón son: Figura 3-6 Influencia del asentamiento del concreto en la resistencia a la compresión y el costo. (Los datos de los experimentos de los estudiantes de la Universidad de Californ ia en Berkeley.) Para una r elación agua-cemento dado, las mezclas de concreto con las depresiones mayores tienden a sangrar y, por tanto, dar fuerza menor. No es rentable para producir mezclas de hormigón con depresiones más altos d e lo necesario.
Como regla general, un agua que no es apta para beber no necesariamente puede no ser apta para la mezcla de concreto. Ligeramente ácida, alcalina, agua salada, salobre, coloreado, o agua foulsmelling no deben ser rechazadas de plano. Esto es importante debido a la escasez de agua en muchas áreas del mundo. Además, las aguas recicladas de las ciudades, la minería y muchas operaciones industriales se pueden utilizar con seguridad como la mezcla de aguas para el hormigón. La mejor manera de determinar la idoneidad de un agua de rendimiento desconocido para la fabricación de hormigón es comparar el tiempo de fraguado del cemento y la resistencia de cubos de mortero a base de agua desconocido con agua de referencia que está limpio. Los cubos hechos con el agua cuestionable deben tener de 7 y 28 días resistencias a la compresión igual o al menos el 90 por ciento de la fuerza de muestras de referencia preparadas con agua limpia; También, la calidad de agua de la mezcla no debe afectar al tiempo de fraguado del cemento en un grado inaceptable. El agua de mar, que contiene alrededor de 35.000 ppm sales disueltas, no es perjudicial para la resistencia del hormigón normal. Sin embargo, con hormigón armado y pretensado aumenta el riesgo de corrosión de acero; Por lo tanto, el uso de agua de mar como el agua de hormigón de mezcla debe evitarse en estas circunstancias. Como pauta general, desde el punto de vista de la resistencia del hormigón, la presencia de cantidades excesivas de algas, aceite, sal o azúcar en el agua de amasado debe enviar una señal de advertencia. Aditi vos. La influencia adversa de los aditivos incorporadores de aire sobre la
resistencia del hormigón ya se ha discutido. Por su capacidad para reducir el contenido de agua de una mezcla de hormigón, a una consistencia determinada, los aditivos reductores de agua pueden mejorar tanto a temprana edad y la resistencia final del hormigón. A una relación agua-cemento dado, la presencia de aditivos reductores de agua en el hormigón generalmente tiene una influencia positiva en las tasas de hidratación del cemento y el desarrollo de resistencia inicial. Los aditivos capaces de acelerar o retardar la hidratación del cemento, obviamente, tendría una gran influencia en la tasa de aumento de la resistencia; sin embargo, las resistencias finales no se verán afectadas de manera significativa. Muchos investigadores han señalado la tendencia hacia una mayor resistencia a la rotura del hormigón cuando la tasa de ganancia de resistencia a edades tempranas era retrasada.
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Por razones ecológicas y económicas, el uso de puzolánico y cementosos subproductos como aditivos minerales en el hormigón está aumentando gradualmente. Cuando se utiliza como un sustituto parcial del cemento portland, aditivos minerales suelen tener un efecto retardante sobre la resistencia a edades tempranas. Sin embargo, la capacidad de un aditivo mineral para reaccionar a temperaturas normales con hidróxido de calcio (presente en la pasta de cemento portland hidratado) y para formar adicional hidrato de silicato de calcio puede conducir a la reducción significativa de la porosidad de tanto la matriz y la zona de transición interfacial. En consecuencia, las mejoras considerables en la resistencia a la rotura y la estanqueidad del hormigón son alcanzables mediante la incorporación de aditivos minerales. Cabe señalar que las adiciones minerales son especialmente eficaces en el aumento de la resistencia a la tracción del hormigón. 3.5.2. Las condic iones de curado
El curado del hormigón término implica una combinación de condiciones que promuevan la hidratación del cemento, es decir, tiempo, temperatura, y condiciones de humedad inmediatamente después de la colocación de una mezcla de hormigón en un encofrado. A una relación agua-cemento dado, la porosidad de una pasta de cemento hidratado se determina por el grado de hidratación del cemento (Fig. 2-10, el caso A). En condiciones normales de temperatura algunos de los compuestos constitutivos de cemento portland comienzan a hidratarse tan pronto como se añade agua, pero las reacciones de hidratación bajan considerablemente cuando los productos de la capa de hidratación de los granos de cemento anhidras. Esto se debe a la hidratación pudiendo proceder satisfactoriamente sólo bajo condiciones de saturación; casi se detiene cuando la presión de vapor de agua en los capilares cae por debajo de 80 por ciento de la humedad de saturación. El tiempo y la humedad son, por tanto, factores importantes en el proceso de hidratación controlada por la difusión del agua. También, como todas las reacciones químicas, la temperatura tiene un efecto de aceleración de las reacciones de hidratación. Tiempo. Cabe señalar que las relaciones de tiempo de resistencia en la
tecnología del hormigón generalmente asumen condiciones de humedadcurado y temperaturas normales. A una relación agua-cemento dado, el más largo es el período de curado húmedo la mayor es la resistencia (Fig. 3-3), en el supuesto de que la hidratación de las partículas de cemento anhidro está todavía en curso. En elementos de hormigón fino, si el agua se pierde por evaporación de los capilares, las condiciones de curado por aire prevalecen, y la fuerza no va a aumentar con el tiempo (Fig. 3-8). La evaluación de la resistencia a la compresión con el tiempo es de gran preocupación para los ingenieros estructurales. Comité ACI 209 recomienda la siguiente relación para el hormigón húmedo-curado elaborado con cemento portland normal (ASTM Tipo I): f cm (t ) f c 28 (
t
) 4 0.85t
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Figura 3-8 Influencia de las condiciones de curado sobre la resistencia. (De Manual de hormigón, 8ª ed., Oficina de Reclamación de EE.UU., 1981.) La edad de curado no tendría ningún efecto beneficioso en la resistencia del hormigón a menos d e curado se lleva a cabo en pr esencia de humedad. 45
Para probetas de hormigón curadas a 20 ° C, el Código Modelo CEB-FIP (1990) sugiere la siguiente relación:
f cm (t ) exp s 1
Donde,
28
f cm
t t 1
f cm (t ) = media resistencia a la compresión a la edad t días
f cm = media resistencia a la compresión a los 28 días
s = coeficiente en función del tipo de cemento, tal como s = 0,20 para alta resistencia temprana cementos, s = 0,25 para el endurecimiento normal, cementos; s = 0,38 para los cementos de endurecimiento lento. t 1 = 1 día Humedad. La influencia de la humedad de curado en la resistencia del hormigón es obvia a partir de los datos de la Fig. 3-8, que muestran que después de 180 días en una relación agua-cemento dado, la resistencia del hormigón continuamente curado húmedo fue tres veces mayor que la resistencia del hormigón continuamente curado al aire. Además, probablemente como resultado de microfisuración en la zona de transición interfacial causada por la contracción por secado, un ligero retroceso de la fuerza se produce en los miembros delgados de hormigón húmedo curado cuando se someten a secado al aire. La tasa de pérdida de agua de hormigón poco después de la colocación depende no sólo de la relación superficie/volumen del elemento de hormigón, sino también de la temperatura, humedad relativa, y la velocidad del aire circundante. Un período mínimo de 7 días de curado húmedo se recomienda generalmente con hormigón que contiene cemento Portland normal; Obviamente, con mezclas de hormigón que contiene o bien un cemento portland mezclado o una adición mineral, periodo de curado más largo es deseable asegurar contribución a la resistencia de la reacción puzolánica. El curado húmedo es proporcionado por pulverización o encharcamiento o cubriendo la superficie de hormigón con arena húmeda, serrín, o esteras de algodón. Como la cantidad de agua de mezcla que se utiliza en una mezcla de hormigón es por lo general más de lo necesario para la hidratación del cemento portland (estimada en aproximadamente el 30 por ciento en peso de cemento), la aplicación adecuada de una membrana impermeable poco después de la colocación del hormigón proporciona una manera aceptable para mantener el desarrollo de la resistencia a un ritmo satisfactorio. Sin embargo, el curado
húmedo debe ser el método preferido cuando el control de la fisuración debida a la contracción autógena o contracción térmica es importante. Temperatura. Con hormigón húmedo curado la influencia de la temperatura
sobre la fuerza depende de la historia de tiempo-temperatura de la colada y el curado. Esto se puede ilustrar con la ayuda de tres casos: colada de hormigón y se curó a la misma temperatura, molde de hormigón a diferentes temperaturas, pero curada a una temperatura normal, y el molde de hormigón a una temperatura normal, pero curada a diferentes temperaturas. En el intervalo de temperatura de 5 a 46 ° C, cuando el hormigón se cuela y se curó a una temperatura constante específica, se observa en general que, hasta 28 días, mayor es la temperatura más rápida será la hidratación del cemento y el aumento de la fuerza. A partir de los datos de la figura. 3-9, es evidente que la resistencia a los 28 días de especímenes emitidos y se curó a 5 ° C era de 80 por ciento de los moldes y se curó a 21 a 46 ° C. En edades más avanzadas, cuando las diferencias en el grado de hidratación del cemento desaparecen, también lo hacen las diferencias en la resistencia del hormigón. Por otra parte, como se explica más adelante, se ha observado que cuanto mayor es la fundición y la temperatura de curado, menor será la resistencia a la rotura. Los datos en la Fig. 3-9b representar un historial de tiempo-temperatura diferente de la colada y el curado. La temperatura de colada (es decir, la temperatura durante las primeras 2h después de la fabricación de hormigón) se varió entre 10 y 46 °C; a partir de entonces, todas las mezclas de hormigón estaban húmedos curado a una temperatura constante de 21 °C. Los datos muestran que la resistencia a la rotura (180 días) de la colada de hormigón en 5 ó 13 °C fueron mayores que los emitidos a los 21, 30, 38, o 46 °C. A partir de estudios microscópicos muchos investigadores han llegado a la conclusión de que, con una baja temperatura de colada, una microestructura relativamente más uniforme de la pasta de cemento hidratado (especialmente la distribución de tamaño de poro) es responsable de la mayor resistencia. Con las mezclas de concreto fundido a 21 °C y posteriormente se curan a diferentes temperaturas de por debajo de cero a 21 ° C, el efecto de la temperatura de curado de la fuerza se muestra en la Fig. 3-9c. En general, cuanto menor es la temperatura de curado, menor sería la fuerza de hasta 28 días. A una temperatura de curado cerca de la congelación, la resistencia a los 28 días era aproximadamente la mitad de la resistencia del hormigón curado a 21 ° C; casi ninguna fuerza desarrollada en la temperatura de curado bajo cero. Dado que las reacciones de hidratación de compuestos de cemento Portland son lentos, parece que los niveles de temperatura adecuados se deben mantener durante un tiempo suficiente para proporcionar la energía de activación necesaria para que las reacciones comienzan. Esto permite que el proceso de desarrollo de la fuerza que está asociada con el relleno de huecos progresiva con productos de hidratación, para proceder sin obstáculos. Con las mezclas de concreto fundido a 21 °C y posteriormente se curan a diferentes temperaturas por debajo de cero a 21 ° C, el efecto de la temperatura de curado de la fuerza se muestra en la Fig. 3-9c. En general, cuanto menor es la temperatura de curado, menor sería la resistencia de hasta 28 días. A una temperatura de curado cerca de la congelación, la resistencia a los 28 días era aproximadamente la mitad de la resistencia del hormigón curado a 21 °C; casi ninguna resistencia desarrollada en la temperatura de curado bajo cero. Dado que las reacciones de hidratación de compuestos de cemento Portland son
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lentos, parece que los niveles de temperatura adecuados se deben mantener durante un tiempo suficiente para proporcionar la energía de activación necesaria para que las reacciones comienzan. Esto permite que el proceso de desarrollo de la fuerza que está asociada con el relleno de huecos progresiva con productos de hidratación, para proceder sin obstáculos.
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Nota: Las muestras fueron lanzados, sellados y se mantuvo a la temperatura indicada
Nota: Las muestras fueron lanzados, sellados y mantenidos a temperaturas indicadas durante 2 h, después se almacenaron a 21ºC hasta el ensayo.
Nota: Las muestras fueron lanzados a 21ºC y se mantuvo a 21ºC durante 6 h, después se almacena en moldes a la temperatura indicada. w / c = 0,53
Figura 3-9 Influencia de fundición y temperaturas de curado en la resistencia del hormigón. (De Manual de hor migó n, Oficin a de Reclamación d e EE.UU., 1975.) Colada de hormigón y temperaturas de curado co ntrolar el grado de hidratación d el cemento y por lo tanto tienen una profunda inf luencia en la tasa de desarrollo de la fu erza, así como la resistencia a la rotura.
La influencia de la historia de tiempo-temperatura de la resistencia del hormigón tiene varias aplicaciones importantes en la práctica de la construcción de hormigón. Puesto que la temperatura de curado es mucho más importante para la resistencia a la temperatura de la colocación, las mezclas de concreto ordinarias que se colocan en un clima frío debe mantenerse por encima de una cierta temperatura mínima para un período de tiempo suficiente. El curado del hormigón en verano o en un clima tropical se puede esperar que tenga una resistencia inicial más alto, pero una resistencia a la rotura inferior al del mismo concreto curado en invierno o en un clima más frío. En la industria de productos prefabricados de hormigón, el curado al vapor se utiliza para acelerar el desarrollo de la fuerza para lograr la liberación del molde más rápido. En los elementos masivos, cuando no se toman medidas para el control de la temperatura, durante mucho tiempo la temperatura del hormigón se mantendrá en un nivel mucho más alto que la temperatura ambiente. Por lo tanto, en comparación con la fuerza de las muestras curadas a temperatura normal de laboratorio, la resistencia del hormigón in situ, será mayor en edades tempranas e inferior a edades más tardías. 3.5.3. Los parámetro s de prueba
No siempre se aprecia que los resultados de los ensayos de resistencia de hormigón se ven significativamente afectados por los parámetros relacionados con la muestra de ensayo y condiciones de carga. parámetros de muestras incluyen la influencia del tamaño, la geometría, y el estado de humedad del hormigón; parámetros de carga incluyen el nivel de esfuerzo y la duración, y la velocidad a la que se aplica la tensión.
Parámetros de la muestr a. En los Estados Unidos, la muestra estándar para
ensayos de resistencia a la compresión del hormigón es un cilindro de 15 por 30 cm. Mientras se mantiene la relación altura/diámetro igual a 2, si una mezcla de hormigón se prueba en compresión con probetas cilíndricas de diámetro variable, cuanto mayor sea el diámetro, menor será la resistencia. Los datos en la Fig. 3-10 muestran que, en comparación con las muestras estándar, la resistencia media de 5 por 10 cm y 7,5 por 15 cm probetas cilíndricas era 106 y 108 por ciento, respectivamente. Cuando el diámetro se incrementa más allá de 45 cm (18 in.), Se observa una reducción mucho menor en la resistencia. Figura 3-10 Influencia del diámetro de la probeta en la resistencia del hormigón cuando l a relación alturadiámetro es igual a 2. (De Manual de hormigón, Oficina de Reclamación de EE.UU., pp. 574-575, 1975.) geometría de la muestra puede afectar a los datos de las pruebas de laboratorio sobre la resistencia del hormigón. La f uerza de especímenes cilíndricos con una relación de esbeltez (H / D) por enc ima de 2 o por encima de un diámetro de 30 cm no está muy influid a por lo s efectos de tamaño.
Capítulo 13 describe este fenómeno en mayores detalles y presenta ecuaciones matemáticas para la ley de escala. El efecto del cambio en la geometría de la muestra (relación de altura / diámetro) sobre la resistencia a la compresión del hormigón se muestra en la Fig. 3-11. En general, cuanto mayor es la relación de la altura de la probeta de diámetro, menor será la fuerza. Por ejemplo, en comparación con la fuerza de las muestras estándar (relación de altura / diámetro igual a 2), las muestras con la relación altura / diámetro de 1 mostraron un 15 por ciento mayor resistencia. Puede ser interesante señalar que la resistencia del hormigón pruebas basadas en 15 cm (6 pulg.) De cubo estándar, que es frecuente en Europa, se informó a dar el 10 a 15 por ciento mayor resistencia que la misma mezcla de hormigón a prueba en de acuerdo con la práctica estándar estadounidense. Debido al efecto del estado de humedad en la resistencia del hormigón, el procedimiento estándar requiere que las muestras siguen siendo en un estado húmedo en el momento de la prueba. En ensayos de compresión se ha observado que las muestras secadas al aire muestran 20-25 por ciento mayor resistencia que muestras analizadas en una condición de saturado correspondiente. La menor resistencia del hormigón saturado se atribuye a la presión disjoining dentro de la pasta de cemento. Las condiciones de carga. La resistencia a la compresión del hormigón se
mide en el laboratorio mediante un ensayo de compresión uniaxial (ASTM C 469) en el que la carga se incrementa progresivamente a fallar el espécimen dentro de 2 a 3 min. En la práctica, la mayoría de los elementos estructurales están sometidos a una carga muerta por un período indefinido y a veces, a las cargas repetidas o a cargas de impacto. Es, por lo tanto, deseable conocer la relación entre la resistencia del hormigón bajo condiciones de pruebas de laboratorio y las condiciones de carga reales. El comportamiento del hormigón sometido a diversos estados de esfuerzo se describe en la siguiente sección. De esta descripción se puede concluir que la condición de carga tiene una importante influencia en la fuerza.
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Para apreciar a simple vista la compleja red de numerosas variables que influyen la resistencia del hormigón, un resumen se presenta en la Fig. 3-12. Figura 3-11 Influencia de la variación de la relación longitud / diámetro de la resistencia del hormigón. (De Manual de hormigón, Oficina de Reclamación de EE.UU., pp. 574-575, 1975.)
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Parámetros de muestras
Parámetros de carga
Dimensiones Geometría
Tipo de esfuerzo Tasa de estrés
Estado de humedad
solicitación
La porosidad de la matriz Relación agua-cemento Los aditivos minerales Grado de hidratación Tiempo de curado, Temp., Humedad contenido de aire el aire atrapado Aire arrastrado
Transición Zona Porosidad Relación agua-cemento Los aditivos minerales Características sangrado La gradación del agregado, máx., Tamaño, y Geometría Grado de consolidación Grado de hidratación Tiempo de curado, Temp, Humedad La interacción química entre agregados y pasta de cemento
Figura 3-12 Interacción de los factores que infl uyen en la resistencia del ho rmigón.
3.6. El comp ortamiento del hormigón bajo varios estados de esfuerzo.
Fue descrito en el Cap. 2 que, incluso antes de que se haya aplicado ninguna carga, un gran número de microgrietas existe en la zona de transición interfacial (es decir, la región entre la matriz de la pasta de cemento y agregado grueso). Esta característica de la estructura de hormigón juega un papel decisivo en la determinación del comportamiento del material bajo diferentes estados de tensión que se describen a continuación. 3.6.1. Comportamiento del hormigón bajo compresión uniaxial
El comportamiento de esfuerzo-deformación del hormigón sometido a compresión uniaxial se discutirá en detalle en el Cap. 4; Sólo se presenta aquí un resumen. La curva de esfuerzo-deformación (Fig. 3-13a) muestra un comportamiento elástico lineal hasta aproximadamente 30 por ciento de la resistencia máxima a la f c ' , porque bajo a corto plazo la carga de los microgrietas en la zona de transición interfacial permanecen inalteradas. Para tensiones por encima de este punto, la curva muestra un aumento gradual de curvatura hasta aproximadamente 0.75 f c ' a 0.9 f c ' , y luego se curva
bruscamente (casi convertirse plana en la parte superior) y, finalmente, desciende hasta que la muestra se fractura. De la forma de la curva esfuerzo-deformación parece que, con un nivel de tensión que es de entre 30 a 50 por ciento de f c ' , las microgrietas en la zona de transición interfacial muestran cierta extensión, debido a la concentración de tensión en las puntas de grietas; sin embargo, no se produce agrietamiento en la matriz de mortero. Hasta este punto, la propagación de la grieta se supone que es estable en el sentido de que se agrietan longitudes que alcanzan rápidamente sus valores finales si el esfuerzo aplicada se mantiene constante. Con un nivel de esfuerzo de entre 50 a 75 por ciento de f c ' , cada vez más el sistema de grieta tiende a ser inestable como las grietas de la zona de transición interfaciales comienzan a crecer de nuevo. Cuando la energía interna disponible es superior a la energía requerida para la liberación de grietas, la velocidad de propagación de las grietas se incrementará y el sistema se vuelva inestable. Esto ocurre en los niveles de tensión de compresión por encima de 75 por ciento de f c ' , cuando la fractura completa de la muestra de ensayo se puede producir por puente de las grietas entre la matriz y la zona de transición interfacial. Figura 3-13 Diagramas típicos de esfuerzo de compresión vs. (a) deformaciones axiales y laterales (b) deformaciones volumétricas, y. (A partir de Chen, W. F., Plasticidad en hormigón armado, McGrawHill,, Nueva York, p. 20, 1982.)
El nivel de esfuerzo de 75 por ciento de f c ' , que representa el inicio de la propagación de la grieta inestable, se denomina esfuerzo crítico; al esfuerzo crítico también se corresponde con el valor máximo de deformación volumétrica (Fig 3-13b.). De la figura se puede observar que cuando la deformación representa frente al esfuerzo, el cambio inicial en volumétrica V 1 2 3 se el volumen es casi lineal hasta aproximadamente 0.75 f c ' ; en este momento la dirección del cambio de volumen se invierte, lo que resulta en una expansión volumétrica cerca de o en f c ' . Por encima del nivel de tensión crítica, concreto muestra una fractura en función del tiempo; es decir, en condiciones de estrés sostenido la grieta puente entre la zona de transición interfacial y la matriz conduciría al fracaso a una tensión que es inferior a la resistencia a corto plazo la carga fc '. En una investigación realizada por Price4 cuando la tensión sostenida fue del 90 por ciento de la tensión última de corta duración, el fallo se produjo en 1 h; Sin embargo, cuando la tensión sostenida fue del 75 por ciento de la tensión última de corta duración, se tardó 30 años. Como el valor de la tensión sostenida aproxima a la de la última tensión de corta duración, el tiempo hasta el fracaso disminuye. Rusch confirmó esto en sus pruebas en muestras de resistencia a la compresión 56 días de edad, 34 MPa (5000 psi). Se encontró que el límite de falla de mucho tiempo para ser alrededor del 80 por ciento de la tensión última de corta duración (Fig. 3-14).
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Por encima del nivel de esfuerzo crítico, el concreto muestra una fractura en función del tiempo; es decir, en condiciones de esfuerzo sostenido la grieta puente entre la zona de transición interfacial y la matriz conduciría al fracaso a un esfuerzo que es inferior a la resistencia a corto plazo la carga f c ' . En una investigación realizada por Price cuando el esfuerzo sostenido fue del 90 por ciento del esfuerzo última de corta duración, el fallo se produjo en 1h; Sin embargo, cuando el esfuerzo sostenida fue del 75 por ciento del esfuerzo última de corta duración, se tardó 30 años. Como el valor del esfuerzo sostenida aproxima a la del último esfuerzo de corta duración, el tiempo hasta la falla disminuye. Rusch confirmó esto en sus pruebas en muestras de resistencia a la compresión 56 días de edad, 34 MPa (5000 psi). Se encontró que el límite de falla es de mucho tiempo hasta alrededor del 80 por ciento del esfuerzo último de corta duración (Fig. 3-14). En lo que se refiere al efecto de la tasa de carga en la resistencia del hormigón, se está de acuerdo en general que cuanto más rápida es la velocidad de carga, mayor es la fuerza observada.
Tiempo bajo carga
Figura 3-14 Relación ent re el esfuerzo d e carga a largo p lazo y co rto plazo. (De Rusch, H., J. ACI, Proc ., Vol. 57, No. 1, 1960.) La resistencia final del ho rmigón también se ve afectada por la v elocidad de carga. Debido a las microfisuras progresiva con cargas sostenidas, un hormigón fallará a un esfuerzo inferior a la inducid a por la carga de corta duración i nstantánea o se utili cen habitualmente en el laboratorio.
Sin embargo, Jones y Richart, encontraron que, dentro del rango de las pruebas de costumbre, el efecto de la velocidad de carga de la fuerza no es grande. Por ejemplo, en comparación con los datos de la prueba estándar ASTMC 469, que requiere la velocidad de carga de compresión uniaxial para ser 0,25 MPa/s, una velocidad de carga de 0,007 MPa/s reducida la fuerza indicada de cilindros de hormigón en alrededor de 12 por ciento; Por otro lado, una tasa de carga de 6,9 MPa/s aumentó la fuerza indicada por una cantidad similar. Es interesante señalar aquí que la resistencia a los incrementos de impacto del concreto en gran medida con la velocidad a la que se aplica el esfuerzo de impacto. En general se supone que la resistencia al impacto está directamente relacionada con la resistencia a la compresión, ya que ambos se ven afectados negativamente por la presencia de microfisuras y vacíos. Esta suposición no es completamente correcta; para la misma resistencia a la compresión, que han encontrado que la resistencia al impacto se incrementó sustancialmente con la angularidad y rugosidad de la superficie del agregado grueso, y disminuyó con el aumento de tamaño del agregado. Parece que la resistencia al impacto está más influenciada por las características de la zona de transición interfaciales que por la resistencia a la compresión. Por lo tanto, la resistencia al impacto está más estrechamente relacionado con la resistencia a la tracción.
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El Código Modelo CEB-FIP (1990) recomienda que el aumento de la resistencia a la compresión debido al impacto, con tasas de carga de menos de 106 MPa/s, se puede calcular utilizando la relación: s
f cm 0 s donde f c,imp = impactar resistencia a la compresión f cm = resistencia a la compresión del hormigón, 0 = -1,0 MPa/s s = tasa de esfuerzo de impacto f c ,imp
s 1/ (5 9 fcm / fcmo , f cmo ) 10MPa
Ople y Hulsbos informado de que, repetidos o cíclicos de carga tiene un efecto adverso sobre la resistencia del hormigón a niveles de tensión superiores a 50 por ciento de f c . Por ejemplo, en 5000 ciclos de carga repetida, el hormigón falló en 70 por ciento de la resistencia a la carga monotónica. La microfisuración progresiva en la zona de transición interfacial y la matriz son responsables de este fenómeno. El comportamiento típico de hormigón en masa sometido a carga de compresión cíclica se muestra en la Fig. 3-15. Para los niveles de esfuerzo entre 50 y 75 por ciento de f c ' , una degradación gradual se produce tanto en el módulo de elasticidad y la resistencia a la compresión. Como el número de ciclos de carga aumenta, las curvas de descarga muestran no linealidad y un circuito de histéresis característica se forma en la recarga. Para los niveles de esfuerzo en aproximadamente el 75 por ciento de f c ' , las curvas de descargarecarga exhiben una fuerte no linealidad (es decir, la propiedad elástica del material se ha deteriorado en gran medida). En el principio, el área de la curva de histéresis disminuye con cada ciclo sucesivo, pero finalmente aumenta antes de la rotura por fatiga. Figura 3-15 muestra que la curva esfuerzo-deformación para la carga monotónica sirve como una dotación razonable para los valores máximos de esfuerzo para hormigón bajo carga cíclica. Figura 3-15 Respuesta de hormigón a la carga uniaxial repetido. (Adaptado de Karson, P. y J. O. Jirsa, ASCE Journal. Str. Div., Vol. 95, No. ST12, Li bro 6935, 1969.)
3.6.2. Comportamiento del hormigón bajo tensión uniaxial
La forma de la curva esfuerzo-deformación, el módulo elástico, y la relación de Poisson del hormigón bajo tensión uniaxial son similares bajo compresión uniaxial. Sin embargo, hay algunas diferencias importantes en el comportamiento. A medida que el estado de tensión uniaxial del esfuerzo tiende a detener grietas mucha menos frecuencia que los estados de esfuerzos de compresión, se espera que el intervalo de propagación de grietas estable como para ser corta. Al explicar el comportamiento de fractura relativamente frágiles del hormigón en los ensayos de tracción, Chen afirma:
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La dirección de propagación de las grietas en tensión uniaxial es transversal a la dirección del esfuerzo. La iniciación y el crecimiento de cada nueva grieta se reducirá el área de transporte de carga disponible, y esta reducción provoca un aumento de esfuerzos en los puntos críticos de grietas. La disminución de la frecuencia de las detenciones de grietas significa que la falla de la tensión es causada por algunas grietas puente en lugar de numerosas grietas, como lo es para estados de esfuerzo a la compresión. Como consecuencia de la rápida propagación de las grietas, es difícil de seguir la parte descendente de la curva de esfuerzo-deformación en una prueba experimental. La relación entre la tracción uniaxial y resistencia a la compresión es generalmente en el rango de 0,07 a 0,11. Debido a la facilidad con que las grietas pueden propagarse bajo un esfuerzo de tracción, esto no es sorprendente. Por lo tanto, La mayoría de los elementos de hormigón están diseñados bajo el supuesto de que el hormigón se resistiría a la compresión, pero no los esfuerzos de tracción. Sin embargo, las tensiones de tracción no se pueden ignorar por completo debido fisuración del hormigón es a menudo el resultado de un fallo de la tensión causada por la contracción restringida; la contracción es generalmente debido ya sea a la disminución de la temperatura del hormigón o del secado del hormigón húmedo. También, una combinación de tracción, compresión y esfuerzos de corte por lo general determina la resistencia cuando el hormigón se somete a cargas de flexión o de flexocompresión, como en pavimentos de carreteras. En la discusión anterior sobre los factores que afectan a la resistencia a la compresión del hormigón, se supuso que la resistencia a la compresión es un índice adecuado para todo tipo de fuerza, y por lo tanto una relación directa debe existir entre la compresión y la resistencia a la tracción o resistencia a la flexión dado de un hormigón. Como primera aproximación, la hipótesis es válida; sin embargo, esto puede no ser siempre el caso. Se ha observado que la relación entre varios tipos de resistencia se ve influenciada por factores como los métodos por los cuales se mide la resistencia a la tracción (es decir, ensayo de tracción directa, prueba de la división, o ensayo de flexión), la calidad del hormigón (es decir, de baja, moderada o alta resistencia), las características de los agregados (por ejemplo, textura superficial y mineralogía) y aditivos (por ejemplo, el incorporador de aire y adiciones minerales). Métodos de prueba para resistencia a la tracción. Pruebas de tensión
directos de hormigón rara vez se llevan a cabo, principalmente porque la muestra de dispositivos de sujeción introduce tensiones secundarias que no pueden ser ignorados. Las pruebas más comúnmente utilizadas para la estimación de la resistencia a la tracción del hormigón son la norma ASTM C 496 ensayo de tracción de fraccionamiento y el tercer punto de prueba de flexión de carga ASTM C 78 (Fig. 3-16). En el ensayo de separación de tensión de un cilindro de hormigón de 15 por 30 cm se somete a cargas de compresión a lo largo de dos líneas axiales que son diametralmente opuestos. La carga se aplica continuamente a una velocidad constante dentro de la gama de esfuerzo de tracción de división de 0,7 a 1,3 MPa hasta que falla la muestra. El esfuerzo de compresión produce un esfuerzo de tracción transversal, que es uniforme a lo largo del diámetro vertical. La resistencia a la tensión de división se calcula a partir de la fórmula.
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T
2P
ld
Donde, T = resistencia a la tracción P = carga de rotura l = longitud d = diámetro de la muestra En comparación con la tensión directa, el ensayo de división de tensión se conoce a sobreestimar la resistencia a la tracción del hormigón en un 10 a 15 por ciento (véase el recuadro).
Figura 3-16 (a) Prueba de separación de tensión (ASTM C 496): la parte superior, la disposición esquemática de la prueba; parte inferior, la distribución de tensiones a través del diámetro de un cilind ro cargado compri mido entre dos p lacas. (b) Ensayo de flexión p or el tercer punto d e carga (ASTC C 78): la parte superior, la disposición esquemática de la prueba; parte inferior, la distrib ución de tensiones a través de la profundidad de una viga de hormigón bajo flexión. Origen de la Prueba de Separación de tensión Detrás del origen de la " prueba de tensión de la divisió n," el m étodo para determinar la resistencia a la tracción resistencia del hormigón mediante la aplicación de fuerzas de compresión diametralmente opuestas en un plano que pasa a través del centro d e un cil indro, es una hist oria int eresante. Durante la Segund a Guerra Mundial, la ciud ad brasileña de Río de Janeiro se expandi ó muy rápido, lo que exige la ampliación y rediseño de las avenidas a lo largo de la bahía de Guanabara. La pequeña iglesia de San Pedro, construida en 1740, ocupada una sección del sistema de carreteras rediseñado y, por tanto, se hicieron p lanes para su reubicación. Debido a la guerra, rodillos de acero eran escasos, por l o tanto, los c ilindro s de concreto (0,3 m de diámetro y 1,2 m de longitud) cubi erta por 9 mm gruesas placas de acero fueron investigados por ut ilizar como ro dillos para transportar la ig lesia. Lobo Carneiro, el joven ingeniero encargado de las pruebas la capacidad de carga de los cilindros de concreto cuando está cargado diametralmente (sin las placas de acero), se dio cuenta de que los cilindros tenían un fallo de divisi ón uni forme y c onsistente en tod as las pruebas. Intrigado, estudió la obra de Hertz, que había realizado el análisis teórico de distribu ción d e la tensión de las c argas concentradas aplicadas a los ci lindros . Carneiro cuenta de que las tensiones de tracción nor mal al plano de la carga eran uniformes y, por lo tanto, llegó a la conclusión que esta configuración sería apropiada para la medición de la resistencia a la tracción ind irecta de hormigón. Por desgracia, se abandonaron los planes para la reubicación de la iglesia cuando los estudios ind icado que la mampostería era débil y había un riesgo de colapso durante el transporte. Sin embargo, la prueba de la división p ropuesto por Carneiro para medir la resistencia a la tracción de materiales quebradizo se hizo popul ar. En la mecánica de rocas, esta prueba se refiere a menudo como la " prueba brasileña ", pero en la tecnología del hormigón que se llama la prueba de tensión de división.
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Vista de la Bahía de Guanabara en Río de Janeiro, Brasil. (Fotografía cortesía de Luis Arouche.)
En el ensayo de flexión de carga de tres puntos, una viga de hormigón de 150 por 150 a 500 mm se carga a una velocidad de 0,8 a 1,2 MPa/min (125 a 175 psi/min). La resistencia a la flexión se expresa en términos del módulo de rotura, que es la tensión máxima a la rotura calculada a partir de la fórmula de la flexión. R
PL bd 2
Donde, R = módulo de rotura P = carga máxima indicada L = longitud de tramo b = ancho d = profundidad de la muestra La fórmula es válida sólo si la fractura en la superficie la tensión está dentro del tercio medio de la longitud del tramo. Si la fractura es exterior por no más de 5 por ciento de la longitud del tramo, se utiliza una fórmula modificada: R
3Pa 2
bd
donde “a” es igual a la distancia media entre la línea de fractura y el soporte
más cercano medido en la superficie de tensión de la viga. Cuando la fractura está fuera en más de un 5 por ciento de la longitud del tramo, los resultados de la prueba son rechazados. Los resultados de la prueba de módulo de ruptura tienden a sobrestimar la resistencia a la tracción del hormigón en un 50 a 100 por ciento, sobre todo porque la fórmula de la flexión asume una relación de esfuerzos y deformaciones lineales en el hormigón a lo largo de la sección transversal de la viga. Además, en tensión directa a prueba de todo el volumen de la muestra se encuentra bajo la tensión aplicada, mientras que en el ensayo de flexión sólo un pequeño volumen de hormigón cerca de la parte inferior de la muestra se somete a altas tensiones. Los datos de la Tabla 3-1 muestran que con hormigón de baja resistencia del módulo de rotura puede ser tan alta como el doble de la fuerza de la tensión directa; para el hormigón de alta resistencia moderada o los valores son aproximadamente 70 por ciento y de 50 a 60 por ciento más alto, respectivamente. Sin embargo, el ensayo de flexión se prefiere generalmente para el control de calidad del hormigón para autopista y el aeropuerto pavimentos, donde se carga el hormigón en flexión en lugar de en tensión axial. El Código Modelo CEB-FIP (1990) sugiere la siguiente relación entre la resistencia a la tracción directa ( f ctm ) y resistencia a la flexión ( f ct, fl ). f ctm f ct , fl
2.0( h / h0 ) 0.7 1 2.0( h / h0 ) 0.7
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Donde, h es la profundidad de la viga en mm, h0 = 100 mm, y los puntos fuertes se expresan en unidades de MPa. TABLA 3-1 Relación entre la compresión, flexión y resistencia a la tracción del h ormigón
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3.6.3. Relación entr e la compr esión y la resistenci a a la tracción
Se ha señalado antes que las resistencias a la compresión y de tracción están estrechamente relacionados; Sin embargo, no hay proporcionalidad directa. A medida que se incrementa la resistencia a la compresión de hormigón, la resistencia a la tracción también aumenta, pero a una tasa decreciente (Fig. 317). En otras palabras, la relación de resistencia a la tracción-compresión depende del nivel general de la resistencia a la compresión; cuanto mayor sea la resistencia a la compresión, menor será la relación. Relación entre las fuerzas de compresión y tracción f c en el rango de 7.0 a 62 MPa también se muestra en la Tabla 3-1. Parece ser que la relación de resistencia de tracción a la compresión es de aproximadamente 10 a 11 por ciento para los de baja resistencia, de 8 a 9 por ciento de moderada resistencia, y 7 por ciento para hormigón de alta resistencia. El Código Modelo CEP-FIP (1990) recomienda que la parte superior y los valores consolidados de la resistencia a la tracción característica bajar, f ctk ,max y f ctk ,min pueden estimarse a partir de la resistencia característica f ck (en unidades de MPa): f ctk ,min
f 0.95 ck f cko
2/ 3
y f ctk ,max
f 1.85 ck f cko
2/ 3
donde f cko = 10 MPa. El valor medio de la resistencia a la tracción está dado por la relación: f ctm
f 1.40 ck f cko
2/3
La relación entre la resistencia a la compresión y de la resistencia a la tracción a la proporción de resistencia a la compresión parece estar determinada por el efecto combinado de varios factores sobre propiedades tanto de la matriz y la zona de transición interfacial en el hormigón. Se observa que no sólo la edad de curado, sino también las características de la mezcla de hormigón, tales como relación agua-cemento, tipo de áridos, aditivos y, afectan a la relación de resistencia a la tracción-compresión en diversos grados. Por ejemplo, después de aproximadamente 1 mes de la curación de la resistencia a la tracción del hormigón se sabe que aumenta más lentamente que la resistencia a la compresión; es decir, la relación de resistencia a la compresión a la tracción disminuye con la edad de curado. A una edad de curado dado, la relación de
tracción-compresión también disminuye con la disminución en la relación aguacemento. Con hormigón que contiene agregados calcáreos o adiciones minerales es posible obtener, después de un curado adecuado, una relativamente alta relación de resistencia a la tracción-compresión, incluso a altos niveles de resistencia a la compresión. De la Tabla 3-1 se puede observar que, con hormigón ordinario, en la gama alta resistencia a la compresión (55 a 62 MPa), la relación directa de resistencia a la tracción-compresión es de aproximadamente 7 por ciento (la relación de resistencia indirecta a la traccióncompresión será ligeramente mayor). Datos de tensión para el corte de las mezclas de alta resistencia de hormigón de la figura. 3-7 se muestran en la Tabla 3-2. El efecto beneficioso de la relación f st f c al reducir el tamaño máximo del agregado grueso, o cambiando el tipo de agregado se desprende de los datos. Además, se ha encontrado que en comparación con una relación típica de 7 a 8 por ciento de la relación de resistencia de tensión/compresión ( f st f c ) para un hormigón de alta resistencia sin cenizas volantes, la relación era considerablemente mayor cuando la ceniza volante estaba presente en la mezcla de hormigón. TABLA 3-2 Efecto del agregado Mineralogía y Tamaño de Relaciones Resistencia a la traccióncompresión en hormigon es de alta resistencia (60 Días húmedo c urado)
Mientras que los factores que causan una disminución en la porosidad de la matriz y la zona interfacial de transición a una mejora general tanto de la compresión y las resistencias a la tracción del hormigón, parece que la magnitud del aumento en la resistencia a la tracción del hormigón sigue siendo relativamente pequeño a menos que la fuerza intrínseca de los productos de hidratación que comprende la zona de transición interfacial se mejora al mismo tiempo. Es decir, la resistencia a la tracción del hormigón con una zona de transición interfacial de baja porosidad continuará siendo débil, siempre que un gran número de cristales orientados de hidróxido de calcio están presentes allí (véase la Fig. 2-14). El tamaño y la concentración de cristales de hidróxido de calcio en la zona de transición interfacial se pueden reducir las reacciones químicas cuando está presente ya sea una mezcla puzolánica (véase Fig. 614) o un agregado de reactivo. Por ejemplo, una posible interacción química entre el hidróxido de calcio y el agregado calcáreo es probablemente la razón para el aumento relativamente grande en la resistencia a la tracción del hormigón, como se muestra por los datos de la Tabla 3-2. 3.6.4. Resistencia a la tracción del hor migón en masa
Los ingenieros que trabajan con hormigón armado ignoran el valor bajo la resistencia a la tracción del hormigón y utilizan el acero para recoger las cargas de tracción. Con las estructuras de hormigón masivo, como las presas, no es práctico usar un refuerzo de acero. Por lo tanto, una estimación fiable de la resistencia a la tracción del hormigón es necesario, especialmente para juzgar la seguridad de una presa bajo carga sísmica. Raphael recomienda los valores obtenidos por la prueba de la división o el módulo de prueba de ruptura,
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aumentada por el multiplicador encontraron apropiado por ensayos de tracción dinámicas, o alrededor de 1,5. Alternativamente, dependiendo de las condiciones de carga, las gráficas de resistencia a la tracción como una función de la resistencia a la compresión (Fig. 3-18) se pueden usar para este propósito. El valor más bajo ft 1.7 f c 2/ 3 representa resistencia a la tracción real bajo desde hace mucho tiempo o la carga estática. El segundo argumento 2/ 3 f t 2.3 f c es también para la carga estática, sino que tiene en cuenta la no linealidad de hormigón y se va a utilizar con los análisis de elementos finitos. El tercer argumento ft 2.6 f c 2/ 3 es la fuerza real de tracción del hormigón bajo carga sísmica, y la más alta parcela ft 3.4 f c 2/ 3 es la fuerza de tracción aparente bajo carga sísmica que se debe utilizar con los análisis de elementos finitos lineal. 3.6.5. Comportamiento del hormigón bajo esfuerzo de cizallamiento
La cizalladura pura no se encuentra en estructuras de hormigón, sin embargo, un elemento puede estar sujeto a la acción simultánea de los esfuerzos de tracción, compresión y cizallamiento. Por lo tanto, el análisis de fallos bajo tensiones multiaxiales se lleva a cabo a partir de una fenomenológico en lugar de un punto de vista material. Aunque la teoría de Coulomb-Mohr no es exactamente aplicable al concreto, el diagrama de ruptura Mohr (Fig. 3-19) ofrece una manera de representar el fracaso bajo estados de esfuerzo combinadas a partir del cual se puede obtener una estimación de la resistencia al cizallamiento. Figura 3-18 tabla de diseño para una resistencia a la tracción. (De Raphael, J., J. ACI, Proc., Vol. 81, No. 2, pp. 158-164, 1984.)
Figura 3-19 Diagrama típica rotura de Mohr para el hormigón. (De Mindess, S. y J. Young, hormigón, p. 401, 1981. Reproducid o con autorización de Prentice Hall, Englewood Cliffs, NJ).
En la Fig. 3-19, la resistencia del hormigón en cortante puro está representado por el punto en el que la envolvente de rotura corta el eje vertical, 0 . Por este método se ha encontrado que la resistencia al corte es de aproximadamente 20 por ciento de la resistencia a la compresión uniaxial. 3.6.6. El comportamiento del hormi gón sometido a tensiones bi axiales y multiaxiales
Tensiones Biaxiales de compresión 1 2 pueden ser generados sometiendo una muestra cilíndrica a la presión hidrostática en direcciones radiales. Para
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desarrollar un estado de esfuerzo realmente biaxial, la fricción entre el cilindro de hormigón y las placas de acero debe ser evitada. También la penetración del fluido de presión en las microfisuras y poros en la superficie del hormigón debe ser evitado mediante la colocación de la muestra en una membrana adecuada. Kupfer, Hilsdorf, y Rusch investigaron la fuerza biaxial de tres tipos de hormigón (18.6, 30.7, y 57.6 MPa no confinado a la resistencia de compresión uniaxial), cuando las muestras se cargan sin restricción longitudinal mediante la sustitución de las placas de cojinete sólidos de una máquina de ensayo convencional teniendo platinas con el cepillo. Estas placas consistían en una serie de pequeñas barras de acero muy próximas entre sí que eran lo suficientemente flexible para seguir las deformaciones de hormigón sin generar restricción apreciable de la pieza de ensayo. Figura 3-20 muestra las curvas de tensión bajo esfuerzos típicos para hormigón (a) compresión biaxial, (b) combinado tensión-compresión, y (c) la tensión biaxial. curvas de interacción esfuerzo biaxiales se muestran en la Fig. 3-21. Los datos de prueba muestran que la resistencia del hormigón sometido a compresión biaxial (Fig. 3-20a) puede ser de hasta 27 por ciento mayor que la resistencia uniaxial. Para tensiones de compresión iguales en dos direcciones principales, el aumento de la fuerza es de aproximadamente 16 por ciento. Bajo biaxial de compresión de tensión (Fig. 3-20b), la resistencia a la compresión disminuye casi linealmente como la resistencia a la tracción aplicado aumenta. Desde el sobre fuerza biaxial de hormigón (Fig. 3-21a) se puede observar que la resistencia del hormigón bajo tensión biaxial es aproximadamente igual a la resistencia a la tracción uniaxial. Chen señala que la ductilidad de concreto bajo tensiones biaxiales tiene valores diferentes dependiendo de si los estados de esfuerzo son la compresión o tracción. Por ejemplo, en la compresión biaxial (Fig. 3-20a) el microdeformación de compresión máxima promedio es de 3000 y el microdeformación de tracción máxima media varía de 2000 a 4000. La ductilidad a la tracción es mayor en compresión biaxial que en la compresión uniaxial. En tensión-compresión biaxial (Fig. 3-20b), la magnitud en la rotura tanto de las principales deformaciones de compresión y tracción disminuye cuando aumenta el esfuerzo de tracción. En tensión biaxial (Fig. 3-20c), el valor medio de la microdeformación máximo principal de tracción es sólo alrededor de 80. Los datos en la Fig. 3-21a muestran que el nivel de resistencia a la compresión uniaxial de hormigón prácticamente no afecta a la forma de las curvas de interacción esfuerzo biaxial o la magnitud de los valores (la resistencia a la compresión uniaxial de hormigones probado estaba en el rango desde 18.6 hasta 57.6 MPa). Sin embargo, en compresión y tensión en tensión biaxial (Fig. 3-21b), se observa que la fuerza relativa en cualquier combinación de esfuerzo biaxial particular, disminuye a medida que el nivel de resistencia a la compresión uniaxial aumenta. Neville sugiere que esto está de acuerdo con la observación general de que la relación de la fuerza elástica uniaxial a resistencia a la compresión disminuye a medida que se eleva el nivel de resistencia a compresión (véase la Tabla 3-2). El comportamiento del hormigón bajo tensiones multiaxiales es muy compleja y, como se explicó en la figura. 3-19, se describe generalmente desde un punto de vista fenomenológico. A diferencia de las pruebas de laboratorio para determinar el comportamiento del hormigón a compresión uniaxial, la tensión de división, flexión, y la carga de dos ejes, no hay pruebas estándar para
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hormigón sometidas a tensiones multiaxiales. Por otra parte, no existe un acuerdo general en cuanto a lo que debería ser el criterio de fallo.
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Figura 3-20 Curvas tensión-deformación experimentales para el hormigón en (a) la compresión biaxial, (b) la tensión com binada y compresión, y (c) la tensión biaxial. (De Kupfel, H., H.K. Hilsd orf, y H. Rush, J. ACI, Proc., Vol. 66, Nº 8, pp.622-663, 1969.)
Figura 3-21 Curvas de interacci ón biaxi al de tensiones: (a) sobre la fuerza; (B) la fuerza bajo tensión y compresión combinado y bajo tensión biaxial. (De Kupfel, H., H. K. Hilsdorf, y H. Rush, J. ACI, Proc., Vol. 66, Nº 8, pp . 622-663, 1969.)
Prueba tus conocimientos 3.1 ¿Por qué es la resistencia la propiedad más valorada en el hormigón por los diseñadores e ingenieros de control de calidad? 3.2 En general, discutir cómo la resistencia y la porosidad se relacionan entre sí. 3.3 Abrams estableció una regla que relaciona la relación agua-cemento de resistencia del hormigón. Lista Dos factores adicionales que tienen una influencia significativa en la resistencia del hormigón.
3.4 Explicar cómo la relación agua-cemento influye en la resistencia de la matriz de pasta de cemento y la zona de transición interfacial en el hormigón. 3.5 ¿Por qué la incorporación de aire reduce la resistencia de mezclas de concreto de moderada y alta resistencia, pero pueden aumentar la resistencia de las mezclas de concreto de baja resistencia? 3.6 ¿Para los tipos de ASTM I, III y V de cementos portland, en una relación agua-cemento que se está considerando los valores de resistencia máxima será diferente? ¿Los valores de resistencia a edad temprana ser diferente? Explica tu respuesta. 3.7 En lo que respecta a la resistencia del hormigón, al discutir los dos efectos opuestos que son causadas por un aumento en el tamaño máximo de agregado en una mezcla de hormigón. 3.8 A una relación agua-cemento dado, ya sea un cambio en el contenido de cemento o granulometría de los agregados se pueden hacer para aumentar la consistencia de una mezcla de concreto. ¿Cuál de las dos opciones me recomiendan? ¿Por qué no es deseable producir mezclas de concreto de una consistencia más alta de lo necesario? 3.9 ¿Se puede utilizar agua reciclada de las operaciones industriales como agua de amasado en concreto? ¿Qué pasa con el uso de agua de mar para este fin? 3.10 ¿Qué entiende por el término de curado del hormigón? ¿Cuál es el significado de curar? 3.11 ¿Desde el punto de vista de la resistencia del hormigón, ¿cuál de las dos opciones es indeseable, y por qué? (A) de hormigón fundido a 5 °C y se curó a 21 ° C. (B) de hormigón fundido a 21 °C y se curó a 5 ° C. 3.12 Muchos factores tienen una influencia en la resistencia a la compresión del hormigón. Explique brevemente cuál de las dos opciones que se enumeran a continuación se traducirá en una mayor resistencia a los 28 días: (A) relación agua-cemento de 0,5 frente a 0,4. (B) la temperatura de curado húmedo de 25 ° C frente a 10 ° C. (C) El uso de cilindro de prueba de tamaño de 150 por 300 mm frente a 75 por 150 mm. (D) El uso de una prueba de velocidad de carga de compresión de 3 MPa / s frente a 0,3 MPa / s. (E) analizar las muestras en una condición saturada frente a condiciones de secado al aire.
3,13 La temperatura durante la colocación de hormigón es conocido por tener un efecto sobre la resistencia a edad posterior. ¿Cuál sería el efecto sobre la resistencia de 6 meses cuando una mezcla de hormigón se coloca en (a)10°C y (b) 35 °C. 3.14 En general, ¿cómo están relacionados las resistencias a la compresión y de tracción del concreto? ¿Es esta relación independiente de la resistencia del hormigón? Si no es así, ¿por qué? Discutir cómo las mezclas y mineralogía de los agregados pueden afectar la relación.
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CAPITULO 4: Estabilidad dimensional Resumen
El Concreto muestra deformaciones elásticas, así como inelásticos de carga, y deformaciones de contracción en secado o enfriamiento. Cuando contenida, deformaciones por retracción dan lugar a patrones de esfuerzos complejas que a menudo conducen a la formación de grietas. En este capítulo, se discuten causas de la no linealidad en la relación esfuerzodeformación del concreto y se describen los diferentes tipos de módulos de elasticidad y los métodos de determinación de ellos. Las explicaciones se proporcionen en cuanto al por qué y cómo el agregado, la pasta de cemento, la zona de transición interfacial, y los parámetros de prueba afectan el módulo de elasticidad. Los efectos de esfuerzo resultantes de la contracción por secado y las cepas viscoelásticas en el hormigón no son los mismos; Sin embargo, con los dos fenómenos las causas subyacentes y los factores de control tienen mucho en común. Se discuten los parámetros importantes que influyen en la contracción por secado y la fluencia, tales como contenido de agregado, rigidez, contenido de agua, contenido de cemento, el tiempo de exposición, la humedad relativa, y el tamaño y forma de la pieza de hormigón. contracción térmica es de gran importancia en los elementos de hormigón masivo. Su magnitud se puede controlar mediante el control del coeficiente de expansión térmica, contenido de agregado y el tipo de cemento, y la temperatura de los materiales en la fabricación de concretos. También se discuten los conceptos de extensibilidad, capacidad de deformación por tracción, y su importancia a la fisuración en el hormigón. 4.1. Tipos de deformaciones y su signif icado
Las deformaciones en el hormigón, que a menudo conducen a la formación de grietas, se producen como resultado de la respuesta del material a la carga externa y el medio ambiente. Cuando recién el concreto haya endurecido (ya sea cargada o descargada) se expone a la temperatura ambiente y la humedad, por lo general, se somete a contracción térmica (la deformación de contracción asociada con el enfriamiento) y la contracción por secado (deformación de contracción asociada con la pérdida de humedad). Cuál de las dos deformaciones de contracción será dominante bajo una condición dada depende, entre otros factores, del tamaño del miembro, características de los materiales concretos de decisiones, y mezclar proporciones. En general, con enormes estructuras (por ejemplo, cerca de un 1m o más de espesor), la contracción por secado es un factor menos importante que la contracción térmica. No debería tenerse en cuenta que los elementos de concreto están casi siempre bajo restricción, a veces debido a la fricción sub-base y miembros de extremo, pero por lo general a partir de acero de refuerzo y del diferencial de las deformaciones que se desarrollan entre el exterior y el interior del concreto. Cuando la tensión a la contracción en un material elástico es totalmente restringida, da lugar a un esfuerzo de tracción elástico; la magnitud de la tensión inducida se determina por el producto de la deformación y el módulo de elasticidad E y del equipo ( E ). El módulo de elasticidad del hormigón también depende de las características de los materiales granulares en el concreto y mezclar proporciones, pero no necesariamente en el mismo grado como las deformaciones de contracción. Se espera que el material a combinarse pueda agrietarse cuando del módulo elástico y la tensión de contracción
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induce un nivel de tensión que excede su resistencia a la tracción (Fig. 4-1). Dada la baja resistencia a la tracción del hormigón, esto sucede en la práctica, pero, afortunadamente, la magnitud de la tensión no es tan alta como se había predicho por el modelo elástico. Para entender el motivo por el que un elemento de hormigón no se puede romper en absoluto o se puede romper, pero no después de la exposición al medio ambiente, tenemos que considerar la forma de concreto que respondería a la tensión sostenida o a la deformación sostenida. El fenómeno de un aumento gradual de la tensión con el tiempo bajo un nivel dado de esfuerzo sostenido se llama fluencia. El fenómeno de la disminución gradual de esfuerzo con el tiempo bajo un nivel dado de tensión sostenida se denomina relajación de esfuerzos. Ambas manifestaciones son típicas de los materiales viscoelásticas. Cuando se restringe un elemento de concreto, la viscoelasticidad de concreto se manifestará en una disminución progresiva del esfuerzo con el tiempo (Fig. 4-1, la curva b). Por lo tanto, en las condiciones de restricción presentes en el concreto, la interacción entre los esfuerzos de tracción elásticas inducidas por tensiones de contracción y el alivio del esfuerzo debido a comportamiento viscoelásticas está en el centro de las deformaciones y grietas en la mayoría de las estructuras. En la práctica, las relaciones esfuerzo-deformación en el concreto son mucho más complejas de lo indicado en la figura. 4-1. En primer lugar, el hormigón no es un material realmente elástico; En segundo lugar, ni las deformaciones ni las restricciones son uniformes a lo largo de una pieza de hormigón; Por lo tanto, las distribuciones de esfuerzos resultantes tienden a variar de un punto a otro. Sin embargo, es importante conocer la contracción elástica de secado, la contracción térmica, y las propiedades viscoelásticas de hormigón y los factores que las afectan.
4.2. Comport amiento elástico
Las características elásticas de un material son una medida de su rigidez. A pesar del comportamiento no lineal de concreto una estimación del módulo elástico (la relación entre del esfuerzo aplicado y deformación instantánea dentro de un límite proporcional asumido) es necesaria para la determinación de los esfuerzos inducidos por deformaciones asociadas con efectos ambientales. También es necesaria para el cálculo de los esfuerzos de diseño bajo carga en elementos simples y momentos y flexiones de estructuras complicadas. 4.2.1. La no linealidad de la relación de esfuerzo-deformación
A partir de la típica (s - e) curvas de agregado, la pasta de cemento endurecido, y el hormigón cargado en compresión uniaxial (Fig. 4-2), se hace
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inmediatamente evidente que, a diferencia del agregado y la pasta de cemento, el hormigón no es un material elástico. No es la deformación en la carga instantánea de una muestra concreto que resultaron ser directamente proporcional al esfuerzo aplicado, ni está totalmente recuperada tras la descarga. La causa de la no linealidad de la relación de esfuerzos y deformaciones se explica a partir de estudios sobre microfisuración progresiva del hormigón bajo carga por los investigadores, de la Cornell University1 (fig. 43 y una revisión de su trabajo por Glucklich2). 64
En lo que respecta a la relación entre el nivel de esfuerzo (expresado como porcentaje de la carga de rotura) y microfisuración en hormigón, Fig. 4-3 muestra que el comportamiento del hormigón se puede dividir en cuatro etapas distintas. En condiciones normales de exposición atmosféricas (cuando un elemento de concreto se somete a secado o efectos de contracción térmica) debido a las diferencias en sus deformaciones diferenciales los módulos elásticos están configurados entre la matriz y el agregado grueso, causando grietas en la zona de transición interfacial. Por lo tanto, incluso antes de la aplicación de una carga externa, microfisuras ya existen en la zona de transición interfacial entre el mortero de la matriz y el agregado grueso. El número y la anchura de estas grietas en una muestra concreto dependen, entre otros factores, de las características de sangrado, y la historia de curado del hormigón. Por debajo de aproximadamente 30 por ciento de la carga de rotura, las grietas zona de transición interfaciales permanecen estables; Por lo tanto, las curva sigue siendo lineal. Esta es la etapa 1 en la Fig. 4-3. Por encima de 30 por ciento de la carga de rotura, con el aumento del esfuerzo las microfisuras de la zona de transición interfaciales comienzan a aumentar en longitud, anchura, y el número. Por lo tanto, la relación aumenta y la curva empieza a desviarse apreciablemente de una línea recta. Sin embargo, hasta alrededor de 50 por ciento de la tensión de rotura, un sistema estable de microfisuras parece existir en la zona de transición interfacial. Esta es la etapa 2 y en esta etapa el agrietamiento de la matriz es insignificante. A los 50 a 60 por ciento de la carga de rotura, las grietas comienzan a formar en la matriz. Con un aumento adicional en el estrés nivel de hasta aproximadamente 75 por ciento de la carga de rotura, no sólo el sistema de grieta en la zona de transición interfacial se vuelve inestable, sino también la proliferación y propagación de grietas en los aumentos de la matriz, haciendo que las curva para doblar considerablemente hacia la horizontal. Esta es la etapa 3. A los 75 a 80 por ciento de la carga de rotura, la tasa de liberación de energía de deformación parece alcanzar el nivel crítico necesario para el crecimiento de grietas espontánea bajo esfuerzo sostenido, y las deformaciones de materiales hasta el fallo. En resumen, por encima de 75 por ciento de la carga de rotura, con el
aumento de esfuerzo se desarrollan deformaciones muy altas, lo que indica que el sistema de grietas se está convirtiendo en continúo debido a la rápida propagación de grietas tanto en la matriz y la zona de transición interfacial. Esta es la etapa final (Etapa 4). 4.2.2. Tipos de módu los elásticos
El módulo estático de elasticidad de un material bajo tensión o compresión está dado por la pendiente de las curva para el hormigón bajo carga uniaxial. Dado que la curva para el hormigón no es lineal, se utilizan tres métodos para calcular el módulo. Esto ha dado lugar a los tres tipos de módulos de elasticidad, como se ilustra en la figura. 4-4: 1. El módulo tangente es dado por la pendiente de una línea trazada tangente a la curva de esfuerzo-deformación en cualquier punto de la curva. 2. El módulo secante está dado por la pendiente de una línea trazada desde el origen a un punto de la curva correspondiente a un esfuerzo de 40 por ciento de la carga de falla.
3. El módulo acorde está dado por la pendiente de una línea trazada entre dos puntos de la curva esfuerzo-deformación. En comparación con el módulo secante, en lugar del origen de la línea se extrae de un punto que representa una deformación longitudinal de 50 m /m hasta el punto que corresponde a 40 por ciento de la carga última. Desplazamiento de la línea de base por 50 m se recomienda para corregir la ligera concavidad que a menudo se observa en el comienzo de la curva de esfuerzo-deformación. El módulo dinámico de elasticidad, que corresponde a una muy pequeña deformación instantánea, está dado, aproximadamente, por el módulo tangente inicial, que es el módulo tangente de una línea trazada en el origen. Por lo general, 20, 30, y 40 por ciento más alto que el módulo estático de elasticidad para alta, media y baja resistencia concretos, respectivamente. Para el análisis de esfuerzos de estructuras sometidas a terremoto o impacto de carga es más apropiado utilizar el módulo dinámico de elasticidad, que se puede determinar con más precisión por una prueba de sonido. El módulo de flexión de elasticidad puede determinarse a partir de la prueba de deflexión en una viga cargada. Para una viga simplemente apoyada en los extremos y se carga en el tramo medio, ignorando la desviación de corte, el 3
valor aproximado del módulo se calcula de: E
PL
48 I Dónde: Δ = centro de la luz de desviación debido a la carga P
L = longitud de tramo I = momento de inercia
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El módulo de flexión se utiliza comúnmente para el diseño y el análisis de los pavimentos. 4.2.3. Determinación del módulo de elastic idad estático
ASTM C 469 describe un método de prueba estándar para la medición del módulo estático de elasticidad (módulo de acorde) y la proporción de 150 por 300 mm cilindros de hormigón cargado en compresión longitudinal a una velocidad de carga constante dentro del rango de 0,24 ± 0,03 MPa / s de Poisson. Normalmente, las deformaciones se miden por un transformador diferencial lineal variable. La típica curva , con cálculos de muestra para los módulos de elasticidad secante de las tres mezclas de hormigón de la figura. 3-17, se muestran en la Fig. 4-5. Los valores del módulo elástico utilizados en los cálculos de diseño concreto generalmente se estimaron a partir de expresiones empíricas que asumen dependencia directa del módulo elástico de la fuerza y densidad de hormigón. Como una primera aproximación que esto tiene sentido ya que el comportamiento de esfuerzo-deformación de los tres componentes del concreto a saber, el agregado, la matriz de la pasta de cemento, y la zona de transición interfacial, de hecho, sería determinado por sus capacidades de la persona, que a su vez están relacionados con la resistencia final del hormigón. Además, puede observarse que el módulo de elasticidad del agregado (que controla la capacidad del agregado para contener cambios de volumen en la matriz) está directamente relacionada con su porosidad, y la medición de la unidad de peso de concreto pasa a ser la forma más fácil de la obtención de una estimación de la porosidad total.
De acuerdo con ACI 318 Building Code, con una unidad de peso de concreto entre 1.500 y 2.500 kg/m3, el módulo de elasticidad puede determinarse a partir de Ec c1.5 0.043 f c'1/ 2 . Donde, E c = módulo estático de elasticidad (MPa) c = unidad de peso (kg/m3) ' f c = 28 días resistencia a la compresión de los cilindros estándar (MPa) En el Código CEB-FIP Modelo (1990), el módulo de elasticidad de peso normal hormigón puede estimarse a partir de Ec 2.15 104 ( f c /10)1/3 .
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Donde E c es el módulo a 28-días de elasticidad del hormigón (MPa) y la media de f cm resistencia a la compresión de 28 días. Si la resistencia a la compresión real no se conoce, f cm debe ser sustituido por f ck +8, donde f ck es la característica resistencia a la compresión. La relación de módulo elástico resistencia fue desarrollado para hormigón con agregados de cuarcita. Para otros tipos de agregados, el módulo de elasticidad y se puede obtener multiplicando E c con factores de e de la Tabla 4-1. Se debe mencionar que la expresión CEB-FIP es válido para los puntos fuertes característicos de hasta 80 MPa, mientras que la ecuación ACI es válida solamente hasta 41 MPa. Extensiones a la formulación de ACI se presentan en el Cap. 12 (véase el hormigón de alta resistencia). Suponiendo que la densidad del concreto ha de ser 2.320 kg / m3, los valores calculados del módulo de elasticidad para el hormigón de peso normal de acuerdo con el Código de Construcción tanto ACI y CEB-FIP Código Modelo (1990) se muestran en la Tabla 4-2.
A partir de la siguiente discusión de los factores que afectan el módulo de elasticidad del hormigón, será evidente que los valores calculados se muestran en la Tabla 4-2, que se basan en la fuerza y densidad de concreto deben ser tratados como sólo aproximados. Esto se debe a las características de transición de la zona y el estado de humedad de la muestra en el momento de la prueba no tienen un efecto similar sobre la resistencia y el módulo elástico. 4.2.4. El coefici ente de Poisson
Para un material sometido a una carga axial simple, la proporción de la tensión lateral a la deformación axial dentro de la gama elástica se denomina el coeficiente de Poisson. el coeficiente de Poisson no es generalmente necesario para la mayoría de los cálculos de diseño concreto; sin embargo, es necesaria para el análisis estructural de túneles, presas de arco, y otras estructuras estáticamente indeterminado. En el hormigón los valores del coeficiente de Poisson generalmente varían entre 0,15 y 0,20. No parece haber ninguna relación consistente entre las características concreto de relación y de Poisson como relación agua-cemento, la edad de curado, y la gradación de agregado. Sin embargo, el coeficiente de Poisson es generalmente más baja en el concreto de alta resistencia, y más alto para el concreto saturado y para el hormigón cargado dinámicamente. 4.2.5. Factores que afectan módulo de elastici dad
En materiales homogéneos existe una relación directa entre la densidad y módulo de elasticidad. En los materiales heterogéneos, multifase, tales como hormigón, la fracción de volumen, la densidad y el módulo de elasticidad de los principales componentes, y las características de la zona de transición interfacial, determinar el comportamiento elástico del material compuesto. Dado que la densidad es de forma opuesta en relación con la porosidad, obviamente, los factores que afectan la porosidad del agregado, la matriz de la pasta de cemento, y la zona de transición interfacial sería importante. Para hormigón, la
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relación directa entre la resistencia y el módulo elástico se deriva del hecho de que ambos se ven afectados por la porosidad de las fases constituyentes, aunque no en el mismo grado. Agregado. Entre las características de agregado grueso que afectan al módulo
elástico del concreto es la porosidad que parece ser el más importante. Esto se debe a la porosidad agregado determina su rigidez, que a su vez controla la capacidad del agregado para contener el esfuerzo en la matriz. Los agregados densos tienen un alto módulo de elasticidad. En general, cuanto mayor sea la cantidad de agregado grueso con un alto módulo elástico en una mezcla de hormigón, mayor sería el módulo de elasticidad del hormigón. Debido a que con hormigón de baja o de resistencia media, la resistencia no se ve afectada por las variaciones normales en la porosidad total, esto demuestra que todas las variables pueden no controlar la fuerza y el módulo elástico de la misma manera. Las pruebas de núcleos de roca han demostrado que el módulo de elasticidad de los agregados naturales de baja porosidad como el granito, roca de la trampa, y el basalto se encuentra en el rango de 70 a 140 GPa (10 a 20×10 6 psi), mientras que con areniscas, calizas y gravas de la variedad porosa que varía desde 21 hasta 49 GPa (3-7×106 psi). Los agregados livianos son altamente porosos; dependiendo de la porosidad, el módulo elástico de un agregado de peso ligero puede ser tan baja como 7 GPa (1 × 106) o tan alto como 28 GPa (4×106 psi). En general, el módulo elástico del hormigón ligeroagregado oscila del 14 al 21 GPa (2,0 a 3,0×106 psi), que está entre 50 y 75 por ciento del módulo para el hormigón de peso normal de la misma fuerza. Otras propiedades del agregado también influyen en el módulo de elasticidad del hormigón. Por ejemplo, tamaño del agregado, forma, textura superficial, clasificación, y la composición mineralógica puede influir en la microfisuración en la zona de transición interfacial y por lo tanto afectar a la forma de la curva de esfuerzo-deformación. La matriz de la pasta de cemento. El módulo de elasticidad de la matriz de pasta de cemento está determinado por su porosidad. Los factores que controlan la porosidad de la matriz de pasta de cemento, tales como relación agua-cemento, el contenido de aire, aditivos minerales, y el grado de hidratación del cemento, se enumeran en la Fig. 3-12. se ha informado de valores en el rango 7 a 28 GPa (1 a 4×106 psi), como los módulos de elasticidad de las pastas de cemento Portland hidratados de porosidad variable. Debe tenerse en cuenta que estos valores son similares a los módulos de elasticidad de los agregados de peso ligero. Zona de transición. En general, huecos, microfisuras, y los cristales de
hidróxido de calcio capilares orientadas son relativamente más común en la zona de transición interfacial que en la matriz a granel; Por lo tanto, juegan un papel importante en la determinación de las relaciones de esfuerzos y deformaciones en el concreto. Los factores que controlan la porosidad de la zona de transición interfacial se enumeran en la Fig. 3-12. Se ha informado de que la fuerza y módulo de elasticidad del hormigón no son influenciados en el mismo grado por curado de edad. Con diferentes mezclas de hormigón de fuerza variable, se encontró que en edades más avanzadas (es decir, 3 meses a 1 año), el módulo elástico aumentado a un ritmo mayor que la resistencia a la compresión (Fig. 4-6). Es posible que el efecto beneficioso de
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una mejora en la densidad de la zona de transición interfacial, como resultado de la interacción química lenta entre la pasta de cemento alcalino y agregada, es más pronunciado para la relación de esfuerzo-deformación que para la resistencia a la compresión del hormigón. Los parámetros de prueba. Se observa que, independientemente de
proporciones de la mezcla o la edad de curado, las muestras concreto que se prueban en condiciones de humedad muestran aproximadamente 15 por ciento módulo de elasticidad más alto que las muestras correspondientes a prueba en una condición seca. Curiosamente, la resistencia a la compresión de la muestra se comporta de la manera opuesta; es decir, la fuerza es mayor en aproximadamente un 15 por ciento cuando las muestras se ensayaron en estado seco. Parece que el secado del hormigón produce un efecto diferente en la matriz de la pasta de cemento que en la zona de transición interfacial; mientras que la primera ganancia de fuerza debido a un aumento en la fuerza de van der Waals de la atracción en los productos de hidratación, este último pierde fuerza debido a la microfisuración. La resistencia a la compresión del hormigón aumenta cuando la matriz es la fuerza de determinación; Sin embargo, el módulo elástico se reduce debido a los aumentos en la transición de la zona de microfisuración en gran medida afecta el comportamiento de esfuerzos y deformaciones. Hay otra explicación para el fenómeno. En un cemento saturado pega el agua adsorbida en el C-S-H es de soporte de carga, por lo tanto, su presencia contribuye a el módulo elástico; Por otra parte, la presión disjoining en el C-S-H (ver. Chap 2) tiende a reducir la fuerza de van der Waals de la atracción, lo que disminuye la fuerza.
La llegada y el grado de no linealidad de la curva de esfuerzo-deformación obviamente dependerá de la velocidad de aplicación de la carga. En un nivel de tensión dado el ritmo de propagación de grietas, y por lo tanto el módulo de elasticidad, es dependiente de la velocidad a la que se aplica la carga. Bajo carga instantánea, sólo un poco de la tensión puede ocurrir antes del fallo, y el módulo de elasticidad es muy alta. En el intervalo de tiempo que normalmente se requiere para poner a prueba las muestras (2-5 min), la cepa se aumentó en un 15 a 20 por ciento, por lo tanto, el módulo de elasticidad disminuye correspondientemente. Para tasas de carga muy lento, el elástico y las cepas de fluencia sería superpuestas, lo que disminuye el módulo de elasticidad más. Figura 4-7 presenta un resumen que muestra todos los factores mencionados anteriormente, que afectan al módulo de elasticidad del hormigón. 4.3. El secado retracció n y flu encia
Por una variedad de razones, es deseable para discutir la contracción por secado y los fenómenos viscoelásticas (fluencia y de relajación de esfuerzo) juntos. En primer
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lugar, tanto la contracción por secado y la fluencia se originan de la misma fuente, es decir, la pasta de cemento hidratado; En segundo lugar, las curvas de tiempodeformación son muy similares; En tercer lugar, los factores que influyen en la contracción por secado también influyen en la fluencia en general, de la misma manera; cuarto, en concreto la microdeformaciones de cada fenómeno, 400 a 1000×10-6, es grande y no puede ser ignorado en el diseño estructural; y en quinto lugar, tanto la contracción por secado y la fluencia son parcialmente reversibles. 70
4.3.1. Causas
Como se describe en el Cap. 2, una pasta de cemento saturadas no permanecerá estable dimensionalmente cuando se expone a una humedad ambiente que están por debajo de la saturación, debido principalmente a la pérdida de agua adsorbida físicamente de los resultados de C-S-H en una deformación de la contracción. Del mismo modo, cuando una pasta de cemento hidratado se somete a un esfuerzo sostenido, dependiendo de la magnitud y la duración de esfuerzo aplicada, el C-S-H perderá una gran cantidad de agua adsorbida físicamente, y la pasta mostrará una deformación por fluencia. Esto no quiere decir que no hay otras causas que contribuyen a la fluencia en el hormigón; sin embargo, la pérdida de agua adsorbida a presión sostenida parece ser la causa más importante. En resumen, tanto la contracción por secado y de fluencia de deformación en hormigón se supone que son relacionados principalmente con la eliminación de agua adsorbida a partir de la pasta de cemento hidratado. La diferencia es que en un caso la humedad relativa diferencial entre el hormigón y el medio ambiente es la fuerza motriz, mientras que, en el otro, es la tensión aplicada sostenida. Una vez más, como se indica en el cap. 2, una causa menor de la contracción del sistema, ya sea como resultado de secado o esfuerzo aplicado es la eliminación de agua retenida por la tensión hidrostática en los capilares pequeños (<50 nm) de la pasta de cemento hidratado. Las causas de la fluencia en el hormigón son más complejos. En general se acepta que, además de los movimientos de humedad que hay otras causas que contribuyen al fenómeno de fluencia. La no linealidad de la relación esfuerzodeformación en el hormigón, especialmente a niveles de tensión mayor que 30 a 40 por ciento del esfuerzo último, muestra claramente la contribución de las microfisuras zona de transición interfaciales a la fluencia. Aumento de la deformación por fluencia, que invariablemente se produce cuando el hormigón es a la vez expuesto a la condición de secado, es causada por microfisuración adicional en la zona de transición interfacial debido a la contracción por secado. La aparición de la respuesta elástica retardada en su conjunto es otra causa de la fluencia en el hormigón. Dado que la pasta de cemento y el agregado se unen entre sí, la presión sobre la antigua disminuye gradualmente a medida que la carga se transfiere a este último, que con el aumento de la transferencia
de carga se deforma elásticamente. Así, la deformación elástica retardada en su conjunto contribuye al desplazamiento total. 4.3.2. Efecto de las condiciones de carga y humedad en la contracción por secado y el comport amiento v iscoelástico
En la práctica, la contracción por secado y los fenómenos viscoelásticos suelen tener lugar al mismo tiempo. Tenga en cuenta las diversas combinaciones de carga, de restricción, y las condiciones de humedad que se presentan en la Tabla 4-3. Aplicación de un esfuerzo constante sobre una muestra de hormigón en condiciones de 100 por ciento de humedad relativa conduce a un aumento de la deformación con el tiempo, esto se llama la fluencia básica. Esta condición se presenta a menudo en estructuras de hormigón masivo, donde la contracción por secado se puede despreciar. Ahora, en lugar de aplicar una tensión constante pasemos a analizar el caso en el que se impone una deformación constante sobre la muestra de hormigón. Cuando se aplica el esfuerzo, el espécimen de hormigón tendrán una tensión elástica instantánea; sin embargo, el esfuerzo disminuirá con el tiempo por el fenómeno de la de relajación de esfuerzo. Tanto la fluencia y la relajación de la tensión puede ser visualizado como resultante de la aplicación de tensión a un modelo de muelles y amortiguadores clásica (muelles y amortiguadores conectados en serie o en paralelo se discuten en el Cap. 13). La exposición de una muestra de hormigón sin restricciones a las condiciones de humedad relativa baja provoca la contracción por secado, lo que aumenta con el tiempo. Sin embargo, si se restringe la muestra, es decir, si no es libre de moverse, la cepa será cero, pero los esfuerzos de tracción se desarrollarán con el tiempo. Esta es la razón de agrietamiento debido a la contracción por secado. Se ha observado que cuando un concreto está bajo carga y se expone simultáneamente a bajo ambiente de humedad relativa, la deformación total es mayor que la suma de la deformación elástica, tensión de contracción libre (secado contracción deformación del hormigón sin carga), y la tensión de base de fluencia (sin secado). La fluencia adicional que se produce cuando la muestra bajo carga también se está secando se llama la fluencia de secado. fluencia total es la suma de la fluencia de base y secado; sin embargo, es una práctica común hacer caso omiso de la distinción entre la base y la fluencia de secado, y la fluencia se considera simplemente como la deformación bajo carga en exceso de la suma de la deformación elástica y la tensión de contracción de secado libre.
71
La interacción entre el esfuerzo de secado contracción restringida y de relajación de esfuerzo debido al comportamiento viscoelástico de hormigón se ilustra en la Fig. 4-1, y también se muestra en la Tabla 4-3. Debido a las condiciones de contorno, la deformación es cero y la magnitud de los esfuerzos de tracción causados por la contracción por secado se reduce la relajación y de estrés. Tenga en cuenta que la presentación de los datos de fluencia se puede hacer de diferentes maneras, que han dado lugar a una terminología especial. Por ejemplo, la fluencia específica es la de deformación por unidad de esfuerzo aplicado y el coeficiente de fluencia es la relación de deformación por fluencia a la tensión elástica. 4.3.3. Reversibilidad
El comportamiento típico de hormigón en el secado y rehumectación o en la carga y descarga se muestra en la Fig. 4-8. Tanto la contracción por secado y los fenómenos de fluencia en concreto exhiben un grado de irreversibilidad que tiene una importancia práctica. La figura 4-8 muestra que después del primer secado, el hormigón no regresó a la dimensión original en la rehumectación. Por lo tanto, la contracción por secado se ha clasificado en la contracción reversible (que es la parte de la contracción total que es reproducible en los ciclos mojado-seco); y la contracción irreversible (que es la parte de la contracción total en la primera de secado que no puede ser reproducida en ciclos de mojado-secos posteriores). La contracción por secado irreversible es probablemente debido al desarrollo de los enlaces químicos dentro de la estructura C-S-H como consecuencia del secado. La mejora en la estabilidad dimensional de hormigón como resultado de la primera de secado se ha utilizado ventajosamente en la fabricación de productos de hormigón prefabricado. La curva de fluencia para una muestra de hormigón en masa sometido a compresión uniaxial sostenida durante 90 días y posteriormente descargadas se muestra en la Fig. 4-8b. Cuando se descarga el espécimen la recuperación instantánea o elástico es aproximadamente del mismo orden que la deformación elástica en primera aplicación de la carga. La recuperación instantánea es seguida por una disminución gradual de la deformación llamada de recuperación de fluencia. A pesar de la recuperación de fluencia se produce más rápidamente que la fluencia, la inversión de la deformación por fluencia no es total. Similar a la contracción por secado (Fig. 4-8a), este fenómeno se define por los términos correspondientes, la fluencia reversible e irreversible. Una parte de la fluencia reversible se puede atribuir a la deformación elástica retardada en conjunto, que es totalmente recuperable. 4.3.4. Factores que afectan a la contracci ón por secado y la fluencia
En la práctica, los movimientos de humedad en la pasta de cemento hidratado, que controlan esencialmente los retracción y fluencia de deformación de secado en concreto, están influenciadas por numerosos factores que interactúan simultáneamente. Las interrelaciones entre estos factores son bastante complejas y no se entiende fácilmente. Los factores se clasifican y se discuten a continuación de forma individual, con el único fin de comprender su importancia relativa. Materiales y mezcla-proporciones. La principal fuente de deformaciones
relacionadas con la humedad en el hormigón es la pasta de cemento hidratada.
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Por lo tanto, se han hecho muchos intentos de obtener expresiones que relacionan la contracción por secado o de deformación a la fracción de volumen de la pasta de cemento hidratado en el hormigón (como se determina por el contenido de cemento y el grado de hidratación). Aunque tanto la contracción por secado y la deformación por fluencia son una función del contenido de la pasta de cemento hidratado, no existe una proporcionalidad directa porque el sistema de seguridad contra la deformación tiene una gran influencia sobre la magnitud de la deformación. La mayoría de las expresiones teóricas para predecir la contracción por secado o la fluencia del hormigón se supone que el módulo de elasticidad del hormigón puede proporcionar una medida adecuada del grado de restricción contra la deformación y que, en una primera aproximación, el módulo elástico de agregado determina el módulo elástico del hormigón. Cuando el módulo de elasticidad del agregado se convierte en una parte de la expresión matemática, es conveniente para relacionar la contracción por secado o la deformación por fluencia a la fracción de agregado en lugar de a la fracción de la pasta de cemento en el hormigón. Esto se realiza fácilmente debido a que la suma de los dos es constante. Powers, investigó la contracción por secado de las muestras de hormigón que contienen dos agregados diferentes y relaciones agua-cemento de 0,35 o 0,50. A partir de los datos mostrados en la Fig. 4-9a la relación de la retracción del hormigón ( S c ) a la contracción de la pasta de cemento ( S p ) puede estar relacionada de manera exponencial a la fracción de volumen de agregado ( g ) en el hormigón
S c S p
(1 g ) n .
L'Hermite4 encontró que los valores de “n” varían entre 1,2 y 1,7 dependiendo del módulo de elasticidad del agregado. Desde el punto de vista de los componentes de contracción-refrenamiento en la retracción del hormigón que causan y, Powers sugiere que el cemento no hidratado presente puede considerarse una parte del agregado (Fig. 49a). La Figura 4-9 muestra que existe una relación similar entre la concentración en volumen de agregado y la fluencia del hormigón. Neville sugirió que la fluencia del hormigón ( C c ) y la
73
pasta de cemento ( C p ) puede estar relacionada con la suma del agregado ( g ) y el cemento no hidratado (m) contenido:
log
C c C p
log
1 1 g
En concreto bien curado, dejando de lado la pequeña fracción de cemento no hidratado (m), la expresión puede reescribirse como
C c C p
(1 g ) .
Por lo tanto, las expresiones de fluencia y retracción de secado son similares. La clasificación, el tamaño máximo, la forma y la textura de agregado también se han sugerido como factores que influyen en la contracción por secado y la fluencia. Se conviene generalmente que el módulo de elasticidad del agregado es el factor más importante; la influencia de otras características agregadas puede ser indirecta, es decir, a través de su efecto sobre el contenido de agregados del hormigón o en la compactibilidad de la mezcla de concreto. La influencia de las características agregadas, principalmente el módulo elástico, se confirmó por Troxell et del al. Estudio (Fig. 4-10) de la fluencia y la retracción del hormigón durante un período de 23 años. A medida que el módulo de elasticidad del agregado afecta a la deformación elástica de hormigón, existe una buena correlación entre la deformación elástica de hormigón y la contracción por secado o los valores la fluencia. El uso de proporciones de la mezcla fijos, se encontró que los valores de contracción de secado 23 años de mezcla de hormigón que contienen cuarzo y piedra caliza agregada eran 550 y 650×10 -6, respectivamente; mezclas de concreto que contienen grava y piedra arenisca mostraron 1140 y 1260×10-6 de contracción de secado, respectivamente. La deformación elástica de los hormigones que contienen ya sea de cuarzo o agregado de piedra caliza fue de aproximadamente 220×10-6 y la deformación elástica de los hormigones que contienen ya sea grava o piedra arenisca agregado fue aproximadamente de 280×10-6. Los valores de la fluencia correspondientes fueron de 600, 800, 1070, y 1500×10-6 para el hormigón que contiene piedra caliza, cuarzo, grava, piedra arenisca y agregados, respectivamente. La importancia del módulo agregado en el control de las deformaciones de hormigón es obvia a partir de Troxell et al. Datos, que muestran que tanto la contracción por secado y de la fluencia del hormigón aumentó 2,5 veces cuando un alto módulo de elasticidad agregada fue sustituido con un bajo módulo de elasticidad del agregado. Aunque la influencia del tipo de agregado sobre la fluencia y la retracción de secado es similar, un examen más detallado de las curvas de la figura. 4-10 muestra diferencias sutiles. Por ejemplo, en comparación con el esfuerzo de secado contracción, la fluencia del hormigón que contiene basalto o cuarzo agregado era relativamente más alto. Una explicación plausible es el más alto grado de microfisuras en la zona de transición interfacial que es posible cuando se utiliza un agregado relativamente no reactivo para la toma de hormigón.
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Esto pone de relieve el punto de que la fluencia en el hormigón es controlada por más de un mecanismo. Dentro de ciertos límites, las variaciones en la finura y la composición de cemento portland afectan la velocidad de hidratación, pero no el volumen y las características de los productos de hidratación. Por lo tanto, muchos investigadores han observado que los cambios normales en la finura del cemento o la composición, que tienden a influir en el comportamiento de secado de contracción de las pequeñas muestras de pasta de cemento o mortero, tienen un efecto insignificante en concreto. Obviamente, con un determinado agregado y mezclar proporciones, si el tipo de cemento influye en la resistencia del hormigón en el momento de aplicación de carga, la fluencia del hormigón se verá afectada. Cuando se carga a edades más tempranas, de hormigón que contiene un cemento portland ordinario muestra generalmente más alta que la fluencia del hormigón correspondiente que contiene un cemento de alta resistencia inicial (Fig. 4-11b). Debido a sus mezclas de hormigón de baja resistencia inicial a base de portland de alto horno de cemento de escoria y cemento portland-puzolana mostrar también mayor fluencia a temprana edad que el Tipo I correspondiente en el hormigón de cemento. En general, la influencia del contenido de cemento y relación agua-cemento de hormigón en la contracción por secado y la fluencia no es directo, debido a un aumento en el volumen de pasta de cemento significa una disminución en la fracción g agregada y, por consiguiente, un aumento correspondiente de la humedad deformaciones dependientes en el hormigón. Para un contenido de cemento dado, con aumento de la relación agua-cemento, tanto la contracción por secado y la fluencia son conocidos por aumentar. Una disminución de la fuerza (por lo tanto, el módulo elástico) y un aumento de la permeabilidad del sistema son probablemente responsables de este comportamiento. Los datos en la Fig. 4-11a muestran que, para una relación agua-cemento dado, tanto la contracción por secado y la fluencia aumentó con el aumento de contenido de cemento. Esto se espera debido a un aumento en el volumen de la pasta de cemento; Sin embargo, en la práctica esto no siempre sucede. Los resultados de muchas investigaciones experimentales han demostrado que el análisis teórico anterior es válido para la contracción por secado, pero no siempre por fluencia. Los datos experimentales muestran que, dentro de una amplia gama de resistencias del hormigón, fluencia es inversamente proporcional a la resistencia del hormigón en el momento de aplicación de la carga. Parece, por lo tanto, que cualquier aumento de la fluencia, como resultado de la reducción del contenido total se compensa sobre-por una reducción de la fluencia que se asocia con el aumento de la resistencia del hormigón. Curvas que ilustran el efecto del contenido de cemento tanto en la contracción por secado y la fluencia en una proporción de relación agua-cemento se muestran en la Fig. 4-11c. Aditivos para hormigón, tales como cloruro de calcio, escoria granulada, y puzolanas, tienden a aumentar el volumen de poros finos en el producto de la hidratación del cemento. Dado que la contracción por secado y la fluencia en el
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hormigón están directamente relacionados con el agua en manos de pequeños poros en el rango de tamaño de 3 a 20 nm, hormigones que contienen aditivos que causan el refinamiento de poros suelen mostrar una mayor contracción de secado y la fluencia. Reductores de agua y la configuración aditivos retardantes, que son capaces de efectuar una mejor dispersión de las partículas de cemento anhidras en agua, también dar lugar a poros refinamiento en el producto de hidratación. Además, en general, los aditivos que aumentan la contracción por secado también tienden a aumentar la fluencia. 76
El tiempo y la humedad. La difusión del agua adsorbida y el agua retenida por
la tensión capilar en los poros pequeños (menos de 50 nm) del cemento hidratado pegar en grandes huecos capilares dentro del sistema o a la atmósfera es un proceso dependiente del tiempo que tiene lugar durante largos períodos. De la fluencia desde hace mucho tiempo y las pruebas de secado de contracción que duran más de 20 años, Troxell et al. encontrado que, con una amplia gama de proporciones de hormigón de mezcla, tipos de agregados, y las condiciones ambientales y de carga sólo del 20 al 25 por ciento de la contracción por secado de 10 años se realizó en 2 semanas, 50 a 60 por ciento en 3 meses, y el 75 a 80 por ciento en 1 año (Fig. 4-12a). Sorprendentemente, se encontraron resultados similares para los esfuerzos a la fluencia (Fig. 4-12b). Se espera un aumento en la humedad atmosférica para reducir la velocidad relativa del flujo de la humedad del interior de las superficies exteriores de hormigón. Con una condición dada de la exposición, los efectos de la humedad relativa (HR) del aire en el esfuerzo contracción por secado (Fig. 4-13a) y el coeficiente de la fluencia (Fig. 4-13b) se ilustran en las tablas publicadas por el Comité Euro- International du Béton (CEB). * a 100 por ciento de humedad relativa, la contracción por secado (Ec) se supone que es cero, el aumento a aproximadamente 200 microdeformaciones a 80 por ciento de humedad relativa, y 400 microdeformaciones a 45 por ciento de HR. Del mismo modo, el coeficiente de la fluencia, que es uno de los cinco coeficientes parciales contribuyen a desplazamiento total, se supone que es 1 en 100 por ciento de humedad relativa, se eleva a aproximadamente 2 a 80 por ciento de humedad relativa, y 3 a 45 por ciento de HR. Los datos que muestran el efecto de las condiciones de humedad y el espesor de la estructura de hormigón en la última contracción por secado y la fluencia se presentan en la Fig. 4-14. Geometría del elemento de hormigón. Debido a la resistencia al transporte
de agua desde el interior del hormigón a la atmósfera, la tasa de pérdida de agua, obviamente, sería controlado por la longitud de la trayectoria recorrida por el agua, que está siendo expulsado durante la contracción por secado y / o fluencia. En una constante RH, tanto el tamaño como la forma de un elemento de hormigón determinar la magnitud de la contracción por secado y la fluencia. Es conveniente expresar los parámetros de tamaño y forma por una única cantidad, expresada en términos de espesor efectivo o teórico, que es igual al área de la sección dividida por el semiperímetro en contacto con la atmósfera.
Las relaciones entre el espesor teórico y la contracción por secado o el coeficiente de la fluencia, tal como figura en las listas de éxitos (CEB), se ilustran en la figura. 4-14.
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Otros factores que afectan a la fluencia. La historia de curado del hormigón, la temperatura de exposición, y la magnitud de esfuerzo aplicada se sabe que afectan el secado de la fluencia más de la contracción por secado, probablemente debido a una mayor influencia de estos factores sobre las características de la zona de transición interfacial (es decir, porosidad, microfisuras, y la resistencia). Dependiendo de la historia de curado de un elemento de hormigón, las cepas la fluencia en la práctica pueden ser significativamente diferentes de los de las pruebas de laboratorio que se llevan a cabo a una humedad constante. Por ejemplo, los ciclos de secado pueden mejorar microfisuración en la zona de transición interfacial y de este modo aumentar la fluencia. Por la misma razón, a menudo se ha observado que alterna la humedad ambiental entre dos límites daría lugar a una la fluencia mayor que la obtenida a una humedad constante (dentro de esos límites). La temperatura a la que está expuesto el hormigón puede tener dos efectos contrapuestos sobre la la fluencia. Si un miembro de hormigón se expone a más alta que la temperatura normal como parte del proceso de curado antes de que se carga, la fuerza se incrementará y la deformación por fluencia sería menor que la de un hormigón correspondiente se almacena a una temperatura más baja. Por otro lado, la exposición a alta temperatura durante el período de carga se puede aumentar la fluencia. Nasser y Neville encontraron que, en el intervalo de temperatura 21-71 ° C, la la fluencia de 350 días aumentó aproximadamente 3,5 veces con la temperatura (Fig. 4-15). La influencia de la temperatura sobre la la fluencia es de considerable interés para nuclear PCRV (vasija del reactor pretensado de hormigón) establecimientos dado que la atenuación de neutrones y la absorción de rayos gamma hace que la temperatura del concreto aumentando (ver. Cap 12). En lo que respecta a la intensidad del esfuerzo aplicado, Troxell et al. encontrado una proporcionalidad directa entre la magnitud del esfuerzo sostenido y la fluencia del hormigón hecho con una relación de 0,69 aguacemento (20 MPa resistencia a la compresión nominal). Las muestras curadas durante 90 días y luego cargados durante 21 años mostraron 680, 1000, y 1450×10-6 de deformación, que corresponden a los niveles de esfuerzo sostenidos de 4, 6 y 8 MPa, respectivamente (Fig. 4-16). La proporcionalidad es válida siempre y cuando el esfuerzo aplicado está en el dominio lineal de relación de esfuerzo-deformación de (0,4 razón de tensiones
resistencia para un esfuerzo de compresión). A altas relaciones de esfuerzointensidad de un factor de corrección se debe utilizar a partir de los datos de la figura. 4-17. 4.4. La contracción térmic a
En general, los sólidos se expanden al calentarse y se contraen al enfriarse. La tensión asociada con el cambio de la temperatura dependerá del coeficiente de expansión térmica del material y de la magnitud de la caída de temperatura o aumento. Excepto bajo condiciones climáticas extremas, las estructuras de hormigón comunes sufren poco o ningún malestar de los cambios en la temperatura ambiente. Sin embargo, en estructuras masivas, la combinación de calor producido por la hidratación del cemento y las condiciones de disipación de calor relativamente pobres resultados en un gran aumento de la temperatura del hormigón dentro de unos pocos días después de la colocación. Posteriormente, enfriar a la temperatura ambiente a menudo hace que el hormigón se agriete. Dado que la preocupación principal en el diseño y construcción de estructuras de hormigón en masa es que la estructura completa sigue siendo un monolito, libre de grietas, todos los esfuerzos para controlar el aumento de la temperatura se realizan mediante la selección de materiales apropiados, mezclar proporciones, condiciones de curado, y la práctica de la construcción (ver. cap 12). Con materiales de resistencia a la tracción baja, como el hormigón, que es la tensión a la contracción de enfriamiento que es más importante que la expansión del calor generado por la hidratación del cemento. Esto es porque, en función del módulo de elasticidad, el grado de restricción, y de relajación de esfuerzo debido a la fluencia, el esfuerzo de tracción resultante puede ser lo suficientemente grande para causar el agrietamiento. Por ejemplo, suponiendo que el coeficiente de expansión térmica α del hormigón es 10×10-6 por ° C, y el aumento de temperatura por encima del ambiente T de calor de hidratación es de 15 ° C, a continuación, la contracción térmica causada por los 15 ° descenso de la temperatura C será T o 150×10-6. El módulo de elasticidad E de hormigón ordinario puede ser asumido como 20 GPa. Si el elemento de hormigón está totalmente restringido (Kr = 1), el enfriamiento produciría una tensión de tracción de εE = 3 MPa. Dado que la resistencia a la tracción del
hormigón ordinario es generalmente menos de 3 MPa, es probable que se agriete si no hay alivio debido a la relajación de esfuerzo (Fig. 4-1). Sin embargo, siempre hay una cierta relajación de la tensión debido a la fluencia. Cuando se conoce el coeficiente de fluencia, la resultante tensión de tracción t puede calcularse a partir de la expresión: t K r
E
1
T .
Donde, t = tensión de tracción K r = grado de restricción E = módulo de elasticidad = coeficiente de expansión térmica
78
T = cambio de temperatura
= coeficiente de la fluencia
Los factores que influyen en el módulo de elasticidad y la fluencia del hormigón se describen en las secciones anteriores. Un análisis de otros factores en la ecuación. (4-4), que afecta a las tensiones térmicas se presenta a continuación. 4.4.1. Factores que afectan a las tensiones térmicas 79
Grado d e restricción (Kr). Un elemento de hormigón, si es libre de moverse,
no tendría ningún desarrollo de esfuerzo asociado a la deformación térmica durante el enfriamiento. Sin embargo, en la práctica, la masa de hormigón se verá limitada, ya sea externamente por la base de roca o internamente por las deformaciones diferenciales dentro de las diferentes áreas de hormigón debido a la presencia de gradientes de temperatura. Por ejemplo, suponiendo una base rígida, habrá completa restricción en la interfaz hormigón-piedra (Kr = 1,0), sin embargo, como la distancia de los aumentos de la interfaz, el sistema de retención se reducirá, como se muestra en la Fig. 4-18. El mismo razonamiento se puede aplicar para determinar la sujeción entre los diferentes elementos del concreto. Si la base no es rígida, el grado de restricción disminuirá. Cuando se trata con una base no rígida, ACI 207.2R, recomienda los siguientes multiplicadores para Kr:
multiplier
1
1 Ag E A f E f
Donde, Ag = área bruta de la sección de hormigón A f = área de la fundación u otro elemento de retención (para la piedra
de masas, A f puede ser asumido como 2,5 Ag ) = módulo de elasticidad del elemento de cimentación o de restricción E = módulo de elasticidad del hormigón E f
El cambio de temperatura ( T ). La hidratación de compuestos de cemento
implica reacciones exotérmicas, que generan calor y aumentar la temperatura de la masa de hormigón. Calentamiento provoca la expansión, y la expansión bajo restricción se traduce en un esfuerzo de compresión. Sin embargo, a edades tempranas, el módulo elástico del hormigón es baja y la relajación de la tensión es alta, por lo tanto, el esfuerzo de compresión será muy pequeña,
incluso en zonas de pleno restricción. En el diseño, para ser conservadores, se supone que existe una condición de no compresión inicial. El cambio de temperatura T en la ecuación. (4-4) es la diferencia entre la temperatura máxima de hormigón y la temperatura de servicio de la estructura, como se muestra en la Fig. 4-19.
80
El cambio de temperatura se puede calcular como sigue: T = temperatura de la colocación del hormigón fresco + aumento de la temperatura adiabática - ambiente o la temperatura de servicio - descenso de la temperatura debido a las pérdidas de calor. El control de la temperatura de la colocación del concreto es una de las mejores maneras de evitar grietas térmicas. El pre-enfriamiento de hormigón fresco es un método comúnmente utilizado para controlar la caída de temperatura posterior. A menudo, los agregados refrigerados y / o virutas de hielo se especifican para la fabricación de mezclas de hormigón masivo en los que la temperatura del hormigón fresco se limita a 10 ° C o menos. Durante la operación de mezclado el calor latente necesario para la fusión del hielo es retirado de otros componentes de la mezcla de hormigón, proporcionando una forma muy efectiva para reducir la temperatura. ACI 207.4R sugiere una temperatura de colocación de tal manera que la deformación por tracción causada por la caída de temperatura no debe exceder de la capacidad de deformación a la tracción del hormigón. Esto se expresa por la relación: Ti T f
Donde,
C
K r
T r
T i = temperatura de la colocación del hormigón T f =
temperatura final estable de hormigón C = capacidad de deformación a la tracción del hormigón K r = grado de restricción = coeficiente de expansión térmica T r = incremento de la temperatura inicial del hormigón La velocidad y la magnitud del aumento de temperatura adiabática es una función de la cantidad, la composición y la finura del cemento, y la temperatura durante la hidratación. portland finamente molido cementos, cementos con relativamente alto contenido de C3A y C3S mostrar más altos calores de hidratación de los cementos más gruesas o cementos con bajo contenido de C3A y C3S (véase cap. 6). Las curvas de aumento adiabático de temperatura para un hormigón que contiene 223 kg/m3 de cemento y uno de los cinco tipos de cementos portland se muestran en la Fig. 4-20. Se puede ver que entre un cemento portland normal, (Tipo I) y un cemento de bajo calor (Tipo IV) la diferencia en el aumento de la temperatura es 13°C en 7 días. En este
contenido de cemento del aumento total de temperatura adiabática estaba por encima de 30°C, incluso con la norma ASTM Tipo IV, cemento de bajo calor. También, como se muestra en las Figs. 4-20 y 4-21, la composición de cemento y la temperatura de la colocación parece afectar principalmente la velocidad de generación de calor en lugar de que el calor total producido. Figura 4-22 muestra el efecto de la relación de volumen a superficie de hormigón en el aumento de temperatura adiabático a diferentes temperaturas de colocación. Otro medio eficaz de reducir la magnitud del aumento de temperatura adiabática es la inclusión de una puzolana como un reemplazo parcial del cemento. Los datos típicos dadas por Carlson menciona 8 en el aumento de la temperatura adiabática de hormigón en masa que contiene diferentes tipos y cantidades de materiales cementicios se muestran en la Fig. 4-23. En un hormigón que contiene 223 kg/m3 de cemento, la sustitución de ASTM Tipo I cemento por cemento Tipo II redujo el aumento de la temperatura adiabática de 28 días 37 a 32 °C; un reemplazo parcial del cemento Tipo II por 30 por ciento en volumen de puzolana (25 por ciento en peso) reducirá aún más el aumento de temperatura a 28 °C. Las pérdidas de calor dependen de las propiedades térmicas del hormigón, y la tecnología de construcción adoptados. Una estructura de hormigón puede perder calor a través de su superficie, y la magnitud de la pérdida de calor es una función del tipo de entorno en contacto inmediato con la superficie del hormigón. La tabla 4-4 muestra los coeficientes de transmisión de superficie para diferentes entornos de aislamiento. Métodos numéricos de cálculo de la distribución de la temperatura en la masa de hormigón se presentan en el Cap. 13.
4.5. Propiedades térmic as del hormigón
Coeficiente de dilatación térmica ( ) se define como el cambio en la unidad de longitud por grado de cambio de temperatura. Selección de un agregado con un bajo coeficiente de expansión térmica cuando es económicamente viable y tecnológicamente aceptable, puede, bajo ciertas condiciones, ser un factor crítico para la prevención de grietas en hormigón en masa. Esto se debe a la tensión de contracción térmica y se determina tanto por la magnitud de la caída de temperatura y el coeficiente de expansión térmica lineal de hormigón; este último, a su vez, está controlado principalmente por el coeficiente de dilatación térmica lineal del agregado que es el constituyente principal de hormigón.
81
82
Los valores reportados del coeficiente de expansión térmica lineal para saturadas pastas de cemento portland de diferentes relaciones agua-cemento, para morteros que contienen 1:6 de cemento/ arena natural de sílice, y para mezclas de hormigón con diferentes tipos de agregado son aproximadamente 18, 12, y 6 a 12×10-6 por ° C, respectivamente. El coeficiente de expansión térmica de las rocas y minerales de uso común varía de aproximadamente 5 x 10 -6 por °C para calizas y gabros de 11 a 12×106 por °C para areniscas, gravas naturales, y cuarcita. Puesto que el coeficiente de expansión térmica puede estimarse a partir de la media ponderada de los componentes, suponiendo del 70 al 80 por ciento agregada en la mezcla de concreto, los valores calculados del coeficiente de varios tipos de rocas (tanto gruesos y finos agregados de la misma roca) son se muestra en la Fig. 4-24. Los datos en la figura son bastante cerca de los valores medidos experimentalmente de coeficientes térmicos descritos en la literatura publicada para el hormigón a prueba en estado húmedo, que es representativa de la condición de hormigón en masa típica. El calor específico se define como la cantidad de calor necesaria para elevar la temperatura de una unidad de masa de un material en un grado. El calor específico del hormigón de peso normal no está muy afectado por el tipo de agregado, la temperatura, y otros parámetros. Típicamente, los valores de calor específico están en el rango de 0,9 a 1,0 kJ / kg⋅C. La conductividad térmica da el flujo de calor transmitido a través de una unidad de superficie de un material en virtud de un gradiente de temperatura de la unidad. La conductividad térmica del hormigón está influenciada por las características mineralógicas de agregado, y por el contenido de humedad, densidad y temperatura de hormigón. 4-5a tabla muestra los valores típicos de la conductividad térmica de los hormigones que contienen diferentes tipos de agregado.
La difusividad térmica se define como: k
K c
Donde, k = difusividad K = conductividad c = calor específico = densidad del concreto El calor se moverá más fácilmente a través de un hormigón con mayor difusividad térmica. Para el hormigón de peso normal, la conductividad generalmente controla la difusión térmica debido a la densidad y el calor específico no varían mucho. La Tabla 4-5b, muestra los valores típicos de la difusividad térmica de los hormigones a base de diferentes tipos de agregado grueso.
4.6. Extensibilidad y agrietamiento
Como se dijo anteriormente, la importancia primordial de las deformaciones causadas por la tensión aplicada y por efectos térmicos y relacionados con la humedad en el concreto es si o no su interacción podría conducir a la rotura. Por lo tanto, la magnitud de la tensión de contracción es sólo uno de los factores que regulan el agrietamiento del hormigón. De la Fig. 4-1 es evidente que los demás factores son:
Módulo de elasticidad. Cuanto menor sea el módulo de elasticidad, menor será la
cantidad de la tensión de tracción elástica inducida para una magnitud dada de la contracción. Fluencia. Cuanto mayor sea la fluencia, cuanto mayor es la cantidad de relajación de la tensión y bajar la tensión neta de tracción. Resistencia a la tracci ón. Cuanto mayor sea la resistencia a la tracción, menor es el riesgo de que la tensión de tracción excederá la fuerza y romper el material.
La combinación de factores que son deseables para reducir el advenimiento de la formación de grietas en el hormigón puede ser descrito por un solo término llamado extensibilidad. El hormigón se dice que tiene un alto grado de extensibilidad cuando puede ser sometido a grandes deformaciones sin agrietarse. Obviamente, para el riesgo mínimo de grietas, el hormigón debe someterse no sólo una menor contracción, sino también debe tener un alto grado de extensibilidad (es decir, de bajo módulo de elasticidad, de alta fluencia, y alta resistencia a la tracción). En general, el hormigón de alta resistencia es más propenso a agrietarse debido a la mayor contracción térmica y menor relajación de la tensión. Por otro lado, el hormigón de baja resistencia tiende a agrietarse menos, debido a la menor contracción térmica y una mayor relajación de la tensión. La sentencia anterior es aplicable a los miembros macizos de hormigón; con secciones delgadas el efecto de la cepa de la contracción por secado sería más importante. Puede ser de interés señalar que muchos factores que reducen la contracción por secado del hormigón también tenderán a reducir la capacidad de extensión. Por ejemplo, un aumento en la rigidez contenido o agregado reducirá la contracción por
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secado, pero al mismo tiempo reducir la relajación de la tensión por fluencia, y extensibilidad. Este ejemplo demuestra la dificultad de la práctica de la tecnología del hormigón a partir de consideraciones puramente teóricas. El comportamiento de fisuración del hormigón en el campo puede ser más compleja de lo que se indica en la figura. 4-1, es decir, las velocidades a las que se desarrollan la contracción y relajación de la tensión puede no ser similar a los mostrados en la figura. Por ejemplo, con tensiones de compresión de hormigón en masa se desarrollan durante el período muy temprano, cuando las temperaturas están subiendo, y los esfuerzos de tracción no se desarrollan hasta en una edad posterior, cuando la temperatura comienza a declinar. Sin embargo, debido a la baja resistencia del hormigón a edades más tempranas, la mayor parte de la relajación de la tensión tiene lugar durante la primera semana después de la colocación. Esto significa que el hormigón pierde la mayor parte de la capacidad de relajación de tensión-antes de que se necesita para la prevención de agrietamiento inducido por tensiones de tracción. Con térmico-agrietamiento por contracción, ya sea en relación a los efectos de temperatura internas de hormigón en masa o a efectos de la temperatura exterior en climas extremos, la importancia de la capacidad de deformación por tracción, que se define como la deformación a rotura bajo tensión, es digno de mención. Es generalmente aceptado que el fracaso de hormigón cargado en compresión uniaxial es principalmente una falla por tensión. Además, hay indicios de que no es una resistencia a la tracción limitativo, sino que una limitación de la deformación por tracción que determina la resistencia a la fractura del hormigón bajo carga estática. En consecuencia, Houghton ha descrito un método simple para determinar la tensión de tracción última de carga rápida, a una relación del módulo de ruptura para el módulo de elasticidad en compresión. A medida que el módulo de rotura es de 20 a 40 por ciento más alta que la verdadera resistencia a la tracción y el módulo de elasticidad en compresión es mayor que la relación tensión-deformación de un orden de magnitud similar, se afirma que el método da un verdadero valor de la deformación elástica máxima para la carga rápida. Mediante la adición de esta cepa la deformación por fluencia debido a la lentitud de carga, se puede obtener una estimación de la capacidad de deformación a la tracción. Para los fines del análisis de riesgos contra el craqueo térmico, se sugiere que la determinación de la capacidad de deformación a la tracción es un criterio mejor que la práctica de la conversión de la deformación térmica a la tensión elástica inducida. Un método general de calcular la tensión en materiales viscoelásticos se presenta en el Cap. 13, que contiene también un método de elementos finitos para calcular las distribuciones de temperatura en la masa de hormigón. Prueba tus conoci mientos
4.1 ¿Qué es un material verdaderamente elástico? ¿El concreto es verdaderamente elástica? Si no es así, ¿por qué? Describir las diversas etapas de microfisuración cuando una muestra de hormigón se carga al fracaso. 4.2 Dibujar una curva de tensión-deformación típica para el hormigón. A partir de esto, ¿cómo determinar el módulo de elasticidad dinámico y los diferentes tipos de los módulos de elasticidad estática? Por lo general, ¿cuáles son sus magnitudes para un hormigón de resistencia media? 4.3 ¿Cuáles son los supuestos que subyacen a las fórmulas utilizadas por el Código de Edificación ACI y el Código Modelo CEB-FIP para predecir el módulo de elasticidad estático de hormigón? ¿Puede usted señalar las limitaciones de estas fórmulas?
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4.4 ¿Cómo el estado de humedad de una muestra de ensayo de concreto afecta a los valores de módulo y resistencia elástica? Explicar por qué ambas propiedades no se ven afectados de la misma manera. 4.5 ¿Cuál es el significado de la temperatura adiabática en concreto? ¿La cantidad de aumento de la temperatura adiabática puede ocurrir en un típico hormigón de baja resistencia que contiene cemento ASTM Tipo II? ¿Cómo puede ser reducido? 4.6 ¿Podemos controlar el coeficiente de expansión térmica del hormigón? ¿Si es así, cómo? 4.7 ¿Cuáles son los rangos típicos de la cepa de secado contracción y deformación por fluencia en el hormigón; ¿cuál es su significado? ¿Cómo son los dos fenómenos similares entre sí? 4.8 ¿Qué se entiende por los términos de fluencia básica, la fluencia específica, la fluencia de secado, y el coeficiente de fluencia? 4.9 Enumerar los factores más importantes que afectan a la contracción por secado y la fluencia, y discutir cuando los efectos son similares u opuestas. 4.10 ¿Qué factores afectan sólo a la fluencia, y por qué? 4.11 ¿Cuál es la importancia del espesor teórico plazo? 4,12 ¿Además de la magnitud de la tensión de contracción, que otros factores determinan el riesgo de formación de grietas en un elemento de hormigón? 4.13 ¿Cuál es la utilidad del concepto de ampliación? ¿Por qué hormigón de alta resistencia será más propenso a agrietarse que el hormigón de baja resistencia? 4.14 Lo ideal sería que, desde el punto de vista de la resistencia al agrietamiento, un hormigón debe tener una baja contracción y alta extensibilidad. Dar ejemplos para demostrar por qué esto puede no ser posible alcanzar en la práctica. 4.15 ¿Cuál es la importancia de la capacidad de esfuerzo de tracción? ¿Cómo se puede determinarlo?
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CAPITULO 5: Durabilidad RESUMEN
Los diseñadores de estructuras de hormigón han sido en su mayoría interesados en las características de resistencia del material; para una variedad de razones, que ahora deben convertirse durabilidad-consciente. Considerando que estén debidamente constituido, realizadas y hormigón curado puede ser duradera en la mayoría de los entornos naturales e industriales, los casos de deterioro prematuro de las estructuras de hormigón se producen y proporcionan valiosas lecciones para el control de los factores responsables de la falta de durabilidad. El agua está implicada generalmente en todas las formas de deterioro y, con sólidos porosos de la facilidad de penetración de agua en el sólido por lo general determina su tasa de deterioro. Por lo tanto, al principio de este capítulo, la estructura y propiedades del agua se describen con especial referencia a su efecto destructivo sobre materiales porosos. A continuación, se presentan los factores que controlan la permeabilidad de la pasta de cemento, agregado, y el hormigón. Los efectos físicos que influyen negativamente a la durabilidad del hormigón incluyen desgaste de la superficie, grietas debido a la cristalización de sales en los poros, y la exposición a temperaturas extremas, tales como durante la acción de las heladas o el fuego. efectos químicos nocivos incluyen la lixiviación de la pasta de cemento por soluciones ácidas, y reacciones expansivas que implican ataque sulfato, reacción álcali-árido y la corrosión del acero incrustado en el hormigón. La importancia, las manifestaciones físicas, mecanismos, y el control de las diversas causas de deterioro del concreto se analizan en detalle. También se presenta un modelo holístico de deterioro del concreto. Se presta especial atención al rendimiento del hormigón en el agua de mar. Como numerosas causas físicas y químicas de deterioro cuando se producen simultáneamente una estructura de hormigón está expuesto al agua de mar, el estudio del comportamiento del hormigón en agua de mar proporciona una excelente oportunidad para apreciar la complejidad de los problemas de durabilidad que generalmente están acompañados concreta en la práctica de campo. 5.1. Definición
A lo largo de la vida útil se considera sinónimo de durabilidad. Como durabilidad bajo un conjunto de condiciones no significa necesariamente que la durabilidad bajo otro, se acostumbra a incluir una referencia general a la hora de definir el medio ambiente durabilidad. De acuerdo con Comité ACI 201, la durabilidad de hormigón de cemento portland se define como su capacidad para resistir la acción de la intemperie, el ataque químico, abrasión, o cualquier otro proceso de deterioro. En otras palabras, un hormigón durable conservará su forma original, la calidad y capacidad de servicio cuando se expone a su entorno de servicio previsto. Ningún material es inherentemente resistente. Como resultado de las interacciones medioambientales de la microestructura y por lo tanto las propiedades cambia con el tiempo. Un material se asume para llegar al final de su vida útil cuando sus propiedades, en determinadas condiciones de uso, se han deteriorado hasta el punto de que su uso continuado es gobernado inseguro o poco rentable. 5.2. Significado
Por una variedad de razones, hay una conciencia general ahora que los diseñadores de estructuras deben evaluar las características de durabilidad de los materiales de construcción que se examina con tanto cuidado como otros aspectos, como las
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propiedades mecánicas y el costo inicial. En primer lugar, hay una mejor apreciación de las repercusiones socioeconómicas de la durabilidad. Cada vez más, los costes de reparación y sustitución de estructuras de materiales derivados de un corte se han convertido en una parte sustancial del presupuesto total de la construcción. Por ejemplo, se estima que, en los países industrialmente desarrollados, alrededor del 40 por ciento de los recursos totales de la industria de la construcción se están aplicando a la reparación y el mantenimiento de las estructuras existentes y sólo el 60 por ciento de las nuevas instalaciones. La escalada de los costos de reemplazo de las estructuras y el creciente énfasis en el coste del ciclo de vida en lugar de la primera costos están obligando a los ingenieros para prestar la debida atención a los problemas de durabilidad. A continuación, hay una constatación de que existe una estrecha relación entre la durabilidad de los materiales y la ecología. Por lo tanto, la conservación de los recursos naturales por lo que los materiales de construcción más largo pasado es un paso ecológico. La falta de estructuras de acero en el mar de Noruega, Terranova, y otras partes del mundo ha demostrado que tanto los costes económicos asociados con fallo repentino del material de construcción humana y puede ser muy alta. Por lo tanto, los usos del hormigón se están extendiendo cada vez más para ambientes severos, tales como plataformas costa afuera en el Mar del Norte, y los contenedores de hormigón para la manipulación de gases licuados a temperaturas criogénicas. 5.3. Observaciones generales
Antes de una discusión de los aspectos importantes de la durabilidad del hormigón, algunas observaciones generales sobre la materia serán útiles. Primero, el agua, que es el agente principal de la creación y la destrucción de muchos materiales naturales, pasa a ser el centro de la mayoría de problemas de durabilidad en el hormigón. En los sólidos porosos, el agua es conocida por ser la causa de muchos tipos de procesos físicos de degradación. Como un vehículo para el transporte de iones agresivos, el agua también puede ser una fuente de los procesos químicos de la degradación. En segundo lugar, los fenómenos físico-químicos asociados con el transporte de agua en sólidos porosos son controlados por la permeabilidad del sólido. Por ejemplo, la tasa de deterioro químico depende de si el ataque químico se limita a la superficie de hormigón, o si también está ocurriendo en el interior del material. En tercer lugar, la tasa de deterioro se ve afectada por el tipo y la concentración de iones presentes en el agua, y por la composición química del sólido. A diferencia de rocas y minerales naturales, hormigón es esencialmente un material alcalino debido a que todos los compuestos de calcio que constituyen el producto de hidratación de cemento portland son alcalinos. Por lo tanto, las aguas ácidas son particularmente perjudiciales para el hormigón. La mayor parte de nuestro conocimiento de los procesos físico-químicos responsables de deterioro del hormigón se deriva de historias de casos de estructuras en el campo; es difícil en el laboratorio para simular la combinación de condiciones a largo plazo que normalmente están presentes en la vida real. En la práctica, el deterioro del hormigón es raramente se debe a una sola causa. Por lo general, en una etapa avanzada de la degradación de un material de más de un fenómeno perjudicial está en el trabajo. En general, las causas físicas y químicas de deterioro están tan estrechamente entrelazados y se refuerzan mutuamente que la separación de las causas de sus efectos, a menudo se convierte en imposible. Por lo tanto, una clasificación de los procesos de deterioro de hormigón en categorías bien debe tratarse con cierta cautela. El propósito de esta clasificación es explicar sistemáticamente e individualmente los diversos fenómenos. Sin embargo, no hay que
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olvidar las interacciones que se producen cuando varios fenómenos están presentes simultáneamente. 5.4. El agua como agente de deterioro
El concreto no es el único material vulnerables a procesos físicos y químicos de deterioro asociados con el agua. Por lo tanto, es conveniente revisar, en general, las características del agua que hacen que sea el agente principal de la destrucción de los materiales sólidos. El agua en sus diversas formas, tales como el agua de mar, agua subterránea, agua de río, agua de lago, nieve, hielo y vapor, es, sin duda, el líquido más abundante en la naturaleza. Las moléculas de agua son muy pequeñas y, por lo tanto, son capaces de penetrar en los poros extremadamente finos o cavidades. Como disolvente, el agua se caracteriza por su capacidad de disolver más sustancias que cualquier otro líquido conocido. Esta propiedad da cuenta de la presencia de muchos iones y gases en algunas aguas que, a su vez, se convierten en instrumentales en causar la descomposición química de materiales sólidos. Además, el agua tiene el mayor calor de vaporización entre los líquidos comunes; por lo tanto, a temperaturas ordinarias que tiene una tendencia a existir en el estado líquido en un material poroso, en lugar de vaporización y dejar el material seco. Además, con sólidos porosos, movimientos humedad interna y transformaciones estructurales de agua se sabe que causan los cambios de volumen perturbadores de muchos tipos. Por ejemplo, la congelación de agua en hielo, la formación de una estructura ordenada de agua dentro de los poros finos, el desarrollo de la presión osmótica debido a las diferencias en la concentración iónica, y la acumulación de presión hidrostática por presiones de vapor diferencial puede dar lugar a altas tensiones internas. Una breve revisión de la estructura de las moléculas de agua será útil en este caso para la comprensión de estos fenómenos. 5.4.1. La estructura del agua
La molécula de H-O-H es covalente en condiciones de servidumbre. Debido a las diferencias en los centros de carga de hidrógeno y oxígeno, el protón cargado positivamente del ión hidrógeno que pertenece a una molécula de agua atrae los electrones cargados negativamente de las moléculas de agua vecinas. Esta fuerza relativamente débil de la atracción, llamado el enlace de hidrógeno, es responsable de la estructura ordenada de agua. La manifestación más alta del orden de largo alcance en la estructura del agua debido a los enlaces de hidrógeno se ve en hielo (Fig. 5-1A). En el hielo, cada molécula de agua está rodeado por cuatro moléculas de tal manera que el grupo tiene una molécula en el centro y los otros cuatro en las esquinas de un tetraedro. En las tres direcciones de las moléculas y grupos de moléculas se mantienen unidas por enlaces de hidrógeno. El hielo se derrite a 0°C cuando aproximadamente el 15 por ciento de los enlaces de hidrógeno se separan. Como resultado de la descomposición parcial en la direccionalidad del enlace tetraédrico, cada molécula de agua puede adquirir más de cuatro vecinos más próximos, la densidad creciente de este modo a partir de 0,917 a 1. La reversibilidad del proceso representa el fenómeno de que el agua líquida, en la solidificación, expande más que se contrae. En comparación con la estructura de hielo, agua a temperatura ambiente tiene aproximadamente 50 por ciento de los enlaces de hidrógeno rotos. Los materiales en el estado de enlaces rotos tienen cargas superficiales insatisfechas que dan lugar a la energía de superficie. La energía superficial en líquidos hace que la tensión superficial, que representa la tendencia de un gran
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número de moléculas que se adhieren. Es la alta tensión superficial del agua (que se define como la fuerza necesaria para tirar de las moléculas de agua aparte) que impide que actúe como un agente plastificante eficaz en mezclas de hormigón a menos que se añaden ciertos aditivos químicos para reducir la tensión superficial. La formación de la estructura orientada de agua mediante puentes de hidrógeno en los microporos se sabe que causa la expansión en muchos sistemas. En los sólidos, la energía superficial debido a las cargas insatisfechas depende de la superficie; Por lo tanto, la energía superficial es alta cuando numerosos poros finos están presentes. Si el agua es capaz de permear tales microporos, y si las fuerzas de atracción en la superficie de los poros son lo suficientemente fuertes como para romper la tensión superficial del agua a granel y orientan las moléculas a una estructura ordenada (análoga a la estructura de hielo), está orientada o agua ordenado, al ser menos denso que el agua a granel, requerirá más espacio y por lo tanto tenderá a provocar la expansión (Fig. 5-1b). 5.5. Permeabilidad
En concreto, el papel del agua tiene que ser visto en una perspectiva apropiada porque, como un ingrediente necesario para las reacciones de hidratación del cemento y como un agente que facilita la mezcla de los componentes de hormigón, el agua está presente desde el principio. Poco a poco, dependiendo de las condiciones ambientales y el espesor de un elemento de hormigón, la mayoría del agua evaporable en el hormigón (toda el agua capilar y una parte del agua adsorbida) se pierde, dejando los poros vacíos o insaturados. Como lo es el agua evaporable que es congelable y también libre para la circulación interna, un hormigón no será vulnerable a fenómenos destructivos relacionados con el agua si hay un poco o nada de agua evaporable la izquierda después del secado, y si la exposición posterior de esa concreta al ambiente no causa resaturación de los poros. Este último, en gran medida, depende de la conductividad hidráulica, que también se conoce como el coeficiente de permeabilidad (K). Tenga en cuenta que, en la tecnología del hormigón, es una práctica común dejar caer el adjetivo y se refieren a K simplemente como la permeabilidad. Garboczi revisada varias teorías que tratan de relacionar los parámetros microestructurales de los productos de cemento, ya sea con la difusividad (la velocidad de difusión de iones a través de poros llenos de agua) o permeabilidad (la tasa de flujo viscoso de fluidos bajo presión a través de la estructura de poros). Para materiales como el hormigón con numerosas microgrietas, un factor de propiedad de transporte de fluido satisfactoria es difícil de determinar debido al efecto de cambios impredecibles en la estructura de poros sobre la penetración de un fluido desde el exterior. Tenga en cuenta que la propiedad de transporte de fluidos del material está
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cambiando continuamente debido a ciclos de estrechamiento y ensanchamiento de los poros y microfisuras debido a las interacciones físico-químicas en curso entre el fluido penetrante y los minerales de la pasta de cemento. De acuerdo con Garboczi, las predicciones de difusividad necesitan más desarrollo y validación antes de su utilidad práctica puede ser probada. Por lo tanto, la discusión en este texto se limitará a la permeabilidad del hormigón. Sin embargo, se da a entender que el término, en un sentido crudo, se refiere a la propiedad de transporte de fluido global del material. La permeabilidad se define como la propiedad de que gobierna la velocidad de flujo de un fluido en un sólido poroso. Para el flujo de estado estable, el coeficiente de permeabilidad (K) se determina por la expresión de Darcy: Donde,
dq dt
dq dt
K
HA L
= tasa de flujo de fluido
= viscosidad del fluido
H = gradiente de presión
A = área de superficie L = espesor del sólido El coeficiente de permeabilidad de un hormigón a gases y vapor de agua es mucho menor que el coeficiente para el agua líquida; Por lo tanto, las pruebas para la medición de la permeabilidad se llevan a cabo generalmente utilizando el agua que ha de aire no disuelto. A menos que se indique lo contrario, los datos de este capítulo se refieren a la permeabilidad del hormigón con el agua pura. Debido a su interacción con la pasta de cemento, los valores de permeabilidad para las soluciones que contienen iones serían diferentes de la permeabilidad al agua. 5.5.1. La permeabilidad d e la pasta de cemento endurecida
En la pasta de cemento endurecido, en cualquier punto en el tiempo durante el proceso de hidratación del tamaño y la continuidad de los poros controlarían el coeficiente de permeabilidad. Como se discutió en el capítulo. 2, el agua de mezcla es indirectamente responsable de la permeabilidad de la pasta de cemento hidratado porque su contenido determina, primero, el espacio total y, posteriormente, el espacio sin rellenar después de que el agua se ha consumido ya sea por reacciones de hidratación de cemento o por evaporación al medio ambiente. El coeficiente de permeabilidad de la pasta de cemento recién mezclado es del orden de 10-4 a 10-5 cm/s; con el progreso de la hidratación, como la porosidad disminuye capilar, también lo hace el coeficiente de permeabilidad (Tabla 5-1), pero no hay proporcionalidad directa entre los dos. Por ejemplo, cuando la porosidad capilar disminuye de 40 a 30 por ciento (Fig. 2-11), el coeficiente de permeabilidad se reduce en una cantidad mucho mayor (es decir, de aproximadamente 110 a 20 x 10 12cm/s). Sin embargo, una disminución adicional en la porosidad de 30 a 20 por ciento produce sólo una pequeña caída de la permeabilidad. Esto es porque, en el principio, ya que el proceso de hidratación del cemento avanza, incluso una pequeña disminución en la porosidad total capilar se asocia con
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considerable segmentación de poros grandes, lo que reduce considerablemente el tamaño y el número de canales de flujo en la pasta de cemento. Típicamente, aproximadamente 30 por ciento de porosidad capilar representan un punto en el que las interconexiones entre los poros ya han llegado a ser tan tortuoso que una disminución adicional en la porosidad de la pasta no se acompaña de una disminución sustancial en el coeficiente de permeabilidad. En general, cuando la relación agua-cemento es alta y el grado de hidratación es bajo, la pasta de cemento tendrá una porosidad alta capilar. Se contiene un número relativamente grande de poros grandes y bien conectados y, por tanto, su coeficiente de permeabilidad será alto. Como la hidratación progresa, la mayoría de los poros se reducirá en tamaño (por ejemplo, 100 nm o menos) y perderá sus interconexiones, y la permeabilidad se reducirá. El coeficiente de permeabilidad de la pasta de cemento cuando la mayoría de los huecos capilares son pequeños y no interconectados es del orden de 10-12 cm / s. Como ya se ha indicado, con pastas de cemento convencionales la discontinuidad en la red capilar se alcanza generalmente cuando la porosidad capilar es de aproximadamente 30 por ciento. Con 0,4, 0,5, 0,6, y 0,7 pastas de cemento agua-cemento esto sucede generalmente en 3, 14, 180, y 365 días de curado húmedo, respectivamente. A medida que la relación agua-cemento en la mayoría de las mezclas de concreto rara vez excede de 0,7, teóricamente, con mezclas de hormigón más bien curado, la pasta de cemento no debe ser el factor que más contribuye al coeficiente de permeabilidad del hormigón. 5.5.2. Permeabilidad de agregado
En comparación con los 30 a 40 por ciento de porosidad capilar de ordinario pasta de cemento presente en el hormigón endurecido, el volumen de poros en la mayoría de los agregados naturales es por lo general bajo 3 por ciento y rara vez supera los 10 por ciento. Se espera, por lo tanto, que la permeabilidad del agregado sería mucho menor que el de la pasta típica de cemento. Sin embargo, esto puede no ser necesariamente el caso. A partir de los datos de permeabilidad de algunas piedras naturales y pastas de cemento (Tabla 5-2), el coeficiente de permeabilidad de los agregados es tan variables como las de las pastas de cemento hidratadas de relaciones agua-cemento en el intervalo desde 0,38 hasta 0,71.
Aunque el coeficiente de permeabilidad de mármol, piedra atrapada, diorita, basalto, granito y densa es generalmente del orden de 1 a 10×10-12cm/s, algunas variedades de granito, piedra caliza, areniscas y sílex muestran valores que son más altos en dos órdenes de magnitud. La razón por qué algunos agregados con sólo el 10 por ciento de porosidad muestran mucho más alta permeabilidad que la pasta de cemento es que el tamaño de los poros capilares en conjunto es generalmente mucho más grande. La mayor parte de la porosidad capilar en una pasta de cemento madura se encuentra en el rango de 10 a 100 nm, mientras que los tamaños de poros en su conjunto son, en
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promedio, mayores de 10 micras. Con algunos sílex y calizas de la distribución del tamaño de poro implica un considerable contenido de poros finos. Su permeabilidad puede ser baja, pero tales agregados son vulnerables a la expansión y el agrietamiento asociado con movimientos lentos de humedad y la presión hidrostática resultante. 5.5.3. La permeabilid ad de hormigó n
En teoría, se espera que la introducción de partículas de agregado de baja permeabilidad en una pasta de cemento de alta permeabilidad (especialmente con pastas de alta relación de agua-cemento en edades tempranas cuando la porosidad capilar es alta) para reducir la permeabilidad del sistema debido a que las partículas de agregado deben interceptar los canales de flujo dentro de la matriz de la pasta de cemento. En comparación con una pasta de cemento puro, por lo tanto, un mortero o un hormigón con la misma relación aguacemento y grado de madurez deben dar un menor coeficiente de permeabilidad. Los datos de prueba indican que, en la práctica, esto no sucede. Los dos conjuntos de datos en la Fig. 5-2 muestran claramente que la adición de agregado a una pasta de cemento o un mortero de aumento de la permeabilidad considerablemente; de hecho, cuanto mayor sea el tamaño de los agregados, mayor es el coeficiente de permeabilidad. Por lo general, los coeficientes de permeabilidad del hormigón moderada resistencia (que contienen 38 mm áridos, cemento 356 kg/m3, y una relación de 0,5 agua-cemento), y el hormigón de baja resistencia utilizado en las presas (de 75 a 150 mm agregada, 148 kg/m3 cemento, y una relación agua-cemento 0.75) son del orden de 1×10-10 y 30×1010 cm/s, respectivamente. La explicación de por qué la permeabilidad de mortero u hormigón es mayor que la permeabilidad de la pasta de cemento correspondiente se encuentra en las microgrietas normalmente presentes en la zona de transición entre el agregado interfacial y la pasta de cemento. Como se describe en el Cap. 2, el tamaño de los agregados y la clasificación afecta a la característica de sangrado de una mezcla de hormigón que, a su vez, influye en la zona de transición interfacial. Durante el período de hidratación temprana la zona de transición interfacial es débil y vulnerable a la rotura a partir de cepas diferenciales entre la pasta de cemento y las partículas de agregado que son inducidos por la contracción por secado, la contracción térmica, y la carga aplicada externamente. Las grietas en la zona de transición interfacial son demasiado pequeños para ser vistos por el ojo desnudo, pero son más grandes que la mayoría de las cavidades capilares presentes en la matriz de la pasta de cemento. Más tarde, la propagación de microfisuras establecer las interconexiones que se convierten en un papel decisivo en el aumento de la permeabilidad del sistema. Debido a la importancia de la permeabilidad a los procesos físicos y químicos de deterioro del hormigón, que se describirá a continuación, una breve revisión
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del factor de control de la permeabilidad del hormigón debe ser útil. Debido a la fuerza y la permeabilidad está relacionados entre sí a través de la porosidad capilar (Fig. 2-11), como una primera aproximación de los factores que influyen en la resistencia del hormigón (Fig. 3-14) también influir en la permeabilidad. Una reducción en el volumen de grandes (por ejemplo,> 100 nm) huecos capilares en la matriz de pasta reducirá la permeabilidad. Esto debería ser posible mediante el uso de una baja relación agua-cemento, contenido de cemento adecuada, y la compactación adecuada y el curado. Del mismo modo, la atención adecuada al tamaño y selección de áridos, las cepas térmica y contracción de secado, y la carga prematura o excesiva son medidas necesarias para reducir las microfisuras en la zona de transición interfacial, que es la principal causa de la alta permeabilidad del hormigón en la práctica de campo. Finalmente, también hay que señalar que la tortuosidad de la trayectoria del flujo de fluido que determina la permeabilidad depende también del espesor de la pieza de hormigón. 5.6. Clasific ación de las causas del deterioro de hormigó n
Mehta y Gerwick, agrupan las causas físicas de deterioro del hormigón (Figura 5-3.) En dos categorías: (a) la superficie se desgaste o pérdida de masa debido a la abrasión, erosión y cavitación; (b) formación de grietas debido a los gradientes de temperatura y humedad normales, la cristalización de sales en los poros, la carga estructural, y la exposición a temperaturas extremas, tales como la congelación o el fuego. Del mismo modo, como se discutirá más adelante en este capítulo, los autores agrupan las causas químicas de deterioro en tres categorías: (1) la hidrólisis de los componentes de la pasta de cemento por el agua blanda; (2) las reacciones de intercambio catiónico entre fluidos agresivos y la pasta de cemento; y (3) reacciones que conducen a la formación de productos expansivos, tales como en el caso de ataque de los sulfatos, la reacción álcali-árido y la corrosión del acero de refuerzo en el hormigón. Se debe enfatizar de nuevo que la distinción entre las causas físicas y químicas de deterioro es puramente arbitraria; en la práctica, los dos están con frecuencia superpuestas unas sobre otras. Por ejemplo, la pérdida de masa por desgaste de la superficie y el agrietamiento aumenta la permeabilidad de hormigón, que entonces se convierte en la causa principal de uno o más procesos de deterioro químico. Del mismo modo, los efectos perjudiciales de los fenómenos químicos son físicos; por ejemplo, la lixiviación de los componentes de la pasta de cemento endurecida por agua blanda o fluidos ácidos aumentaría la porosidad del hormigón, con lo que el material sea más vulnerable a la abrasión y la erosión. El agrietamiento del hormigón debido a los gradientes de temperatura y humedad que se discutió en el capítulo. 4. Un informe completo sobre las causas, mecanismos y control de la fisuración en el hormigón también es publicado por el Comité ACI 224. El deterioro del hormigón por el desgaste de la superficie, la cristalización de sales en los poros, ciclos de congelación-descongelación, el fuego, y una serie de procesos químicos mencionados anteriormente se tratan en este capítulo.
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5.7. Desgaste de la superf icie
Pérdida progresiva de masa de la superficie de hormigón puede ocurrir debido a la abrasión, erosión y cavitación. El término se refiere generalmente a la abrasión para secar desgaste, tal como en el caso de desgaste en los pavimentos y suelos industriales por el tráfico vehicular. El término erosión se utiliza normalmente para describir el desgaste por la acción abrasiva de los fluidos que contienen partículas sólidas en suspensión. La erosión se produce en las estructuras hidráulicas, por ejemplo, revestimientos de canales, vertederos, y los tubos de hormigón para el agua o el transporte de aguas residuales. Otra posibilidad de daño a las estructuras hidráulicas es por cavitación, que se refiere a la pérdida de la masa por la formación de burbujas de vapor y su posterior colapso debido al repentino cambio de dirección en el agua que fluye rápidamente. La pasta de cemento endurecida no posee una alta resistencia al desgaste. Vida útil del hormigón puede acortarse en condiciones de repetidos ciclos de desgaste, especialmente cuando la pasta de cemento en el hormigón es de alta porosidad o de baja resistencia, y no está adecuadamente protegido por un agregado que a su vez tiene falta de resistencia al desgaste. El uso de un método de ensayo especial, Liu encontró una buena correlación entre la relación de agua-cemento y resistencia a la abrasión de hormigón (Fig. 5-4a). Por consiguiente, para la obtención de superficies de hormigón de resistencia a la abrasión, Comité ACI 201 recomienda Que la resistencia a la compresión del hormigón no debe ser inferior a 4000 psi (28 MPa). Resistencia adecuada puede ser alcanzado por baja relación agua-cemento, la clasificación adecuada de agregado fino y grueso (limitar el tamaño máximo de 25 mm), de consistencia más bajo (por ejemplo, 75 mm máx. Slump) necesarios para la colocación y consolidación adecuada, y el mínimo contenido de aire en consonancia con las condiciones de exposición. Cuando un fluido que contiene partículas sólidas en suspensión está en contacto con el hormigón, el incidente, deslizamiento o de rodadura de acción de las partículas causará desgaste de la superficie. La tasa de erosión de la superficie depende de la porosidad o la resistencia del hormigón, y de la cantidad, tamaño, forma, densidad, dureza, y la velocidad de las partículas en movimiento. Si la cantidad y tamaño de los sólidos es pequeño, tal como, limo en un canal de riego, la pérdida erosión será insignificante a velocidades inferiores a 1,8 m / s (velocidad igual o superior a la partícula por encima de la cual dado puede ser transportado). Cuando existen erosión o abrasión severa condiciones, se recomienda Que, además de la utilización de agregados duros, el hormigón no debería ser proporcional a desarrollar por lo menos 41 MPa resistencia a la compresión a los 28 días y adecuadamente curada antes de la exposición al medio ambiente agresivo. Comité ACI 201 recomienda un mínimo de 7 días de curado húmedo continua después del acabado del hormigón. Cuando se necesitan medidas adicionales para mejorar la durabilidad del hormigón a la abrasión o erosión vale la pena recordar que el proceso de desgaste físico del hormigón se produce en la superficie; Por lo tanto, especial atención debe prestarse a garantizar que, al menos, el hormigón en la superficie es de alta calidad. Para reducir la formación de una superficie débil, llamado lechada (el término se usa para una capa de partículas finas, se retiran de la pasta de cemento y agregados), se recomienda para retrasar las operaciones flotantes y extendidos con llana hasta que el hormigón ha perdido su agua de sangrado superficie. suelos y pavimentos industriales de alto rendimiento pueden ser diseñados para tener un relleno de 25 a 75 mm de espesor, que consiste en una mezcla de agua-cemento de baja relación de hormigón y un agregado duro de 12,5 mm de tamaño máximo. Debido a su muy baja relación aguacemento, capas finales de concreto que contienen aditivos superplastificante o
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aditivos se están convirtiendo cada vez más popular para su uso contra la abrasión o erosión. Los aditivos minerales, tales como humo de sílice condensada, también se están utilizando para obtener alta resistencia e impermeabilidad. Además de permitir hormigón endurecido a ser menos permeable después de curado húmedo, mezclas de hormigón fresco que contienen aditivos minerales son menos propensos a la hemorragia. Resistencia al deterioro por impregnando fluidos y reducción de la formación de polvo debido al desgaste también puede lograrse mediante la aplicación de soluciones de endurecimiento de superficie a nuevas plantas bien curado o pisos viejos abrasión. Las soluciones más comúnmente usadas para este propósito son el magnesio y fluosilicato zinc, o silicato de sodio, que reacciona con el hidróxido de calcio presente en la pasta de cemento portland para formar productos de reacción insolubles, sellando así los poros capilares en o cerca de la superficie. Mientras que el hormigón de buena calidad muestra una excelente resistencia al flujo constante de agua clara, el flujo no lineal a velocidades superiores a 12 m/s (7 m/s en conductos cerrados) puede causar graves daños al hormigón por cavitación. En el agua que fluye, burbujas de vapor se forman cuando la presión absoluta local en un punto dado se reduce a la presión de vapor de agua ambiental correspondiente a la temperatura ambiente. A medida que las burbujas de vapor que fluye aguas abajo con agua ingresa una región de alta presión, implosionan con gran impacto debido a la entrada de agua a alta velocidad en el espacio previamente ocupado vapor, causando picaduras local grave. Por lo tanto, la superficie de hormigón afectada por la cavitación es irregular o sin hueso, en contraste con la superficie sin problemas desgastado por la erosión de sólidos en suspensión. También, en contraste a la erosión o abrasión, un hormigón fuerte puede no necesariamente ser eficaz en la prevención de daños por cavitación. La mejor solución radica en la eliminación de las causas de la cavitación, tales como desalineaciones de superficie o cambios bruscos de pendiente. En 1984, se necesitaban grandes reparaciones para el revestimiento de hormigón de un túnel de la presa de Glen Canyon (figura 5-4b.); el daño fue causado por la cavitación atribuibles a irregularidades de la superficie en el revestimiento. Métodos de ensayo para la evaluación de la resistencia al desgaste de hormigón no son siempre satisfactorios debido a la simulación de las condiciones de campo de desgaste no es fácil en el laboratorio. Por lo tanto, los métodos de laboratorio no están destinadas a proporcionar una medida cuantitativa de la duración del servicio que se puede esperar de una superficie de hormigón dado; que pueden ser utilizados para una evaluación cualitativa de los efectos de los materiales de hormigón y de curado y los procedimientos de acabado de la resistencia a la abrasión del hormigón. ASTM C 779 se describen tres métodos opcionales para probar la resistencia a la abrasión relativa de las superficies de concretos horizontales. En el ensayo de abrasión de acero-bola, la carga se aplica a un cabezal giratorio que contiene bolas de acero, mientras que el material desbastado se elimina mediante circulación de agua. En el ensayo de la rueda vestidor, se aplica una carga a través giratorias ruedas vestidores de acero. En la prueba de disco rotatorio, los discos giratorios de acero se utilizan en conjunción con un carburo de silicio abrasivo. En cada una de las pruebas, el grado de desgaste se puede medir en términos de pérdida de peso después de un tiempo especificado. ASTM C 418 describe la prueba de chorro de arena, que cubre las características de resistencia a la abrasión de hormigón sometiéndolo al choque de arena de sílice de accionamiento neumático. No hay pruebas satisfactorias para la resistencia a la erosión. Debido a una relación directa entre la abrasión y resistencia a la erosión, los datos de resistencia a la abrasión se pueden utilizar como una guía general para la resistencia a la erosión.
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5.8. La cri stalización de sales en los poro s
Bajo ciertas condiciones ambientales, por ejemplo, cuando un lado de un muro de contención o losa de un sólido permeable está en contacto con una solución de sal y los otros lados están sujetos a la pérdida de humedad por evaporación, el material se puede deteriorar por tensiones causadas por la cristalización de sales en los poros. Winkler enumera una serie de sales que se sabe que causan grietas y desprendimientos tipo de daño a las rocas y los monumentos de piedra. Este fenómeno se atribuyó a las grandes presiones producidas por cristalización de las sales de sus soluciones sobresaturadas. A partir de las investigaciones de daño material debidas a la cristalización de sales, Binda y Baronio discutieron las condiciones microclimáticas que influyen en que se produciría o no algún daño grave. Según los autores, la extensión del daño depende del sitio de la cristalización de la sal, que está determinada por un equilibrio dinámico entre la tasa de evaporación del agua de la superficie expuesta del material y la tasa de suministro de la solución de sal para que sitio. Cuando la velocidad de evaporación es menor que la tasa de suministro de agua desde el interior de la albañilería, la cristalización de la sal se lleva a cabo en la superficie externa, sin causar ningún daño. Sólo cuando la tasa de migración de la solución de sal a través de los poros interconectados del material es más lenta que la tasa de reposición, la zona de secado se produce sustancialmente bajo la superficie. Cristalización de la sal en tales condiciones puede dar lugar a la expansión suficiente para causar descamación o desconchado. En la literatura, los términos sal de escala, sal la intemperie, y el ataque de la hidratación de sal se han utilizado para describir la manifestación física de un fenómeno que se ha observado con mampostería y hormigón poroso expuesto a sales hidratables, tales como sulfato de sodio y carbonato de sodio. Thenardita (Na2SO4) se convierte en su forma hidratada, Mirabalite (Na2SO4⋅10Η2Ο) a 20°C cuando la humedad relativa es de más de 72 por ciento, y a 32°C cuando la humedad relativa es 81 por ciento o más. Curiosamente, la transformación de thermonatrite (Na2CO3⋅Η2Ο) en Natron (Na2CO3⋅10Η2Ο) se produce en condiciones de temperatura y humedad similares, que resultan estar dentro de la gama de los cambios ambientales de uso diario en muchas partes del mundo. Debido a las grandes diferencias en la densidad, la expansión volumétrica considerable se asocia con la transformación de la forma anhidra de estas sales en su forma hidratada. Como consecuencia de numerosos ciclos de cambios de la humedad relativa y de temperatura ambiente, un deterioro progresivo de hormigón en la superficie se produce (Fig. 5-5). Este tipo de ataque sal puramente físico de una solución de sal penetrante, a diferencia de los ataques que implican interacciones químicas con los productos de hidratación del cemento, no se sabe que causan daños estructurales. 5.9. Acci ón de las heladas
En climas fríos, los daños a los pavimentos de hormigón, muros de contención, puentes, barandas, y atribuible a las heladas acción (congelación y deshielo), es uno de los principales problemas que requieren grandes gastos para la reparación y sustitución de estructuras. Las causas del deterioro de hormigón endurecido por
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acción de las heladas pueden estar relacionados con el complejo de microestructura del material; sin embargo, el efecto perjudicial no sólo depende de las características del hormigón, pero también de las condiciones ambientales específicas. Así, un hormigón que es resistente en condiciones de congelación-descongelación dadas las heladas puede ser destruido bajo un conjunto diferente de condiciones. Los daños por heladas en el hormigón pueden tomar varias formas. El más común es agrietamiento y desprendimiento del concreto causada por la expansión progresiva de la matriz de pasta de cemento de los ciclos de congelación y descongelación repetidas. Las losas de hormigón expuestas a los ciclos de congelación y descongelación en presencia de sales de deshielo y de humedad son susceptibles a escala (es decir, las escamas de la superficie acabada o se despega). También se sabe que algunos agregados gruesos en losas de hormigón para causar grietas, por lo general paralela a las articulaciones y los bordes, que con el tiempo adquiere un patrón parecido a una gran letra mayúscula D (grietas curvas alrededor de dos de las cuatro esquinas de la losa). Este tipo de agrietamiento se describe con el término Dagrietamiento. Los diferentes tipos de deterioro del hormigón debido a la acción de las heladas se muestran en las fotografías de la figura. 5-6. Figura 5-6 Tipos de daños acción de las heladas en concreto: (a) el deterioro de un arrastrado no aire muro de hormigón de retención a lo largo de la línea de saturación (Lock and Dam No. 3, río Monongahela, Pittsburg, PA); (B) severa D-grietas a lo largo de las juntas l ongitudinales y transversales de un niño de 9 años de edad pavimento; (C) el escalado de una superfici e de hormigón. [(A) Fotografía por cortesía de J. M Scanlon, EE.UU. Cuerpo de Ingenieros del Ejércit o, Vicksb urg, MS); (B) fotografía cortesía de D. Stark, del Informe RD 023.01P, Portland Cement Association, Skokie, IL., 1974; (C) fotografía cortesía de R. C. Meininger, de hormigón en la práctica, Publ. 2, Asociación Nacional de Concreto Ready Mixed, Silver Spri ngs, MD.] (A) la ampliación progresiva de la pasta de cemento sin protección (nonair-arrastrado) por ciclos de congelacióndescongelación ciclos conduce a un deterioro del hormigón por agrietamiento y desprendimiento. Muchos Cuerpo de Ingenieros de bloqu eo paredes que fueron constru idas antes de la util ización de arrastre de aire en el hormig ón sufren de congelación y deterioro descongelación en ambiente húmedo. procedimientos operativos estándar normalmente requieren el agua en las esclusas se mantenga en el nivel superior de la piscina durante el invierno para que el hormigón está protegido de los ciclos de libre descongelación. Todos los proyectos hidráulicos del Cuerpo construidos desde 1940 se han construido con hormigón con aire incorporado. (B) D-grietas en la carretera y el pavim ento campo de aviación refiere a un patró n en forma de D de cerca grietas que se producen en paralelo a las juntas transversales longitudinales espaciados. Este tipo de agrietamiento es asociado con agregados gruesos que contienen una proporción mayor del volumen de poro en el rango de tamaño de poro estrecha (de 0,1 a 1 mm). (C) la escala de hormigón o descamación de la superficie acabada de la congelación y descongelación general que comienza como pequeñas manchas aisladas, que después de puede combinar y ampliar para exponer áreas grandes. escalamiento luz no exponga el agregado grueso. El descascaramiento moderado expone el agregado grueso y puede implicar la pérdida de hasta 3 a 9 mm de la superficie del mortero. En descamación intensa, más de superficie se ha perdido y el agregado está claramente expuesta y se destaca. La mayor parte de escala es causada por (i) ins ufici ente arrastre de aire, (ii) la aplicación d e sales de clor uro de deshielo de calci o y sodi o, (Iii) la realización d e operaciones de acabado mientras que el agua de purga está todavía en la superficie, y (iv) insu fici ente de curado antes de la exposi ción del hormi gón a las heladas acci ón en presencia de humedad y de deshielo sales.
La inclusión de aire ha demostrado ser un medio eficaz de reducir el riesgo de daños en el hormigón por acción de las heladas. Los mecanismos por los que los daños por heladas se producen en la pasta de cemento y cómo incorporación de aire evita el daño, se describen a continuación. 5.9.1. Acci ón de las heladas en la pasta de cemento endur ecida
Powers, describe acertadamente los mecanismos de acción de las heladas en la pasta de cemento, y también explican por qué el arrastre de aire es eficaz en la reducción de la expansión asociada con este fenómeno:
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Cuando el agua comienza a congelarse en una cavidad capilar, el aumento de volumen que acompaña a la congelación del agua requiere una dilatación de la cavidad igual a por ciento del volumen de agua congelada o forzar de la cantidad de exceso de agua a través de los límites de la muestra, o algunos de ambos efectos. Durante este proceso, se genera presión hidráulica y la magnitud de la presión que depende de la distancia a un "límite escapar", la permeabilidad del material intermedio, y la velocidad a la que se forma hielo. La experiencia muestra que las presiones perturbadoras se desarrollarán en una muestra de pasta saturadas a menos que cada cavidad capilar en la pasta no está a más de tres o cuatro milésimas de pulgada desde el límite de escape más cercana. Tales límites muy próximos entre sí son proporcionados por el correcto uso de un agente incorporador de aire adecuado. Powers datos y una representación esquemática de su hipótesis se muestran en la Fig. 5-7. Durante la congelación a -24 ° C, la muestra de pasta de cemento saturadas que no contienen aire arrastrado alargadas sobre 1600/1000000, y la descongelación a la temperatura original se observó alargamiento sobre 500/1000000 permanente (Fig. 5-7a). La muestra que contiene 2 por ciento de aire arrastrado mostraron sobre 800/1000000 alargamiento en la congelación, y un alargamiento residual de menos de 300 millonésimas de la descongelación (Fig. 5-7b). La muestra que contiene 10 por ciento de aire arrastrado no mostraron dilatación apreciable durante la congelación y no dilatación residual al final del ciclo de descongelación. Por el contrario, esta pasta con aire incorporado mostró contracción durante la congelación (Fig. 5-7c). Una ilustración esquemática de hipótesis Powers 'se muestra en la Fig. 5-7d. Figura 5-8 indica cómo la presencia de aire huecos puede reducir las tensiones causadas por la formación de hielo en el hormigón. Powers también propuso que, además de la presión hidráulica causado por la congelación del agua en grandes cavidades, la presión osmótica resultante de la congelación parcial de las soluciones en los capilares puede ser otra fuente de expansión destructiva en la pasta de cemento. El agua en los capilares no es pura; que contiene varias sustancias solubles, tales como álcalis, cloruros, y el hidróxido de calcio. Soluciones congelan a temperaturas más bajas que el agua pura; en general, cuanto mayor es la concentración de sales en una solución, menor es el punto de congelación. La existencia de gradientes de concentración de sal locales entre capilares se prevé como fuente de la presión osmótica. La presión hidráulica (debido a un aumento en el volumen específico de agua en la congelación en grandes cavidades), y la presión osmótica (debido a las diferencias de concentración de sal en el fluido de poro) no parecen ser las únicas causas de la expansión de pastas de cemento expuestas a heladas acción. se observó expansión de especímenes pasta de cemento, incluso cuando el benceno, que se contrae en la congelación, se utiliza como fluido de poro en lugar de agua.
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Figura 5-7 Respuesta de la pasta de cemento saturado a la congelación y descongelación con y sin aire arrastrado. [(A) - (c), de las po tencias, TC, la estructu ra física y pro piedades de in geniería de hormigó n, Boletín 90, Portland Cement Association, Skokie, IL, 1958 (d) De Cordon, WA, congelación y descongelación del hormigón -Mecanismo y control, ACI Monografía 3,1967; (E) de la ACP, Diseño y Cont rol de Mezclas de Concreto , 1979.] Según Powers, una pasta de cemento saturado que contiene no aire arrastrado se expande en la congelación debido a la generación de presión hidráulica (a) Con el aumento de la entrada de aire, la tendencia a expandir disminuye debido a que los huecos de aire arrastradas proporcionan límites de escape para la presión hidráulica [(b ), (c) y (d)]. (E) Sección pulida de aire hormigón c elular, como se ve a través de un microsc opio.
Figura 5-8 (a) Diagrama esquemático de la for mación de hielo en los huecos capilares; (B) la formación de hielo en un vacío de aire; y (c) microg rafía electróni ca de barrid o de los cris tales de hielo que cr ecen en un vacío de aire. [(A) y (b) por cortesía de George W. Scherer, (c) Micrografía de Corr, D. J., P.J.M. Monteiro, J. Bastacky, ACI Mat. J., Vol. 99, No. 2, pp. 190-195, marzo-abril, 2002]. La transformación de hielo de agua líquida genera una dilatación volumétrica de 9 por ciento. Como se muestra en la Fig. 5-8, si la transformación se produce en poros pequeños capilares, los cristales de hielo pueden dañar la pasta de cemento, empujando las paredes de los capilares y mediante la generación de presión hidráulica. vacíos de aire puede proporcionar un límite de escape eficaz para reducir esta presión. Cuando el hielo se forma en un vacío de aire vacío (Fig. 5-8b yc), los cristales no ejercen presión sobre las paredes. El creci miento d e cristales de hielo en el vacío de aire atrae el agua de los por os capil ares, reduciendo así la presión hidráulica y la inducción de la contracción en la pasta de cemento (ver Fig. 5-9). Experimentalmente, es difícil v er los cri stales de hielo dentro de un vacío de aire debido a que la micr oscop ía electróni ca de barrido tradic ional requiere que se secó la muestra. En adici ón, no es fácil de mantener la baja temperatura necesaria para estabili zar el hielo en la muestra. Estas limit aciones se superan mediante el uso de un escaneo especial de baja temperatura micro scopi o electróni co que es capaz de mantener la muestra congelada por un largo período de tiempo. En la Fig. C5-8, cristales de hielo pueden ser vistos formando dentro de un vacío de aire, proporcionando un importante espacio abierto para que los cristales se desarroll an. estos c rist ales se habían form ado en el cemento pegar, la matriz se habría expandido, lo que lleva a la formación de grietas y la pérdida de rigid ez.
Análoga a la formación de lentes de hielo en el suelo, un efecto capilar, 12 que implica la migración a gran escala de agua de poros pequeños a grandes cavidades, se cree que es la causa principal de la expansión en cuerpos porosos. De acuerdo con la teoría propuesta por Litvan, 13 el agua de forma rígida en poder del CSH (tanto de capa intermedia y adsorbido en los poros de gel) en la pasta de cemento no puede reorganizar sí mismo para formar hielo en el punto de congelación normal del agua debido a la movilidad de agua existente en un ordenado estado es bastante limitado. Generalmente, cuanto más rígidamente un agua se lleva a cabo, menor será el punto de congelación. Cabe recordar que hay tres tipos de agua se llevan a cabo físicamente en la pasta de cemento; con el fin de aumentar la rigidez estos son el agua capilar en los capilares pequeños (de 10 a 50 nm), el agua adsorbida en los poros del gel, y el agua de las capas interiores en la estructura C-S-H. Se estima que el agua en los poros del gel no se congela por encima de 78 °C. Por lo tanto, cuando una pasta de cemento saturadas se somete a condiciones
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de congelación, el agua en grandes cavidades se convierte en hielo mientras que el agua de los poros gel sigue existiendo como agua líquida en un estado súper. Esto crea un desequilibrio termodinámico entre el agua congelada en los capilares, que adquiere un estado de baja energía, y el agua súper enfriada en los poros del gel, que está en un estado de alta energía. La diferencia en la entropía de hielo y agua sobre enfriada fuerza al último a migrar a los sitios de baja energía (grandes cavidades) donde se puede congelar. Este fresco suministro de agua de los poros del gel a los poros capilares aumenta el volumen de hielo en los poros capilares de manera constante hasta que no haya espacio para acomodar más hielo. Cualquier tendencia posterior para el agua superenfriada fluya hacia las regiones portadoras de hielo sería obviamente causar presión interna y la expansión del sistema. Además, según Litvan, el transporte de la humedad asociada con el enfriamiento de los cuerpos porosos saturados no necesariamente puede conducir a daños mecánicos. El daño mecánico se produce cuando la tasa de transporte de la humedad es considerablemente menor que exigió por las condiciones (por ejemplo, un gran gradiente de temperatura, una baja permeabilidad, y un alto grado de saturación). Puede observarse que, durante la acción de las heladas en la pasta de cemento, la tendencia de ciertas regiones de expansión se equilibra con otras regiones que se someten a la contracción (por ejemplo, pérdida de agua adsorbida de C-S-H). El efecto neto sobre un espécimen es, obviamente, el resultado de las dos tendencias opuestas. Esto explica satisfactoriamente por qué pasta de cemento que no contiene aire arrastrado mostró una gran elongación (Fig. 5-7a), mientras que la pasta de cemento que contiene 10 por ciento de aire arrastrado mostró contracción durante la congelación (Fig. 5-7c). Las observaciones microscópicas confirmaron que cuando se forma hielo en el interior de un aire vacío, hay una contracción en la pasta de cemento (Fig. 59). 5.9.2. Acción de las heladas en el agregado
Dependiendo de cómo el agregado responde a las heladas acción, un hormigón que contiene aire atrapado en la matriz de la pasta de cemento todavía puede ser dañado. El mecanismo que subyace al desarrollo de la presión interna en la congelación de una pasta de cemento saturadas es aplicable a otros cuerpos porosos también; esto incluye los agregados producidos a partir de rocas porosas, tales como ciertos sílex, areniscas, calizas y esquistos. No todos los agregados porosos son susceptibles al daño por heladas; el comportamiento de una partícula de agregado cuando se exponen a ciclos de congelacióndescongelación depende principalmente del tamaño, número y continuidad de los poros (es decir, en la distribución del tamaño de poros) y la permeabilidad. Figura 5-9 Secuencia de la propagación de hielo en un vacío con aire incor porado. Las imágenes se obtu vieron util izando el método de solidifi cación direccional, que permite el enfriamiento controlado y el calentamiento de una muestra relativamente grande. La cantidad de tiempo después de que el frente de cong elación pasado se indica en
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cada una de las imágenes. El diámetro externo del vacío de aire se describe para determinar el cambio en su di mensión durante la congelación de hormigó n. Tenga en cuenta la disminución d e diámetro de huecos de aire como congelación contin úa en la matriz, lo que indica la contr acción de la matriz. [De Piltner, R., y P.J.M. Monteiro, Cem. Horm. Res., Vol. 30, p. 847, 2000.]
Para explicar el daño por heladas en concreto que es atribuible a agregarse, Verbeck y Landgren proponen tres clases de agregado. En la primera categoría son los agregados de baja permeabilidad y alta resistencia. En el congelamiento del agua en los poros, la deformación elástica en la partícula se acomoda sin causar fractura. En la segunda categoría son los agregados de permeabilidad intermedia, es decir, los que tienen una proporción significativa de la porosidad total representada por pequeños poros del orden de 500nm y más pequeños. Las fuerzas capilares en dichos poros pequeños hacen que el agregado para obtener fácilmente saturado y para retener el agua. En la congelación, la magnitud de la presión depende principalmente de la velocidad de descenso de la temperatura y la distancia que el agua bajo presión debe viajar para encontrar un límite de escape para aliviar la presión. de alivio de presión puede estar disponible, ya sea en la forma de cualquier poro vacío dentro del agregado (análogo al aire arrastrado en la pasta de cemento) o en la superficie agregada. La distancia crítica para alivio de presión en una pasta de cemento endurecido es del orden de 0,2 mm; es mucho mayor para la mayoría de las rocas debido a su permeabilidad más alta que la pasta de cemento. Estas consideraciones han dado lugar al concepto de tamaño de los agregados crítica con respecto a los daños por heladas. Con una determinada distribución de tamaño de poro, la permeabilidad, el grado de saturación, y la velocidad de congelación de las partículas grandes de un agregado pueden causar daños, pero las partículas más pequeñas del mismo agregado no lo harían. Por ejemplo, cuando 14 días de edad, las muestras de hormigón que contienen una mezcla 50:50 de la variación de tamaños de cuarzo y sílex agregado se expusieron a ciclos de congelación-descongelación, los que contienen de 25 a 12 mm de sílex requiere 183 ciclos para mostrar un 50 por ciento reducción en el módulo de elasticidad, frente a los 448 ciclos para hormigones curados de manera similar que contienen de 12 a 5 mm de sílex. No hay un tamaño crítico único para un tipo de agregado, ya que esto dependerá de la velocidad de congelación, el grado de saturación, y permeabilidad del agregado. Permeabilidad desempeña una doble función: primero, se determina el grado de saturación o la velocidad a la que será absorbida el agua en un periodo de tiempo dado; y segundo, determina la velocidad a la que será expulsado de agua del agregado en congelación (y por lo tanto el desarrollo de la presión hidráulica). En general, cuando estén presentes los agregados más grandes que el tamaño crítico de un modo concreto, la congelación se acompaña de estallido hacia afuera, es decir, el fracaso del agregado en el que una parte de la partícula de agregado permanece en el hormigón y la otra parte se sale con la escama de mortero. Los agregados de alta permeabilidad, que generalmente contienen un gran número de poros grandes, pertenecen a la tercera categoría. A pesar de que permiten la entrada y la salida de ater fácil, sino que también son capaces de causar problemas de durabilidad. Esto se debe a la zona de transición entre la superficie interfacial agregada y la matriz de la pasta de cemento puede ser dañado cuando el agua bajo presión es expulsada de una partícula agregada. En tales casos, el agregado propias partículas no están dañadas como
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resultado de la acción de las heladas. Por cierto, esta muestra por qué los resultados de las pruebas de congelación-descongelación y solidez de agregados por sí sola no siempre son fiables en la predicción de su comportamiento en concreto. Se cree que, con pavimentos de hormigón expuestas a las heladas acción, algunos agregados de piedra caliza o arenisca son responsables del fenómeno de agrietamiento. Los agregados que son susceptibles de causar agrietamiento parecen tener una distribución de tamaño de poro específico caracterizado por un gran volumen de poros muy finos de menos de <1μm.
5.9.3. Factores que cont rolan la resist encia al frío del hormi gón
Por ahora debería ser evidente que la capacidad de un hormigón para resistir el daño debido a las heladas acción depende de las características tanto de la pasta de cemento y el agregado. En cada caso, sin embargo, el resultado es controlado realmente por la interacción de varios factores, tales como la ubicación de los límites de escape (la distancia por la que el agua tiene que viajar para alivio de presión), la estructura de poros del sistema (tamaño, número, y la continuidad de los poros), el grado de saturación (cantidad de agua congelable presente), la velocidad de enfriamiento, y la resistencia a la tracción del material que debe ser superado para causar la ruptura. Como se discute más adelante, la disposición de los límites de escape en la matriz de la pasta de cemento y la modificación de su estructura de poros son los dos parámetros que son relativamente fáciles de controlar; el primero puede ser controlado por medio de la entrada de aire en el hormigón y la segunda por el uso de proporciones de la mezcla adecuadas y de curado. La inclusión de aire. No es el aire total, pero el vacío espaciamiento del orden
de 0,1 a 0,2 mm en cada punto en el cemento endurecido que es necesario para la protección del hormigón contra los daños por heladas. Mediante la adición de pequeñas cantidades de ciertos agentes de arrastre de aire a la pasta de cemento (por ejemplo, 0,05 por ciento en peso del cemento), es posible incorporar a las burbujas 0.05-1mm. Por lo tanto, para un volumen dado de aire, dependiendo del tamaño de las burbujas de aire, el número de huecos, espaciado vacío, y el grado de protección contra la acción de las heladas puede variar mucho. En un experimento, 16 5-6 por ciento de aire fue incorporado en el hormigón mediante el uso de uno de los cinco agentes incorporadores de aire diferentes. Agentes A, B, D, E, y F produjo 24.000, 49.000, 55.000, 170.000, y 800.000 poros de aire por centímetro cúbico de la pasta de cemento endurecida, y las correspondientes probetas de hormigón necesarios 29, 39, 82, 100, y 550 por congelación ciclos de descongelación para mostrar 0,1 expansión por ciento, respectivamente. Aunque el volumen de aire arrastrado no es una medida suficiente para la protección del hormigón contra acción de las heladas, suponiendo que la mayoría de pequeñas burbujas de aire están presentes, es el criterio más fácil para el propósito de control de calidad de las mezclas de concreto. Debido a que el contenido de la pasta de cemento está generalmente relacionado con el tamaño máximo de los agregados, hormigones magros con grandes agregados tienen menos pasta de cemento de hormigones ricos con pequeños agregados; Por lo tanto, este último necesita más el arrastre de aire para un grado equivalente de resistencia a las heladas. contenidos de aire totales
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especificados para la resistencia al frío, de acuerdo con el Código de Construcción ACI 318, se muestran en la Tabla 5-3. La granulometría de los agregados también afecta el volumen de aire arrastrado, que se redujo en un exceso de partículas de arena muy fina. La adición de aditivos minerales, tales como cenizas volantes, o el uso de cementos muy finamente molidas, tiene un efecto similar. En general, una mezcla de hormigón más cohesiva es capaz de mantener más de aire que sea un muy húmedo o una mezcla muy rígida. También, una mezcla insuficiente o Mezclar excesivamente, el tiempo excesivo de la manipulación o el transporte de hormigón fresco, y más de vibración tienden a reducir el contenido de aire. Por estas razones, se recomienda que el contenido de aire se determinará en concreto como colocado, y la adecuación de espacio vacío puede estimar mediante la determinación microscópica como se describe por el método ASTM Standard C 457. * Véase la norma ASTM C 33 para las tolerancias en gran tamaño para diversas designaciones de tamaño máximo nominal. † Estos contenidos de aire se aplican a la mezcla total, para los tamaños de los agregados anteriores. Al probar estos hormigones, sin embargo, agregar mayor que 37,5 mm se elimina por la cosecha manual o tamizado y contenido de aire se determina en 37,5 mm fracción de menos de mezcla. (Tolerancia en el contenido de aire como entregado se aplica a este valor.) El contenido de aire de la mezcla total se calcula a partir de valor determinado de la fracción menos 37,5 mm. FUENTE: Código de Edificación ACI 318.
La relación agua-cemento y el curado. Anteriormente se explicó cómo la
estructura de poros de una pasta de cemento endurecida está determinada por la relación agua-cemento y el grado de hidratación. En general, cuanto mayor es la relación agua-cemento para un grado dado de hidratación o más bajo es el grado de hidratación para una relación agua-cemento dado, mayor será el volumen de poros grandes en la pasta de cemento hidratado (Fig. 2- 8). Debido a que el agua fácilmente congelable reside en los poros grandes, por lo tanto, se puede suponer que, a una temperatura dada de la congelación, la cantidad de agua congelable será más con altas relaciones de agua-cemento y en edades tempranas de curado. Los datos experimentales de Verbeck y Klieger confirmaron la validez de esta hipótesis (Fig. 5-10a). La influencia de la relación de agua-cemento en la resistencia al frío de hormigón se muestra en la Fig. 510b. La importancia de la relación agua-cemento en la resistencia al frío del hormigón es reconocido por los códigos de construcción. Por ejemplo, ACI 31883 requiere que sujeto concreto de peso normal a la congelación y la descongelación en una condición húmeda debe tener una relación máxima de 0,45 agua-cemento en el caso de bordillos, canalones, y barreras de protección, y 0,50 para otros elementos. Obviamente, estos límites de la relación aguacemento asumen la hidratación del cemento normales; Por lo tanto, al menos 7 días de curado húmedo a la temperatura normal se recomienda antes de las heladas exposición. Grado de saturación. Es bien sabido que las sustancias secas o parcialmente
secos no sufran daños por heladas (véase el recuadro). Hay un grado crítico de saturación por encima del cual es probable que se agriete y esquirlas cuando se expone a una temperatura muy baja de hormigón. De hecho, es la diferencia entre el crítico y el grado real de saturación que determina la resistencia a la helada de hormigón, tal como se explica en la figura. 5-11. Un hormigón puede fallar por debajo del grado crítico de saturación después de un curado
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adecuado, pero dependiendo de la permeabilidad de nuevo puede alcanzar o superar el grado crítico de saturación si se expone a un ambiente húmedo. El papel de la permeabilidad del hormigón es por lo tanto importante en la acción de las heladas, ya que controla no sólo la presión hidráulica asociada con el movimiento del agua interna en congelación sino también el grado crítico de saturación antes de la congelación. Desde el punto de vista de las heladas dañar el efecto de aumento de la permeabilidad de un hormigón, como resultado de la formación de grietas debido a las causas físicas o químicas, por lo tanto, debería ser evidente. Figura 5-10 Influencia de l a relación agua-cemento y el contenido de aire en la durabilidad del hormi gón a las heladas acción. [(A) A partir de Verbeck, G. y P. Klieger, Highway Research Board Boletín 176, Transportation Research Board, Consejo Superior de Investigaciones Científicas, Washington, DC, pp 9-22,1958.; (B) De Manual de hormigón, 8ª ed., Oficina de Reclamación de EE.UU., p. 35, 1975.] La figura de la izquierda muestra que la cantidad de agua que se pueden congelar en hormigón con una relación agua-cemento dado aumenta al disminuir la temperatura. También mu estra que la cantidad de agua que se congela a una temperatura dada aumenta con la r elación agua-cemento. El efecto observado de relación agua-cemento es simplemente que relaciones más altas dan como resultado mayor y un n úmero mayor de capilares en el que más agua congelable pueden estar presentes. La figura de la derecha muestra que una combinación de bajas relaciones agua-cemento y aire arrastrado asegura un alto factor de durabi lidad a las heladas acción. Con el método ASTM 666 se requiere para continuar la con gelación y descong elación para 300 ciclo s o hasta que el módulo de elasticid ad dinámico s e reduce a 60 por ci ento del valor ori ginal (lo que ocurra prim ero). La durabilid ad es evaluada entonces por la fórm ula: factor de durabili dad = porcentaje de módul o orig inal × número de ci clos en el final de la prueba ÷ 300. Figura 5-11 Método d e predicci ón de la resist encia al frío del hormigón. (De handboken-Betong, Svensk Byggj anst, Estoc olmo , 430-433, 1980.) G. Fagerlund del cemento en Suecia y el Instituto de Investigación de hormigón propusieron un método de predicción la resistencia al frío del hormigón que hace hincapié en la importancia del grado crítico de saturación. La resistencia al frío F se evalúa como una diferencia entre el grado crítico de saturación scrit y el grado real de Sact saturación. El grado de saturación de agua se define como una relación entr e el total vo lumen de agua evaporable a 105 ° C y el volumen total de poros abiertos del espacio disponible antes de la congelación. El micropoint en una parcela de saturación de agua, S vs E6/Eo (es decir, el módul o elástico di námico residual después de seis ciclos de congelación-descongelación) da scrit. Ejemplos de determinar scrit arrastrado por un no-aire hormi gón (Tipo I) y un con creto co n aire que conti ene 7,1 por ciento de aire se muest ran en la Fig. 5-11 (a). Una estimaci ón de Sact se puede obtener a través de una absorc ión de la humedad o una prueba de succió n capilar sim ple. Como se muestr a en la Fig. 5-11 (b), el punto d e nick en un a parcela de saturación d e grado frente a la raíz cuadrada de la captación de agua tiempo corresponde con el grado de saturación capilar, Scap. En el punto de nick todo gel y capilar poros están llenos de agua; los poros de aire más grandes son los úl timos en ser llenado ya un ritmo m uy lento. Escarcha resistenci a, expresada como una diferencia entre scrit y Sact para el hormigón expuesto a la absorción de agua para largos períodos de tiempo, se pueden determinar gráficamente. Por ejemplo, como se muestra en la Fig. 5-11 (c), el hormigón sin aire arrastrado (Tipo I) será dañado por heladas (F ≥ 0) después de aproximadamente 200 horas de absorción de agua continua, mientras que el hormigón c on aire incorpo rado (Tipo II) no se dañe incluso despu és de la exposici ón much o tiempo para la absorci ón de agua.
Resistencia. Contrariamente a la creencia popular, hormigón de alta
resistencia no siempre garantiza una gran durabilidad. Por ejemplo, consideremos los daños por heladas. Al comparar la no-aire arrastrado con hormigón con aire incorporado, el primero puede ser de mayor resistencia, pero el último tendrá una mejor durabilidad a las heladas acción debido a la protección que ofrece contra el desarrollo de alta presión hidráulica durante la exposición a ciclos de congelación y descongelación. Como regla general, con media y alta resistencia hormigones, cada aumento de 1 por ciento en el
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contenido de aire reduce la resistencia del hormigón en alrededor de 5 por ciento. Sin ningún cambio en la relación agua-cemento, un arrastre de aire 5 por ciento sería, por lo tanto, disminuir la resistencia del hormigón en un 25 por ciento. Debido a la facilidad de trabajo mejorado como resultado de aire arrastrado, es posible recuperar una parte de la pérdida de resistencia a través de una ligera reducción de la relación agua-cemento, manteniendo el nivel deseado de trabajabilidad. Sin embargo, el concreto con aire es generalmente menor en la resistencia que el hormigón si aire incorporado correspondiente. 105
5.9.4. L a escala de con gelación y la sal
La resistencia del hormigón contra la influencia combinada de las sales de congelación y deshielo, que se utilizan comúnmente para fundir el hielo y la nieve de las aceras, es generalmente menor que su resistencia a las heladas solo. Muchos investigadores han observado que el máximo daño a la superficie del hormigón por escalado se produce a concentraciones de sal de alrededor de 4 a 5 por ciento. De acuerdo con Harnik et al., 17 el uso de la sal de deshielo tiene efectos tanto negativos como positivos en el daño por heladas. La mayoría deterioro grave sal es una consecuencia de ambos efectos. El efecto de sobre enfriamiento de la sal en agua (es decir, la disminución de la temperatura de formación de hielo) puede ser vista como un efecto positivo. Por otro lado, los cinco efectos negativos son: (1) un aumento en el grado de saturación del hormigón debido al carácter higroscópico de la sal; (2) un aumento en el efecto perturbador cuando el súper refrigerado por agua en los poros con el tiempo se congela; (3) el desarrollo de diferencial subraya como resultado de la congelación de capa por capa de hormigón debido a gradientes de concentración de sal; (4) el golpe de calor como resultado de la aplicación en seco de las sales de deshielo en el hormigón cubierto de nieve y hielo; y (5) cristalización de la sal en soluciones sobresaturadas en los poros. En general, los efectos negativos asociados a la aplicación de sales de deshielo superan con creces el efecto positivo. Por lo tanto, la resistencia a la helada de hormigón se redujo significativamente bajo la influencia combinada de las sales de congelación y deshielo. 5.10. Efecto de Fuego
Seguridad humana en caso de incendio es una de las consideraciones en el diseño de viviendas, públicos y edificios industriales. El hormigón tiene una buena hoja de servicios en este sentido. A diferencia de la madera y plásticos, hormigón es incombustible y no emite humos tóxicos de la exposición a altas temperaturas. A diferencia del acero, cuando se somete a temperaturas del orden de 700 ° a 800 ° C, el hormigón es capaz de retener suficiente resistencia para periodos de tiempo razonablemente largo, permitiendo así operaciones de rescate al reducir el riesgo de colapso estructural. Por ejemplo, en 1972, cuando un edificio de hormigón armado de 31 pisos en Sao Paulo (Brasil) fue expuesto a un incendio alta intensidad durante más de 4 horas, más de 500 personas fueron rescatadas porque el edificio mantiene su integridad estructural durante el incendio. Cabe señalar que desde el punto de vista de la seguridad contra incendios de estructuras de acero, una capa de 50 a -100 mm de hormigón o cualquier otro material resistente al fuego se especifica de forma rutinaria por los códigos de construcción. Al igual que con otros fenómenos, muchos factores controlan la respuesta del hormigón al fuego. Composición del hormigón es importante debido a que tanto la pasta de cemento y el agregado se componen de elementos que se descomponen
con el calor. La permeabilidad del hormigón, el tamaño del elemento, y la tasa de aumento de la temperatura son importantes porque regulan el desarrollo de las presiones internas de los productos de descomposición gaseosos. pruebas de fuego han demostrado que el grado de microfisuración, y, por lo tanto, la resistencia del hormigón, también está influenciado por las condiciones de prueba (es decir, si las muestras se ponen a prueba en caliente y bajo carga, o después de enfriar a la humedad ambiente y temperatura). Una vez más, el comportamiento real de un hormigón expuesto a alta temperatura es el resultado de muchos factores que interactúan al mismo tiempo que son demasiado complejos para el análisis preciso. Sin embargo, para el propósito de comprender su importancia, algunos de los factores se discuten a continuación. 5.10.1. Efecto de la temperatura alta en la pasta de cemento hidratada
El efecto de aumento de la temperatura en la pasta de cemento hidratado depende del grado de hidratación y el estado de humedad. Una pasta bien hidratado cemento portland, como se ha descrito antes, se compone principalmente de hidratos de calcio de silicato (C-S-H), hidróxido de calcio e hidratos de sulfoaluminato de calcio. Una pasta saturada contiene grandes cantidades de agua libre y el agua capilar, además de agua adsorbida. Los diversos tipos de agua se pierden fácilmente en el aumento de la temperatura del hormigón. Sin embargo, desde el punto de vista de la protección contra incendios, se puede señalar que, debido al considerable calor de vaporización necesario para la conversión de agua en vapor, la temperatura del hormigón no se levantará hasta que el agua evaporable se ha eliminado. La presencia de grandes cantidades de agua evaporable puede causar un problema. Si la velocidad de calentamiento es alta y la permeabilidad de la pasta de cemento es bajo, el daño al concreto puede tener lugar en forma de desprendimiento de la superficie. La superficie se produce cuando la presión de vapor del vapor en el interior del material aumenta a un ritmo más rápido que el alivio de la presión por la liberación de vapor en la atmósfera. En el momento en que la temperatura alcanza aproximadamente 300 ° C, la capa intermedia C-S-H de agua y una parte del agua combinada químicamente a partir de la C-S-H y los hidratos de sulfoaluminato también se perdería. Además, la deshidratación de la pasta de cemento debido a la descomposición del hidróxido de calcio comienza a aproximadamente 500 ° C, pero se requieren temperaturas del orden de 900 ° C para la descomposición completa de la CS-H. 5.10.2. Efecto de la temperatura alta en el agregado
La porosidad y la mineralogía del agregado parecen ejercer una influencia importante en el comportamiento del hormigón expuesto al fuego. Dependiendo de la velocidad de calentamiento y el tamaño, la permeabilidad, y el estado de humedad del agregado, el agregado poroso puede ser ellos mismos susceptibles a la expansión perjudicial que conduce a desconchaduras del tipo descrito en el caso de ataque de las heladas. agregados de baja porosidad deben, sin embargo, estar libre de problemas relacionados con el movimiento de la humedad interna. Agregados silíceos que contienen cuarzo (por ejemplo, granito y piedra arenisca), pueden causar problemas en concreto a una temperatura de aproximadamente 573 ° C, ya que a esta temperatura la transformación de cuarzo de la a la forma se asocia con una expansión repentina del orden
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de 0,85 por ciento. En el caso de rocas carbonatadas, una angustia similar puede comenzar por encima de 700 ° C, como resultado de la reacción de descarbonatación. Además de las posibles transformaciones de fase y la descomposición térmica del agregado, la mineralogía del agregado determina la respuesta del hormigón al fuego de otras maneras también. Por ejemplo, la mineralogía agregada determina las expansiones térmicas diferenciales entre el agregado y la pasta de cemento y la resistencia máxima de la zona de transición interfacial. 107
5.10.3. Efecto de la alta temperatura en el con creto
En la Fig. 5-12 de datos de Abrams ilustran el efecto de corta duración, 870 ° C, la exposición en la resistencia a la compresión de las muestras de hormigón con un promedio 27 MPa f c antes de la exposición. Las variables incluyen tipo de agregado (carbonato, silíceo, o de esquisto expandido ligero) y las condiciones de prueba (climatizada sin carga y probados caliente; climatizada con carga a un nivel de estrés que es 40 por ciento de la fuerza original y probado caliente, y la prueba sin carga después de enfriamiento a temperatura ambiente). Cuando se calienta sin carga y probado caliente (Fig. 5-12a), las muestras hechas con el agregado de carbonato y el agregado de peso ligero lijado (60 por ciento del agregado fino fue reemplazado por arena natural) retuvo más de 75 por ciento de los puntos fuertes a temperaturas hasta 650 ° C. A esta temperatura, las muestras de hormigón que contienen el agregado silíceo retuvieron sólo el 25 por ciento de la fuerza original; que habían retenido 75 por ciento de la fuerza original hasta aproximadamente 427 ° C. El rendimiento superior de los hormigones que contienen o bien el carbonato o el agregado de peso ligero a la temperatura más alta de la exposición al calor podría ser debido tanto a la zona de transición interfacial fuerte y una menor diferencia en los coeficientes de expansión térmica entre el mortero de matriz y el agregado grueso. Fuerza de muestras analizadas caliente, pero cargados en compresión (Fig. 512b) era hasta un 25 por ciento más altos que los de las muestras de compañía descargadas, pero el rendimiento superior de carbonato y hormigones de agregados livianos se reafirmó. Sin embargo, el efecto de la mineralogía agregada sobre la resistencia del hormigón (Fig. 5-12c) se redujo significativamente cuando las muestras se ensayaron después de enfriar a 21 ° C, muy probablemente como resultado de microfisuración en la zona de transición interfacial, asociado con la contracción térmica.
Figura 5-12 Efecto de las condiciones de tipo de pruebas y agregados sobre la resistencia al fuego. (A partir de Abrams, M. S., temperatura y Concreto, ACI SP-25, pp. 33-58, 1973.) probetas de hormigón descargadas calentaron a 650∞C y probados caliente (a), muestran que el hormigón que contiene piedra cal iza o agregado ligero retenido 75 por ciento de la fuerza original, mientras que el hormigón que contiene un agregado silíceo retuvo sólo el 25 por ciento de la fuerza original. Cuando se carga a 40 por ciento de la resistencia original (b), se observó una tendencia similar, aunque todas las concentraciones fueron mayores en aproximadamente un 25 por ciento. Sin embargo, de acuerdo con la Fig. 5-12c independientemente del tipo agregado, todos los hormigones mostraron considerable pérdida de resistencia en el enfriamiento.
En el rango de la fuerza 23 a 45 MPa, Abrams encontrado que la resistencia original del hormigón tuvo poco efecto sobre el porcentaje de resistencia a la compresión retenido después de la exposición a alta temperatura. En un estudio posterior, 19 se observó que cuando, en comparación con la resistencia a la compresión de especímenes calienta los módulos de elasticidad del hormigón hecho con los tres tipos de agregado cayó más rápidamente a medida que se aumentó la temperatura. Por ejemplo, a 304 y 427 ° C, los módulos eran 70 a 80 por ciento y del 40 al 50 por ciento del valor original, respectivamente. Esto se puede atribuir a la microfisuración zona de transición interfacial, que tiene un efecto más perjudicial sobre la resistencia a la flexión y el módulo elástico de la resistencia a la compresión de hormigón (Fig. 5-13).
Figura 5-13 daño de Fuego en el revestimiento de hormigón del túnel del Canal. [Fotografía por cortesía de Paul Acker] Inaugurado en 1994, el Túnel del Canal Inglés fue un logro impresionante ingeniería y culminó el viejo s ueño de la conexi ón de Inglaterra y Francia a través del transpo rte bajo el agua. Se gastaron más de $ 15 de millones de dólares en el proyecto, que utiliza métodos y materiales de construcción del estado de la técnica, incluyendo 50 MPa de alta resistencia revestimientos de hormigón. El 18 de noviembre de 1996, un incendio estalló out.20 Afortunadamente, no hubo mortalidad, pero el daño era extenso. Aproximadamente 50 m del revestimiento del túnel fue dañado y en algunas zonas de su espesor se redujo de 40 a 17 cm. El desconchado del hormigón, causada por el fuego, llevó a pandeo local en algunos tramos de la malla de refuerzo. Es interesante observar que el estudio post-fuego sobre el hormigón sin daños mostró que la resistencia a la compresión real fue de aproximadamente 100 MPa. El revestimiento fue reparado con hormi gón reforzado con fibras.
5.10.4. Comport amiento del horm igón d e alta resistencia expuesta al fuego
En comparación con el hormigón de resistencia normal, la investigación de laboratorio y de campo mostraron que el rendimiento concreto de alta resistencia se comporta de forma diferente cuando se expone al calor exposiciones similares. hormigón de alta resistencia tiene diferentes pérdidas de resistencia cuando se someten a cargas térmicas y muestra una mayor tendencia a astillarse de una manera explosiva. códigos de diseño de fuego existentes se basaron en el hormigón de resistencia normal y la extrapolación de las directrices para hormigón de alta resistencia puede no ser apropiado. Estos códigos también no se refieren a la posibilidad de fallo astillamiento explosivo en hormigón de alta resistencia. A pesar de una intensa investigación se ha hecho en este campo en la última década, los resultados son muy sensibles a las condiciones de carga y dosificación de la mezcla de hormigón, resistencia a la compresión inicial, y el contenido de humedad. Phan y Carino han analizado muchas de estas variables.
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Como un ejemplo del comportamiento del hormigón de alta resistencia se expone a altas temperaturas examinemos los resultados de un estudio experimental de Phan y Carino. En este estudio, 100 mm × 200 mm de hormigón de alta resistencia (HSC) cilindros se calentaron a diferentes temperaturas y se cargan al fracaso mientras está caliente, o después de volver a temperatura ambiente. La temperatura máxima fue de 600 ° C y la velocidad de calentamiento fue 5 ° C / min. hormigón de alta resistencia se preparó con y sin humo de sílice, en una relación agua-cemento de 0,22 a la 0,57 y resistencias a la compresión entre 51 y 93 MPa. Las principales conclusiones del estudio son los siguientes: 1. Para el concreto expuesto a temperaturas en el rango de 100 y 300 ° C, la resistencia fue mayor para las muestras analizadas después del enfriamiento que para los experimentados en caliente. Para hormigón expuesto a temperaturas superiores a 400 ° C, la tendencia se invirtió. 2. Precarga las muestras de hasta 40 por ciento de la resistencia a la compresión a temperatura ambiente tuvo ningún efecto sobre la reducción de la resistencia. 3. Mezclas de alta resistencia hechos con material de 0,22 agua / cemento (w/c) mostraron una menor pérdida de resistencia que con 0,33 W/cm. Para las mezclas hechas con w/c en el rango de 0,33 a 0,57; el comportamiento era más compleja y dependía del método de ensayo utilizado, por lo que es difícil extraer conclusiones definitivas. 4. Para las muestras precargados, humo de sílice no tuvo efecto sobre el comportamiento del hormigón de alta resistencia se expone a temperaturas elevadas. Para las muestras no acentuadas, humo de sílice no tuvo efecto sobre la fuerza de hasta 300 °C, sin embargo, cuando se prueba a una temperatura más alta, las mezclas que contienen humo de sílice mostraron una mayor pérdida de resistencia. 5. Las muestras de hormigón de humo de sílice mostraron mayor resistencia residual (resistencia después del enfriamiento) que las muestras sin el humo de sílice cuando se expone a temperaturas en el intervalo de 150 a 250 °C. El Hormigón de alta resistencia tiene una mayor tendencia a astillarse que el hormigón de resistencia normal. Desconchado puede comprometer la integridad estructural de la pieza y poner en peligro la eficacia de las actividades de salvamento y extinción de incendios. Anderberg concluyó que astillamiento superficie aumenta con el aumento de contenido de humedad, impermeabilidad del hormigón, el esfuerzo de compresión de la carga externa, aumento de la temperatura, la distribución de temperatura asimétrica, secciones transversales más pequeñas, y una concentración más alta de refuerzo. Los mecanismos de desprendimiento están relacionados con el desarrollo de la presión de vapor, el aumento de la tensión debido a las cargas térmicas, y el cambio de volumen debido a la transformación de fase en el agregado. En una investigación de las investigaciones más recientes, las siguientes conclusiones fueron alcanzadas por Phan y Carino con respecto a la ortografía de hormigón de alta resistencia:
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1. astillamiento explosivo se observó cuando la temperatura del centro de la probeta estaba en el rango de 200 y 325 ° C. 2. La precarga parece tener un efecto atenuante en el desarrollo de desprendimiento explosivo. 3. Las muestras de hormigón colado con 0,22 W / cm tenían un mayor potencial de desprendimientos en condiciones sin restricciones que las muestras emitidos con 0,33 W / cm. Sin embargo, cuando se realizó la prueba bajo condiciones restringidas, astillamiento explosivo sólo se produjo con muestras emitidos con 0,33 W / cm. Las muestras hechas con 0,57 W / cm no tenían astillamiento explosivo bajo cualquier condición de prueba. 4. El humo de sílice no tiene ninguna influencia significativa sobre el astillamiento explosivo para las pruebas realizadas en condiciones restringidas y no restringidas. Dos mecanismos han sido propuestos por Bazant para explicar el astillamiento térmico explosiva: (a) el desarrollo de la alta presión de poros causada por la sobresaturación en la parte delantera de calefacción; y (b) la propagación de la fractura por fragilidad. La creación de una alta presión de poros parece ser importante para desencadenar astillamiento explosivo ya que este mecanismo de fallo no se ha observado en el hormigón seco. Sin embargo, como grietas abierto, un mayor volumen se convierte en disponible para el líquido y el vapor de agua, haciendo que la presión de poro para reducir de manera significativa. La energía para propagar la grieta puede ser proporcionado por la energía de deformación generada por las tensiones térmicas. de hormigón de alta resistencia es más frágil que el hormigón convencional, por lo que es más sensible a crecimiento de la grieta frágil y, en consecuencia, a astillamiento explosivo cuando se expone a altas temperaturas. 5.11. El deterioro de horm igón por reacciones quími cas
En concreto los procesos de deterioro provocados por las reacciones químicas implican generalmente, pero no necesariamente, las interacciones químicas entre los agentes agresivos en el medio ambiente y los constituyentes de la pasta de cemento. Las excepciones incluyen reacciones álcali-agregado, que se producen entre los álcalis presentes en la pasta de cemento y ciertos materiales reactivos en el agregado, la hidratación retardada de cristalina CaO y MgO cuando están presentes en cantidades excesivas en el cemento portland, y el retraso en la formación de etringita. Con una pasta bien hidratado cemento portland, la fase sólida, compuesta de hidratos relativamente insolubles de calcio (tales como C-S-H, CH y C-A-S-H), existe en un estado de equilibrio estable con un fluido de poro de alto pH. Dependiendo de la concentración de Na +, K +, y OH- iones los rangos de los valores de pH 12,5 a 13,5. Claramente, el hormigón de cemento pórtland estaría en un estado de desequilibrio químico cuando entra en contacto con las condiciones ambientales ácidos. En teoría, cualquier entorno con menos de 12,5 pH puede ser de marca agresivo porque una reducción de la alcalinidad del fluido de poro podría, con el tiempo, conducir a la desestabilización de los productos cementosos de la hidratación. Esto significa que la mayoría de las aguas naturales e industriales serán agresivos al hormigón de cemento pórtland. Sin embargo, la tasa de ataque químico será una función del pH del fluido agresivo y la permeabilidad del hormigón. Cuando la
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permeabilidad del hormigón es baja y el pH del fluido agresivo es superior a 6, la tasa de ataque químico es demasiado lento para ser tomado en serio. CO 2 libre en agua aguas estancadas y suaves, los iones ácidos como SO42 y CL en el agua subterránea y agua de mar, y los iones H+ en algunas aguas industriales son frecuentemente responsables de la disminución del pH por debajo de 6, lo que sería perjudicial para hormigón. Una vez más, hay que señalar que los ataques químicos en concreto se manifiestan en efectos físicos perjudiciales, tales como aumento de la porosidad y la permeabilidad, disminución de la resistencia, y el agrietamiento y desprendimiento. En la práctica, varios procesos químicos y físicos del acto deterioro al mismo tiempo e incluso pueden reforzarse mutuamente. Con el fin de desarrollar una comprensión clara, los procesos químicos se pueden dividir en tres subgrupos analizadas individualmente y que se muestran en la Fig. 5-14. Se prestará especial atención a sulfato ataque, ataque alcalino-agregado, y la corrosión del acero embebido, ya que estos fenómenos son responsables de la mayoría de deterioro de las estructuras de hormigón. Finalmente, la última sección de este capítulo se dedica a la durabilidad del hormigón en el medio marino debido a las estructuras costeras y de alta mar están expuestos a un laberinto de procesos físicos de deterioro químico relacionados entre sí y, lo que demuestra acertadamente la complejidad de los problemas de la durabilidad del hormigón en la práctica de campo. 5.11.1. La hidról isi s de los compo nentes de la pasta de cemento
Aguas de la tierra, lagos, ríos y contienen pequeñas cantidades de cloruros, sulfatos y bicarbonatos de calcio y magnesio. Estos llamados aguas duras generalmente no atacan a los constituyentes de la pasta de cemento portland. El agua pura de la condensación de la niebla o vapor de agua y agua blanda de la lluvia o del deshielo de la nieve y el hielo contiene iones de calcio poco o nada. Cuando estas aguas entran en contacto con la pasta de cemento portland que tienden a hidrolizar o disolver los productos que contienen calcio. Una vez que el contacto de la solución alcanza el equilibrio químico, la hidrólisis adicional de la pasta de cemento se detiene. Sin embargo, en el caso del agua que fluye o filtración bajo presión, la dilución de la solución de contacto se llevará a cabo, proporcionando así la condición para la hidrólisis continua. El hidróxido de calcio es uno de los constituyentes de las pastas de cemento Portland hidratadas que, debido a su solubilidad relativamente alta en agua pura (1230 mg / l), es más susceptible al hidrólisis. En teoría, la hidrólisis de la pasta de cemento continúa hasta que la mayor parte del hidróxido de calcio se ha lixiviado de distancia; esto expone a los componentes de cemento de la pasta de cemento endurecida a la descomposición química. Finalmente, el proceso deja de sílice y alúmina geles con poco o nada de fuerza. Los resultados de dos investigaciones que muestran la pérdida de resistencia de las pastas de cemento portland por lixiviación de cal son citados por Biczok.26 También según Terzaghi, de un hormigón que se había perdido cerca de una cuarta parte de su contenido original de cal se redujo a la mitad de la fuerza original. Además de la pérdida de la fuerza, la lixiviación de hidróxido de calcio de hormigón puede ser considerada indeseable por razones estéticas. Con frecuencia, el lixiviado interactúa con CO2 presente en el aire y forma una costra de color blanquecino de carbonato de calcio en la superficie. El fenómeno se conoce como eflorescencia.
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Figura 5-14 tipos de reacciones químicas responsables de deterioro del hormigón . A: ataque de agua suave en hidróxido de calcio y C-S-H presente en los cementos portland hidratado; B (I): soluci ón ácida formación de compuestos de calcio solub les tales como cloru ro de calcio, sulfato de calcio, acetato de calcio o bic arbonato de calcio; B (II): solu ciones de ácido ox álico y s us sales, formando o xalato de calcio; ataque del agua de mar a largo plazo debilitar el C-S-H por susti tución de Mg2 + Ca2 +;: B (III) C: el ataque por s ulfato s for mación de etringi ta y el yeso, el ataque alcalino agregado, la corrosión del acero en el hormigón, la hidratación de la cristalina de MgO y CaO. (De Mehta, P. K., y Gerwick aC, Jr., horm. Int., Vol. 4, pp. 45-51, 1982.)
5.11.2. Reacciones de in tercambio de cationes
Sobre la base de intercambio catiónico, los tres tipos de reacciones perjudiciales que pueden ocurrir entre las soluciones químicas agresivas y los componentes de la pasta de cemento portland, son los siguientes: La formación de sales de calcio solubles. Las soluciones ácidas que
contienen aniones que forman sales de calcio solubles, se encuentran frecuentemente en entornos industriales. Por ejemplo, clorhídrico, sulfúrico, nítrico o ácido puede estar presente en los efluentes de la industria química. Acético, fórmico, o ácido láctico se encuentran en muchos productos alimenticios. El ácido carbónico, H2CO3, está presente en las bebidas gaseosas y aguas naturales con alta concentración de CO 2. La reacción de intercambio de cationes entre las soluciones de ácidos y el constituyente de la pasta de cemento portland da lugar a sales solubles de calcio, tales como cloruro de calcio, acetato de calcio, y bicarbonato de calcio, que se eliminan por lixiviación. A través de la reacción de intercambio de cationes, las soluciones de cloruro de amonio y sulfato de amonio, que se encuentran comúnmente en la industria de fertilizantes y en la agricultura, son capaces de transformar los componentes de la pasta de cemento en productos altamente solubles, por ejemplo: 2NH4Cl + Ca(OH)2 CaCl2 + 2NH4OH Cabe señalar que, dado que tanto los productos de reacción son solubles, los efectos del ataque son más graves que, por ejemplo, con una solución de MgCl2 que produce CaCl2 y Mg (OH)2. Debido a que el último es insoluble, su formación no sería aumentar la porosidad y la permeabilidad del sistema. Debido a ciertas características del ataque del ácido carbónico en la pasta de cemento, es conveniente hablar de ello con cierto detalle. Las reacciones típicas de intercambio catiónico entre el ácido carbónico y el hidróxido de calcio presente en la pasta de cemento portland hidratado se pueden mostrar como sigue:
Después de la precipitación de carbonato de calcio, que es insoluble, la primera reacción se detiene a menos que alguna CO2 libre está presente en el agua. Mediante la transformación de carbonato de calcio en bicarbonato soluble, de acuerdo con la segunda reacción, el CO 2 libre de ayuda al hidrólisis de hidróxido de calcio. Debido a que esta reacción es reversible, se necesita una cierta cantidad de CO2 libre referido como el CO2 de equilibrio, para mantener el equilibrio de la reacción. Cualquier CO2 libre por encima de la de equilibrio CO2 sería agresivo para la pasta de cemento, porque mediante el accionamiento del segundo de reacción a la derecha que aceleraría el proceso de transformación de hidróxido de calcio presente en la pasta de cemento en el bicarbonato soluble de calcio. El contenido de CO 2 de equilibrio de agua depende de su dureza (que está relacionada con la cantidad de calcio y magnesio presentes en el agua). Cabe señalar que la acidez del agua de origen natural es generalmente debido a que el CO2 disuelto, que se encuentra en concentración significativa en las aguas minerales, agua de mar, y el agua subterránea que podría haber estado en contacto con descomposición vegetales o animales desechos. las aguas subterráneas normal contiene de 15 a 40 mg/l de CO 2; sin embargo, las concentraciones del orden de 150 mg/l no son infrecuentes. Normalmente el agua de mar contiene de 35 a 60 mg/l de CO 2. Como regla general, cuando el pH del agua subterránea o agua de mar es 8 o superior, la concentración libre de CO2 es generalmente despreciable; cuando el pH es inferior a 7, concentración nociva de CO2 libre puede estar presente. La formación de sales de calcio insol ubles y no expansiva. Ciertos aniones
presentes en el agua cuando agresiva puede reaccionar con pasta de cemento para formar sales insolubles de calcio; su formación puede no causar daños al hormigón a menos que el producto de reacción es o bien expansiva (ver a continuación) o eliminado por el agua que fluye o por la filtración o tráfico de vehículos. Los productos de la reacción entre el hidróxido de calcio y oxálico, tartárico, tánico, húmico, fluorhídrico, ácido fosfórico o pertenecen a la categoría de, sales de calcio insolubles, no expansiva. Cuando el hormigón se expone a la descomposición de residuos animal o materia vegetal, la presencia de ácido húmico es generalmente responsable de deterioro químico. El ataque químico por soluciones que contienen sales de magnesio .
Cloruro, sulfato, o bicarbonato de magnesio se encuentran frecuentemente en las aguas subterráneas, agua de mar, y algunos efluentes industriales. Las soluciones de magnesio reaccionan fácilmente con el hidróxido de calcio presente en la pasta de cemento portland para formar sales solubles de calcio. Como se discute en la siguiente sección, la solución de MgSO4 es muy agresivo debido a los ataques por sulfatos en hidratos de alúmina que llevan presentes en la pasta de cemento portland. Un rasgo característico del ataque de iones de magnesio en la pasta de cemento portland es que el ataque con el tiempo se extiende al hidrato de silicato de calcio, que es el principal constituyente de cemento. Tras el contacto prolongado con una solución de magnesio, la C-S-H en la pasta de cemento portland hidratado pierde gradualmente iones de calcio, que están parcialmente o, a veces completamente sustituidos por los iones de magnesio. El producto final de esta reacción de sustitución es un hidrato de silicato de magnesio, la formación de lo que se asocia con la pérdida de la característica de cemento.
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5.12. Las reacciones que impl ican la form ación de prod ucto s expansivo s.
Las reacciones químicas que implican la formación de productos expansivos en hormigón endurecido pueden dar lugar a ciertos efectos nocivos. La expansión puede, al principio, tener lugar sin ningún tipo de daños en el hormigón, pero la creciente acumulación de la tensión interna, finalmente, se manifiesta por el cierre de las juntas de dilatación, deformaciones y desplazamientos en diferentes partes de la estructura, grietas, desconchados y emergentes salidas. Los cuatro fenómenos asociados con las reacciones químicas expansivos son: sulfato de ataque, ataque alcalino-agregado, la hidratación retardada de CaO y MgO libre, y la corrosión del acero en el hormigón. 5.13. Ataque de sulf ato
La mayoría de los suelos contienen algo de sulfato en forma de yeso CaSO 4 ⋅ 2H2O (típicamente 0,01 a 0,05 por ciento expresado como SO4); esta cantidad se considera inofensivo para hormigón. La solubilidad del yeso en el agua a temperaturas normales es bastante limitada (aproximadamente 1400 mg/l SO4). Mayores concentraciones de sulfato en las aguas subterráneas son generalmente debido a la presencia de sulfatos de magnesio, sodio, y potasio. El sulfato de amonio es frecuentemente presente en los suelos agrícolas y agua. Los efluentes de los hornos (que alimenta uso alto contenido de azufre) y de la industria química pueden contener ácido sulfúrico. Descomposición de la materia orgánica en los pantanos, lagos poco profundos, pozos mineros, y las tuberías de desagüe a menudo conduce a la formación de gas H 2S que se transforma en ácido sulfúrico por la acción bacteriana. El agua utilizada en las torres de enfriamiento de hormigón también puede contener una alta concentración de sulfato debido a la evaporación. Así, no es raro encontrar concentraciones potencialmente perjudiciales de sulfato en aguas naturales e industriales. La degradación de hormigón como resultado de reacciones químicas entre hidratado cemento portland y los iones de sulfato a partir de una fuente externa se sabe que tomar dos formas que son claramente diferentes entre sí. Cuál de los procesos de deterioro es predominante en un caso dado depende de la concentración y la fuente de iones sulfato (es decir, el catión asociado) en el agua de contacto, y la composición de la pasta de cemento en el hormigón. El ataque de los sulfatos se puede manifestar en forma de expansión y el agrietamiento del hormigón. Cuando las grietas de hormigón, aumenta su permeabilidad y el agua agresiva penetra más fácilmente en el interior, acelerando así el proceso de deterioro. A veces la expansión del hormigón puede causar graves problemas estructurales, tales como el desplazamiento de las paredes del edificio debido a empuje horizontal por una losa de expansión. ataque de los sulfatos también puede tomar la forma de una disminución progresiva de la fuerza y la pérdida de masa debido a la pérdida de la cohesión de los productos de hidratación del cemento. Una breve revisión de algunos aspectos teóricos de los fallos generados sulfato, selecciona historias de casos, y el control de los ataques por sulfatos sigue. 5.13.1. Las reaccio nes químicas en el ataque por su lfatos
El hidróxido de calcio y fases de alúmina-cojinete de cemento portland hidratado son más vulnerables al ataque por iones de sulfato. En la hidratación, cementos portland con más de 5 por ciento C 3A potencial contendrá la mayor parte de la alúmina en forma de hidrato de monosulfato, C3A⋅CS-⋅H18. Si el contenido de C3A del cemento es de más de 8 por ciento, los productos de hidratación también contendrán C3A⋅CH⋅H18.
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Debido a la presencia de hidróxido de calcio en la pasta de cemento portland hidratado, cuando una pasta de cemento entra en contacto con iones de sulfato, tanto los hidratos contienen alúmina se convierte en la forma de alta sulfato (etringita, C3A⋅3CS-⋅H32) como se muestra por las siguientes ecuaciones:
Existe un acuerdo general de que las expansiones relacionadas con sulfato de hormigón están asociadas con la etringita; Sin embargo, los mecanismos por los que la formación de etringita, provoca la expansión sigue siendo un tema controvertido. Aplicación de presión por el crecimiento de cristales de etringita, y la hinchazón debido a la absorción de agua en medio alcalino por etringita poco cristalino, son dos de las varias hipótesis apoyadas por la mayoría de los investigadores. La formación de yeso, como resultado de reacciones de intercambio catiónico también es capaz de causar la expansión. Sin embargo, se ha observado que el deterioro de la pasta de cemento portland endurecido por la formación de yeso pasa a través de un proceso que primero lleva a la reducción de pH del sistema y la pérdida en la rigidez y resistencia, seguido por la expansión y el agrietamiento, y, finalmente, la transformación del hormigón en una masa blanda o no cohesivo. Dependiendo del tipo de catión asociado con la solución de sulfato (es decir, Na+, K+ o Mg2+), ambos de hidróxido de calcio y C-S-H presentes en la pasta de cemento portland hidratado se pueden convertir en yeso por el ataque de sulfato:
En el caso de ataque de sulfato de sodio, la formación de hidróxido de sodio como un subproducto de la reacción asegura continuación de alta alcalinidad en el sistema, que es esencial para la estabilidad del producto de hidratación de cemento, C-SH. Por otro lado, en el caso de ataque de sulfato de magnesio, la conversión de hidróxido de calcio para el yeso está acompañada por la formación simultánea de hidróxido de magnesio, que es insoluble y reduce la alcalinidad del sistema. En ausencia de iones hidroxilo en la solución, C-S-H ya no es estable y también es atacada por la solución de sulfato (Ec. 5-8). El ataque sulfato de magnesio es, por lo tanto, más severa en el hormigón. 5.13.2. La formació n de etri ngit a retardada
Este es un caso de ataque químico sulfato cuando la fuente de iones sulfato pasa a ser interno (dentro del hormigón) en lugar de externa. El fenómeno no es nuevo; que se sabe que ocurre cuando cualquiera de un agregado de yeso contaminados o un cemento que contiene inusualmente alto contenido de sulfato se ha utilizado en la producción de hormigón. Recientemente, se han reportado casos de formación de etringita retardada con productos de hormigón curado al vapor. Etringita no es una fase estable por encima de 65 ° C, se descompone para formar el hidrato de monosulfato si las temperaturas de vapor
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de curado superiores a 65 ° C; se utilizan en el proceso de fabricación. Los iones de sulfato liberados por la descomposición de etringita son adsorbidos por el hidrato de silicato de calcio. Más tarde, durante el servicio, cuando son desorbidos iones sulfato, la re-formación de etringita provoca la expansión y el agrietamiento (ver Fig. 5-15).
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Figura 5-15 (a) Representación esquemática de la expansión de un mortero u hormigón causada por la formación de etringita retardada (DEF). [Después de Taylor, H.F.W., C. Famy,; K. L. Escrib ano, retraso en la fo rmació n de etri ngi ta. Cem. Horm. Res., Vol. 31, No. 5, pp. 683-693, 2001] (b) Micrografía electrónica de barrido de un mortero afectados por DEF. La muestra se almacenó durant e 4 horas a 20 ° C, se calentó a 90 ° C durante 12 h y post eriorm ente se almacena en el agua durant e 600 días (micro grafía cort esía de C. Famy). La expansión en la pasta causada por DEF origina grietas en la pasta y en la interfase pasta de cemento y agregados. Posteriormente, se recristaliza etringita en l as grietas de los cristales de sub-microscó picas dispersas en la pasta de cemento.
Hay un acuerdo general entre los investigadores de que la expansión relacionada con el DEF se asocia con las fuentes disponibles de manera interna de sulfato, y que la etringita formada es poco cristalino. Algunos investigadores creen que la descomposición de etringita primaria mediante curado por vapor a alta temperatura, seguido de la adsorción de iones de sulfato por C-S-H y su posterior desorción para reformar un etringita secundaria dentro de los productos de hidratación de cemento primeros, son las condiciones necesarias para el fenómeno DEF. Otros, incluyendo Collepardi (ref. 30), han observado que DEF no se limita a los productos térmicamente curado, y que la adsorcióndesorción de sulfato por C-S-H no es esencial para el fenómeno. Se ha propuesto la siguiente hipótesis: a. Microfisuras resultantes del proceso de fabricación de hormigón, o reacciones químicas tales como la reacción álcali-sílice, o las condiciones de carga en servicio, aumentar la permeabilidad del hormigón; b. Los iones Sulfato son liberados de los productos de hidratación del cemento o derivadas de otras fuentes; c. La presencia de agua es necesaria para la migración iónica dentro del hormigón; d. La etringita deposición se produce dentro de las microfisuras existentes, que se propagan ya sea por inflamación o por el crecimiento de cristales de etringita. Una representación esquemática de enfoque holístico a Collepardi relacionada DEF-expansión y el agrietamiento se muestra en la Fig. 5-16.
- Restringida térmica y contracción por secado - Curado al vapor a alta temperatura - Carga grave en el servicio - La distribución uniforme de la tensión excesiva y no en hormigón pretensado -El yeso agregado contaminado, o la liberación de sulfato de C-S-H
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Figura 5-16 enfoque holístico para la expansión y el agrietamiento po r la for mación de etringi ta retardada.
5.13.3. Casos de antecedentes seleccionados
Una historia interesante caso de ataque de los sulfatos de agua de manantial en pilares de puentes río Elba en Magdeburgo, Alemania, ha informado por Biczok. La operación muelle-hundimiento en un cajón cerrado se abrió un muelle. El agua de manantial contenía 2.040 mg/l de SO4. La expansión del hormigón levantado por los muelles 8 cm en 4 años y causó grandes grietas, lo que hizo necesario demoler y reconstruir los muelles. Obviamente, estos hechos de expansión sulfato se pueden evitar mediante un control exhaustivo de las condiciones ambientales y al proporcionar una protección adecuada contra el ataque de sulfato de cuando sea necesario. Bellport describe la experiencia de la Oficina de Reclamación de EE.UU. en lo que respecta al ataque de los sulfatos en las estructuras hidráulicas situadas en Wyoming, Montana, Dakota del Sur, Colorado y California. En algunos casos, el contenido de sulfato soluble de suelo era tan alto como 4,55 por ciento, y la concentración de sulfato de agua era de hasta 9900 mg/l., 5 a 30 años de edad, se registraron muchos casos de grave deterioro de las estructuras de hormigón. Los estudios de investigación mostraron que los cementos de sulfato-resistencia que contienen bajo C3A realizaron cementos mejor que cero C3A, que contenían cantidades inusualmente grandes de silicato tricálcico (58-76 por ciento). Como resultado de la exposición sulfato durante 20 años, se informó de la pérdida de la fuerza y la masa de las estructuras de hormigón del Ft. Peck presa en Montana (fig. 5-7). El contenido de sulfato de las aguas subterráneas, debe en su totalidad a los sulfatos alcalinos, era hasta 10.000 mg/l. Una investigación de las probetas de hormigón deterioradas (Fig. 5-18) mostró grandes cantidades de yeso formados a expensas de los componentes de cemento normalmente presentes en pastas hidratadas cemento Portland. se reportan casos similares de deterioro de sulfato de los suelos de pradera en el oeste de Canadá, que contienen tan alta como 11/2 por ciento sulfatos alcalinos (aguas subterráneas contienen con frecuencia 4.000 a 9.000 mg/l de sulfato). Típicamente, como consecuencia del ataque de sulfato, el hormigón se hizo relativamente porosa o débil y, con el tiempo, reducido a una masa blanda (no cohesiva). Verbeck presentó los resultados de una investigación de largo plazo sobre el rendimiento de hormigón en suelos sulfatados en Sacramento, California. Se utilizaron probetas de hormigón realizados con diferentes tipos de cemento
portland y tres contenidos de cemento. El suelo contenía sulfato de sodio aproximadamente 10 por ciento. El deterioro de las muestras de hormigón se evaluó mediante inspección visual y por medición de la resistencia y el módulo dinámico de elasticidad después de varios períodos de exposición. Los datos de Verbeck con respecto al efecto del contenido de C3A de cemento Pórtland y el contenido de cemento del hormigón en la tasa media de deterioro se muestran en la Fig. 5-19. Los resultados demuestran claramente que el contenido de cemento (que tiene una influencia directa en la permeabilidad de hormigón) tenía más efecto sobre la resistencia a los sulfatos de la composición de cemento. Por ejemplo, se informó que el rendimiento de hormigón que contiene 390 kg / m3 de cemento de 10 por ciento-C 3A a ser dos o tres veces mejor que el hormigón que contiene 310 kg / m3 de cemento con un 4 por ciento-C3A (Fig. 5-19a). Con un cemento de alta C3A (11 por ciento C3A), el contenido de C3A eficaz en la mezcla de cemento se puede reducir mediante la adición de un aditivo puzolánico tales como cenizas volantes (Fig. 5-19b), mejorando así la resistencia a los sulfatos. Figura 5-17 ataque de los sul fatos en el c oncreto en Fort Peck Dam, 1971. (Fotografías cortesía del T. J. Lectoras, Materiales Ingeniero de la Divisi ón del Río Misso uri, Cuerpo de Ingenieros EE.UU.). En los estados del norte de Great Plains (la Dakota y Montana), y que se extiende hasta en las provincias de las praderas de Canadá, las aguas subterráneas pueden contener 1.000 a 10.000 mg / l SO4 en las zonas de mal drenaje. Durante 1935-1966, el Cuerpo de Ingenieros EE.UU. construyó seis presas de tierra lleno de todo el Missouri superior Río; sin embargo, no son grandes hormigón auxiliar estructuras, como túneles, un aquietamiento lavabo, una casa de máquinas, y un vertedero. Las cuatro de los seis proyectos , incluyendo los p ies. Picotear (Montana) Presa contiene más de 1 millón yardas cúbicas sobre hormigón cada una. a juzgar por la resi stencia a la com presión (48 a 60 MPa) de núcleos en especímenes de 20 años de edad, el FT. Picotear concr eto hecho c on cemento Portl and Tipo I (7 a 9 C3A) una relación agua-cemento d e 0,49, y 335 kg / contenido m3cement, es de buena calidad (Baja permeabilidad). Las insp ecciones d e estructur as de hormi gón en 1957-1958 Después de 20 años de uso mostraron que la condición general del hormigón en el pie. Peck era muy bueno; sin embargo, apreciables ataques de sulfatos se encuentran en dos áreas; losas en el suelo y la tubería de presión aguas abajo el extremo del túnel 1, y un canal de descarga pared de entrenamiento (que se muestra en la fotogr afía). El hormigón d eteriorado y era blanda desint egrado fácilmente. La concentració n de sulfato de de las aguas subterráneas, debido casi en su totalidad a sulfato de sodio, se encontr ó qu e era aproxim adamente 10.000 mg / l. Entre 1958 y 1971, el espacio degradado en la formación trailrace pared agrandado y un aumento en la profundidad de alrededor de 200 mm. El análisis mineralógico de la pasta de cemento del hormigón deteriorado especímenes mostraron que grandes cantidades de yeso se había formado a expensas de C-S-H e hidróxid o de calcio. Figura 5-18. El análisis de difr acción de rayos X del horm igón deteriorado de Fort Peck Dam. La técnica de difracción de rayos X (XRD) ofrece una manera conveniente para determinar el análisis mineralógico de sólid os cristalinos. Si un mineral cristalino se expone a los rayos X de una longitud de onda particular, las capas de átomos de difractan los rayos y producen un patrón de picos, que es característica del mi neral. La escala horizontal (ángulo de difr acción) de un patrón típico XRD da la espaciación del retículo cr istalino, y l a escala vertical (altura de pico) da la intensidad del rayo difractado. Cuando la muestra a s er examinada contiene más de un mi neral, la intensidad de los picos d e las características de los minerales individuales es proporcionales a su importe. El uso de cobre radiación Ka, este patrón XRD se obtuvo a partir de muestras de pasta de cemento tomadas del hormigón deteriorado de Ft. Presa Peck. Grandes cantidades de etringita y el yeso se encuentr an en las mu estras en lu gar de C-S-H, Ca (OH) 2, e hidrato de monosulfato, que normalmente están presentes en los ho rmigones de cemento Portland maduros. Esta es una evidencia inequívoca de un fuerte ataque de los sulfatos en el concreto. La contaminación de la pasta de cemento por agregado es responsable de la presencia del pico de cuarzo en el patrón de XRD.
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Un caso interesante de ataque de los sulfatos se pone en conocimiento de los autores, los cuales mostraron que el suelo, las aguas subterráneas, el agua de mar y aguas industriales no son las únicas fuentes de sulfato. El deterioro de la lechada Drypack entre las vigas prefabricadas de hormigón en voladizo y las vigas de las gradas de hormigón colado in situ se informó del estadio del parque de la palmatoria en San Francisco, California. Al parecer, el mortero no se compactó correctamente durante la construcción; Por lo tanto, la lixiviación del material de cemento resultó en una pérdida de alta resistencia y causó la formación de estalactitas de carbonato de calcio en los alrededores. El análisis de difracción de rayos X del material deteriorado mostró la presencia de cantidades considerables de etringita y yeso como resultado de ataque de los sulfatos. Puede observarse que la junta que contiene la lechada se encuentra 18 a 30 m sobre el nivel del suelo. Como resultado de un mal drenaje, se encontró que el agua de lluvia se había acumulado en la zona del mortero. Parece que, debido a la contaminación del aire, los sulfatos presentes en el agua de lluvia (ver cuadro de abajo) pueden causar el deterioro de mortero u hormigón, incluso en niveles elevados. Es probable que esto suceda cuando el material es permeable y cuando, durante el diseño y la construcción, las disposiciones adecuadas no están hechos para un drenaje adecuado. La lluvia ácida y la durabilidad del hormigón
Las muestras recogidas por la Junta de Recursos del Aire han demostrado que el valor promedio de pH de la lluvia en el norte de California varió de pH 4,4 en San José. . . [A] pH 5,2, en Davis. . . Tampoco la aparición de la lluvia ácida limita a los centros urbanos del estado. . . En el Parque Nacional Sequoia y en la región de Mammoth Lakes, el valor medio del pH de la lluvia durante el año 1980 y 1981 fue de 4,9 y una semana un promedio de 3.5. Sin embargo, esas lecturas palidecen en comparación con los niveles preocupantes de la acidez que se encuentran en la niebla. En diciembre de 1982, la niebla que cubría el Condado de Orange alcanzó una lectura baja de todos los tiempos. . . de pH 1,7 a Corona del Mar. [Incluso la niebla costera que rueda a través de la Golden Gate de San Francisco ha registrado un precio tan bajo como pH 3,5.] Según el Dr. Michael Hoffman en el California Institute of Pasadena, niebla cerca de áreas urbanas registra habitualmente entre 2,5 y 3 en la escala de pH y está cargado de contaminantes, tales como sulfato, nitrato, iones de amonio, plomo, cobre, níquel, vanadio, y aldehídos. Fuente: Informe de K. Patrick Conner, Publicado en el diario San Francisco Chronicle 3 de junio de 1984 La lluvia ácida es hecho por el hombre, no es un fenómeno natural, con un 90 por ciento de este tipo de contaminación en el [parte noreste de los Estados Unidos] procedentes de la combustión industrial y automotriz de combustibles fósiles. Estos contaminantes [el principal componente es el dióxido de azufre, óxido de nitrógeno, con también juega un papel importante] son transportados a través de las largas distancias atmósfera a partir de sus fuentes. . . Varios miles de lagos y ríos. . . hayan sido acidificadas, con la vida en los mataron o se reducen. [Entre otros factores] la lluvia ácida puede ser un contribuyente a la disminución de los bosques. Edificios, monumentos y otras estructuras hechas por el hombre están siendo erosionadas por la contaminación del aire y podrían ser el tema "durmiente" del problema de la lluvia ácida, dijo el Dr. Christopher J. Bernabé, director ejecutivo del programa de evaluación nacional. Fuente: Reporte de Philip Shabecoff, publicado en el San Francisco Chronicle, 24 de Febrero, de 1985. Derechos de autor 1985 por el New York Times Company. Reproducido con autorización
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5.13.4. El contr ol del ataque de los sulf atos
Según BRE Digest, factores que influyen en ataque de los sulfatos son: (1) la cantidad y la naturaleza del sulfato presente, (2) el nivel de la tabla de agua y su variación estacional, (3) el flujo de las aguas subterráneas y del suelo porosidad, (4) la forma de construcción, y (5) la calidad del hormigón. Si el agua de sulfato no se puede prevenir de alcanzar el hormigón, la única defensa contra el ataque de sulfato se encuentra en el control de los factores (5), como se discute a continuación. La tasa de ataque en una estructura de hormigón con todas las caras expuestas al agua de sulfato es menor que si la humedad se pierde por evaporación a partir de una o más superficies. Por lo tanto, sótanos, alcantarillas, muros de contención, y losas sobre terreno son más vulnerables que las bases y pilotaje.
Figura 5-19 Efectos del ti po de cemento y el con tenido y l a mosca Además ceniza en ataque de los sulfatos en el h ormigón. [(A) A partir de Verbeck, GJ, en el rendimiento de hormig ón, Swenson, EG, ed., Universi ty o f Toro nto Press, Toront o, pp. 113-124, 1968; (B) De Brow n, G. E. y D. B. Oates, horm. Int., Vol. 5, pp. 36-39, 1983.] El deterioro del ho rmigón d ebido al ataque del sulfato puede ser controlada por el contenido de cemento (w/c), el tipo de cemento, y mezclas minerales. Los resultados de un estudio de largo plazo de las probetas de hormigón expuestas a un suelo sulfatado (que contiene 10 por ciento Na2S04) en Sacramento, California, mostró (figura de la izquierda) que la baja permeabilidad del hormigón (alto co ntenido de cemento) fue más importante en la reducción la tasa de deterioro q ue el contenido de C3 A d el cem ent o. La fi gu ra de la der ech a m ues tr a q ue en el cas o de un cem ent o portland de alta C3 A, la adi ci ón de adi ti vo s mi ner ales (cenizas vo lan tes ) of rec e ot ra manera de control ar el ataque por sul fatos, mediante la reducción del co ntenido de C3 A ef ic az en el mat eri al cementicio total.
La calidad del concreto, en concreto una baja permeabilidad, es la mejor protección contra el ataque de los sulfatos. espesor adecuado hormigón, alto contenido en cemento, baja relación agua-cemento y la compactación adecuada y el curado del hormigón fresco son algunos de los factores importantes que contribuyen a la baja permeabilidad. Para mitigar el efecto de agrietamiento debido a la contracción por secado, acción de las heladas, la corrosión de la armadura, o por otras causas, de seguridad adicional puede ser proporcionada por el uso de Portland o cementos mezclados sulfatoresistencia. El cemento Portland que contiene menos de un 5 por ciento de C3A (ASTM tipo V) es suficientemente resistente a sulfatos en condiciones moderadas de ataque de sulfatos (es decir, cuando etringita reacciones de formación son la única consideración). Sin embargo, cuando se trata de altas concentraciones de sulfato del orden de 1500 mg/l o más (que normalmente se asocia con la presencia de magnesio y cationes alcalinos), a continuación, cemento Tipo V portland puede no ser eficaz contra las reacciones de intercambio catiónico que resultan en la formación de yeso, especialmente si el contenido de C 3S del cemento es alta. En estas condiciones, la experiencia demuestra que los cementos que potencialmente contiene poco o nada de hidróxido de calcio en
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la hidratación realizar mucho mejor: por ejemplo, cementos de alta alúmina, escoria de portland de alto horno cementos con más del 50 por ciento de escoria, y Portland puzolana cementos con en a fin de 25 puzolana ciento (puzolana natural, arcilla calcinada, o baja en calcio cenizas volantes). Con base en los estándares desarrollados originalmente por la Oficina de Reclamación de EE.UU., la exposición de sulfato se clasifica en cuatro grados de gravedad en el Código ACI 318 Building, que contiene los siguientes requisitos: 121
■ At aque despreciable. Cuando
el contenido de sulfato es inferior al 0,1 por ciento en el suelo, o por debajo de 150 ppm (mg / l) en agua, no habrá ninguna restricción sobre el tipo de cemento y relación agua-cemento. ■ At aque moder ado. Cuando el contenido de sulfato es de 0,1 a 0,2 por ciento
en el suelo, o desde 150 hasta 1.500 ppm en agua, ASTM Tipo II se utilizarán cemento portland o puzolana portland o cemento de escoria portland, con menos de una relación de 0,5 agua-cemento para el hormigón de peso normal. Cuando el contenido de sulfato es de 0,2 a 2.00 por ciento en el suelo o en 1500 a 10.000 ppm en el agua, ASTM Tipo V cemento portland, con menos de una relación agua-cemento de 0,45, se utilizará. ■ At aque severo.
■ At aque muy gr ave. Cuando
el contenido de sulfato es más de 2 por ciento en el suelo, o de más de 10.000 ppm en agua, ASTM cemento Tipo V más una mezcla puzolánica se utilizarán, con menos de una relación de 0,45 de aguacemento. Para hormigón ligero-agregado, el Código de Construcción ACI especifica una resistencia a la compresión a los 28 días mínimo de 29 MPa (4250 psi) para las condiciones de sulfato de ataque graves o muy graves. Se sugiere que con el hormigón de peso normal de una relación agua-cemento menor (o mayor fuerza en el caso de hormigón ligero) pueda ser necesaria para la estanqueidad o para la protección contra la corrosión de los elementos integrados. Para las condiciones de ataque muy graves, BRE Recopilación 250 requiere el uso de cemento portland sulfato-resistencia, una máxima relación de 0,45 de agua-cemento, un contenido mínimo de 370 kg/m3 de cemento, y una capa protectora en concreto. revestimientos de concreto no son un sustituto de alta calidad o de hormigón de baja permeabilidad, ya que es difícil asegurar que una capa fina permanecerá sin heridas o que el recubrimiento de espesor no se agrieta. Comité ACI 515 recomendaciones deben ser considerados para recubrimientos de barrera para proteger el hormigón de los ataques químicos externos. 5.14. La reacci ón álcali-agregado
La expansión y el agrietamiento del hormigón líder a la pérdida de resistencia y el módulo elástico también pueden resultar de reacción química que implica iones alcalinos e hidroxilos de pasta de cemento portland y ciertos minerales silíceos reactivos que a menudo están presentes en el agregado. En la literatura reciente, el fenómeno se conoce como reacción álcali-sílice (ASR). El estallido - salida y exudación de un líquido alcalino de silicato de viscosa son otras manifestaciones del fenómeno, una descripción de los cuales fue publicado por primera vez en 1940 por Stanton de sus investigaciones de las estructuras de hormigón agrietado en California
(fig. 5-20). Desde entonces, se han reportado numerosos ejemplos de deterioro del hormigón de otras partes del mundo para demostrar que la reacción álcali-sílice puede llegar a ser una de las causas de la angustia en estructuras localizadas en ambientes húmedos, tales como presas, pilares de puentes y diques. Características de los cementos y agregados que contribuyen a esta reacción, mecanismos asociados con la expansión, historias de casos seleccionados, y métodos de control del fenómeno, se discuten a continuación. Figura 5-20 grietas causadas por la reacción álcali-sílice. [Fotografías por cortesía del Departamento de Transpor te de California.] Thomas E. Stanton (que se muestra en la Fig. 520a) fue el primero en proporcionar una explicación exhaustiva de los daños que se produjeron en el sistema de carreteras de Californi a en los años 30 finales. Se propon e que el deterioro fue causado por la expansión de un gel generado por la sílice reactiva del agregado y los álcalis del cemento. Su explicación causó consternación en la industry.38 cemento portland Durante un tiempo, las compañías de cemento trataron de defender su producto, pero la evidencia convincente de muchas estructuras viales en dificultades y grandes presas de hormigón obligado a la comunidad técnica y los productores de cemento para desarrollar métodos y materiales para la prevención de la reacción álcali-sílice en estructuras de hormigón. equipo de investigación de Stanton (Fig. 5-20b) investigó varios casos de hormigón dañado por alkalisilica reacción (ASR). En concreto si mple, ASR genera grietas en forma de "m apas" o " piel de coco dril o" (Fig. 5-20a), sin embargo, en hormi gón armado de las gri etas tienden a formar paralelo a las barras de refuerzo (Fig. 5-20b).
5.14.1. Cementos y l os ti pos de agregados que cont ribuye a ASR
Las materias primas utilizadas para la fabricación de clínker de cemento portland son la fuente de álcalis en el cemento que por lo general van de 0,2 a 1,5 por ciento equivalente de Na 2O. Dependiendo del contenido alcalino de un cemento, el pH del fluido de poro en hormigones normales es generalmente 12,5-13,5. Este pH representa un líquido fuertemente alcalino en el que contiene rocas ácidas, compuesto de sílice y minerales silíceos no permanecen estables en la exposición larga. Tanto los datos de laboratorio y de campo de varios estudios en los Estados Unidos mostraron que cementos Portland que contiene más de 0,6 por ciento equivalente de Na2O, cuando se utiliza en combinación con un agregado alcalino-reactiva, puede causar significativa expansión debido a la reacción álcali-agregado (Fig. 5 -21). ASTM C 150, por lo tanto, designa los cementos con menos de 0,6 por ciento Na 2O equivalente como cementos de bajo contenido de álcalis y con más de 0,6 por ciento de Na 2O cementos como de alto alcalinos equivalentes. En la práctica, con hormigón ordinario, el contenido alcalino de 0,6 por ciento o menos se encuentra generalmente insuficiente para causar daños debido a la reacción álcali-agregado, con independencia del tipo de agregado reactivo. Con mezclas de hormigón que contiene un elevado contenido de cemento, incluso menos de 0,6 por ciento en el cemento alcalino puede resultar perjudicial. Investigaciones en Alemania e Inglaterra han demostrado que, si el contenido de álcali total del hormigón de todas las fuentes es inferior a 3 kg/m3, la expansión perjudicial no se produce. Como veremos más adelante, la presencia de los iones hidroxilo y los iones de metal alcalino parece ser necesario para el fenómeno expansivo. Debido a la gran cantidad de hidróxido de calcio en una pasta hidratada de cemento portland, la concentración de iones hidroxilo en el fluido de poro se mantiene alta incluso con cementos de bajo contenido de álcalis; en este caso, el fenómeno expansivo por lo tanto estará limitada por la escasez de los iones de
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metal alcalino a menos que estos iones son proporcionados por cualquier otra fuente, como aditivos que contiene alcalinos, agregado sal contaminada, y el agua de mar, o una sal de deshielo cloruro de sodio solución que contiene que pueden haber penetrado en el hormigón. En lo que se refiere a los agregados alcalinos reactiva, dependiendo de la hora, la temperatura, y tamaño de partícula, todos los minerales de silicato o sílice, así como de sílice en hidratado (ópalo) o amorfa (obsidiana, vidrio de sílice), pueden reaccionar con soluciones alcalinas, aunque un gran número de minerales reacciona solamente en un grado insignificante. Feldespatos, piroxenos, anfíboles, micas y cuarzo, que son los minerales constituyentes de granito, gneis, esquisto, arenisca y basalto, se clasifican como minerales inocuos. Ópalo, obsidiana, cristobalita, tridimita, calcedonia, pedernal, andesita, riolitas y cuarzo tensas o metamórfica se han encontrado para ser alcalinoreactiva en el orden decreciente de reactividad. Una lista completa de las sustancias responsables del deterioro del hormigón por la reacción álcaliagregado se muestra en la Tabla 5-4. Unos pocos casos de reacción entre rocas alcalinos y carbonato también se reportan en la literatura, y no van a ser discutidos aquí. Figura 5-21 rocas álcali-reactivos en el hormigón de cemento portland. [Basado en lo s espacio s en bl anco, R. F. y H. L. Kennedy, La Tecnología del Cemento y del Concreto, v ol. 1, Wiley, New York, 1955.] Las combinaciones de alta-álcali cemento portland (> 0,6 por ciento en equivalentes de Na2O) y ciertos agregados silíceos utilizados para la fabricación de hormigón de varias presas de Estados Unidos mostraron indeseablemente grandes expansiones en una prueba de prisma de mortero. Los mismos agregados mostraron sólo pequeñas expansiones cuando se utilizó un cemento de bajo contenido de álcalis en la prueba. La Tabla 5-4 presenta una lista completa de los tipos de agregados reactivos al álcali.
Tabla 5-4 perjudicialmente reactivas rocas, minerales, y sustancias sintéticas
5.14.2. Mecanismos de expansión
Dependiendo del grado de desorden en la estructura cristalina del agregado, la porosidad y el tamaño de las partículas, geles de silicato alcalino de la composición química variable de se forman en presencia de iones hidroxilo y de metales alcalinos. El modo de ataque en concreto implica la despolimerización o ruptura de la estructura de sílice del agregado por iones hidroxilo, seguido por la adsorción de los iones de metal alcalino en la superficie
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recién creada de los productos de reacción. Al igual que los suelos marinos con sodio o potasio adsorbido en la superficie, cuando un gel alcalino de silicato y entra en contacto con agua, se hincha al absorber una gran cantidad de agua a través de ósmosis. Si el grado de restricción en el sistema es baja, la presión hidráulica desarrollada puede ser suficiente para provocar la expansión y el agrietamiento de las partículas de agregado afectadas, y también la matriz de la pasta de cemento que rodea el agregado. Solubilidad de los geles de silicato alcalino en las cuentas de agua para su movilidad desde el interior de las partículas de agregado a las regiones microgrietas tanto en el agregado y el hormigón. Continúa disponibilidad de agua para el hormigón provoca la ampliación y extensión de las microfisuras, que finalmente llegan a la superficie exterior del hormigón. El patrón de la grieta es irregular y se denomina mapa de craqueo. Cabe señalar que la evidencia de la reacción álcali-agregado en un hormigón agrietado no prueba necesariamente que esta reacción es la causa principal de la formación de grietas. Entre otros factores, el desarrollo de la tensión interna depende de la cantidad, tamaño y tipo del reactivo presente agregada y la composición química del gel alcalino de silicato formado. Cuando está presente una gran cantidad de material reactivo en una forma finamente dividida (es decir, menos de 75 μm), puede haber evidencia petrográfico considerable de la reacción álcali-sílice todavía no significativa expansión. Por otro lado, la mayoría de historias de casos de expansión y el agrietamiento del hormigón atribuible a la reacción álcali-agregado se asocian con la arena de tamaño partículas alcalino-reactivos, especialmente en el rango de tamaño de 1-5 mm. explicaciones satisfactorias para estas observaciones no están disponibles debido a la interacción simultánea de muchos factores complejos; sin embargo, una tendencia de adsorción de agua inferior de geles de sílice alcalino con una sílice más alto / álcali, y el alivio de la presión hidráulica en la superficie de la partícula reactiva cuando su tamaño es muy pequeño podría explicar en parte estas observaciones. 5.14.3. Casos hist óricos seleccionados
A partir de los informes publicados de deterioro del hormigón debido a la reacción álcali-agregado, es evidente que la disponibilidad de los agregados reactivos al álcali está muy extendida en los Estados Unidos, el este de Canadá, Australia, Brasil, Nueva Zelanda, Sudáfrica, Dinamarca, Alemania, Inglaterra, y Islandia. Los espacios en blanco y Kennedy describen algunos de los casos anteriores en los Estados Unidos. Según los autores, diez años después de la construcción, el deterioro fue observada por primera vez en 1922 en la central hidroeléctrica de Buck en el New River, Virginia. Ya en 1935, R. J. Holden había llegado a la conclusión de los estudios petrográficos del concreto que la expansión y el agrietamiento fueron causadas por la reacción química entre el cemento y la roca filita, que había sido utilizado como un agregado. expansión lineal de más de 0,5 por ciento, causada por la reacción álcali-agregado, se informó. En otro caso, la corona de una presa de arco en California desviado aguas arriba por cerca de 127 mm de 9 años después de la construcción. Además, las mediciones en Parker Dam (California-Arizona) mostraron que la expansión del hormigón aumenta desde la superficie hasta una profundidad de 3 m, y se detectaron las expansiones lineales de más de 0,1 por ciento. Dado que las reacciones químicas son una función de la temperatura, se pensó primero que la reacción álcali-sílice puede no ser un problema en los países
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más fríos, como Dinamarca, Alemania e Inglaterra. La experiencia posterior con ciertas rocas alcalino-reactivos ha demostrado que esta suposición es incorrecta. Por ejemplo, en 1971 se descubrió que el hormigón de la presa de Val de la Mare en el Reino Unido (Fig. 5-22a) sufría de reacción álcali-sílice, posiblemente como resultado de la utilización de una piedra diorita aplastado que contiene venas de sílice amorfa. eran necesarias amplias medidas correctoras para garantizar la seguridad de la presa. En 1981, se encontró evidencia de deterioro del hormigón atribuible a la reacción álcali-sílice en 23 estructuras, de 6 a 17 años de edad, que se encuentra en Escocia, los Midlands, Gales, y otras partes del sudoeste de Inglaterra. Muchas de las estructuras contenidas concreto hecho con arrastrados de forma inadecuada, arena de mar-dragado. 5.14.4. Control de la expansió n
De la descripción anterior de historias y mecanismos de expansión asociada con la reacción álcali-agregado subyacentes de casos, se puede concluir que los factores más importantes que influyen en el fenómeno son: (1) el contenido alcalino del cemento y el contenido de cemento del hormigón; (2) la contribución de iones de álcali de fuentes distintas de cemento portland, tales como aditivos, agregados de sal contaminada, y la penetración de agua de mar o de deshielo solución de sal en el hormigón; (3) la cantidad, el tamaño, y, la reactividad de la presente constituyente alcalino-reactiva en el agregado; (4) la disponibilidad de la humedad a la estructura de hormigón; y (5) la temperatura ambiente. Cuando el cemento es la única fuente de iones alcalinos en componentes del hormigón y álcali-reactivos son sospechosos de estar presente en el agregado, la experiencia demuestra que el uso de bajo contenido de álcalis del cemento portland (menos de 0,6 por ciento en equivalentes de Na 2O) ofrece la mejor protección contra el ataque alcalino. Si la arena de playa o arena de mardragado y la grava se van a utilizar, deben ser lavados con agua dulce para asegurar que el contenido total de álcali del cemento y los áridos en el hormigón no supera los 3 kg/m3. Si un cemento de bajo contenido de álcalis portland no está disponible, el contenido total de álcali en el hormigón puede ser reducido mediante la sustitución de una parte del cemento de alta alcalino con mezclas de cemento o puzolánico tales como escoria granulada de alto horno, el vidrio volcánico (pómez suelo), arcilla calcinada, cenizas volantes o humo de sílice. Cabe señalar que, de forma similar a los álcalis bien unidas en la mayoría de los minerales de feldespato, los álcalis presentes en las escorias y puzolanas naturales son el ácido insoluble y probablemente no están disponibles para la reacción con el agregado.
Figura 5-22 expansión álcali-agregado en el hormigón. [Fotografías por cortesía de (a) J. Figg, Ove Arup As oc iac ió n, Rein o Uni do s e, (b) Tom ar no ta de Des ro si ers , Depart amen to d e Trans port e y (c) l a Mari na EE.UU., NFESC Califor nia.] (A) parapeto de la presa de Val-de-la-Mare (Isla de Jersey, Reino Unido) que muestra la desalineación provocada por el movimiento diferencial de los bloques adyacentes resultantes de la expansión debida a la
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reactividad álcali-agregado, (b) Los pedestales de vigas y pilares de un puente construido sobre la vertiente oriental de la Sierra Nevada fueron seriamente dañados por la reacción álcali-sílice; (C) el campo de aviación plataforma de estacionamiento en la estación aérea naval de Point Mugu, California. La parte más baja de la plataforma recoge las precipitaciones y como consecuencia, el ASR ha sido más pronunciada allí que en las filas adyacentes de las losas, lo que resulta en grandes movim ientos hori zontales diferenciales, y muy grandes grietas.
Además de reducir el contenido de álcali efectivo, el uso de aditivos puzolánicos resultados en la formación de productos de silicato alcalino menos expansiva con una alta relación de sílice / álcali. En Islandia, a sólo álcali-reactivos rocas volcánicas están disponibles para su uso como árido, y los materiales de cemento en bruto son tales que sólo se produce cemento portland de alta alcalino. El problema ha sido resuelto satisfactoriamente mediante la mezcla de cemento portland todo con aproximadamente el ocho por ciento de humo de sílice, una puzolana altamente reactiva (ver. Cap 8). Con agregados ligeramente reactivos, otro enfoque para reducir la expansión de hormigón es para endulzar el agregado reactivo con 25 a 30 por ciento de piedra caliza o cualquier otro agregado no reactivo, cuando esto es económicamente factible. Finalmente, se debe recordar que después de o simultáneamente con el progreso de la reacción, la disponibilidad de la humedad a la estructura es esencial para la expansión que se produzca. En consecuencia, si se impide el acceso de agua al concreto por la pronta reparación de las juntas con fugas, no se puede producir la expansión perjudicial. Según Swamy: Excluir el agua - y casi se puede tener un hormigón sin problemas incluso si cont iene agregados reactivos y bases móviles. marcado deterioro debido a la reacción álcali-sílice se produce en la exposición continua húmeda, y en la práctica de campo, bajo condiciones ambientales húmedas. . . cosas raras pueden ocurrir en la vida -las columnas interiores reales de un puente expuesta, al abrigo del sol y la lluvia, no mostraron grietas, mientras que las columnas exteriores, desarrollaron una fisuración. El mismo elemento estructural, en parte protegida y parcialmente expuesta por la naturaleza de la estructura, puede mostrar una amplia formación de grietas en las caras expuestas y poco o ningún agrietamiento en las partes protegidas.
5.15. La hidratación del cr ist alino MgO y CuO
Numerosos informes, incluyendo una revisión por Mehta, indican que el MgO cristalino o CaO, cuando están presentes en cantidades sustanciales en el cemento, hidratar y expansión causa y grietas en el hormigón. El efecto expansivo de alta MgO en el cemento fue reconocido por primera vez en 1884, cuando una serie de puentes y viaductos de hormigón en Francia no dos años después de la construcción. Casi al mismo tiempo, el ayuntamiento de Kassel en Alemania tuvo que ser reconstruido como resultado de la expansión y el agrietamiento atribuido a cristalino MgO en el cemento. Los cementos franceses y la alemana contenidos del 16 al 30 por ciento y 27 por ciento MgO, respectivamente. Esto dio lugar a restricciones en el MgO máxima admisible en el cemento. Por ejemplo, la actual norma ASTM especificación estándar para el cemento Portland (ASTM C 150-83) requiere que el contenido de MgO en el cemento no será superior al 6 por ciento. Aunque la expansión debido a la hidratación de CaO cristalino ha sido conocido durante mucho tiempo en los Estados Unidos, el efecto perjudicial asociado con el fenómeno fue reconocido en la década de 1930 cuando ciertos de 2 a 5 años de edad, los pavimentos de hormigón agrietado. Inicialmente se sospecha que se debe a MgO, la expansión y el agrietamiento se atribuyeron más tarde a la presencia de duro quemada CaO en el cemento utilizado para la construcción de las aceras. * Las pruebas de laboratorio demostraron que las pastas de cemento hacen con un bajo
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MgO cemento portland, que contenía 2,8 por ciento duramente quemada CaO, mostró una expansión considerable. Sin embargo, con las mezclas de hormigón, debido al efecto de restricción del agregado, se necesitan cantidades relativamente grandes de duro quemada CaO para obtener una expansión significativa. El fenómeno es prácticamente desconocido con hormigón moderna debido a un mejor control de fabricación en la calidad del clínker de cemento pórtland han asegurado que el contenido de CaO sin combinar o libres en el clínker rara vez supera el 1 por ciento. El cristalino MgO, periclasa, en un clínker de cemento portland que ha sido expuesto a 1400-1500°C es esencialmente inerte a la humedad a temperatura ambiente debido a que la reactividad de periclasa cae bruscamente cuando se calienta por encima de 900 ° C. No hay casos de peligro estructural debido a la presencia de periclase en las modernas cementos portland son reportados de países como Brasil, donde las limitaciones de las materias primas obligan a algunos productores de cemento para la fabricación de cementos portland que contiene más de un 6 por ciento de MgO. Se informó de varios casos de expansión y el agrietamiento de las estructuras de hormigón de Oakland, California, donde se encontró el agregado utilizado para la fabricación de hormigón que ha sido contaminada accidentalmente con ladrillos de dolomita triturada que contienen grandes cantidades de MgO y CaO, calcinados a temperaturas mucho más bajas de 1400°C. 5.16. La corr osión del acero embebido en horm igón
El deterioro de hormigón que contiene metales embebidos, tales como conductos, tuberías y de refuerzo y acero de pretensado, en general, es atribuible al efecto combinado de más de una causa; sin embargo, la corrosión del metal incrustado es invariablemente uno de las principales causas. Un estudio de los edificios colapsados en Inglaterra mostró que desde 1974 hasta 1978, la causa inmediata del fracaso de al menos ocho estructuras de hormigón fue la corrosión de las armaduras de acero o pretensado. Estas estructuras fueron de 12 a 40 años en el momento del colapso, a excepción de uno que era de sólo 2 años de edad. Es de esperar que cuando el acero incrustado está protegido de la atmósfera por una adecuada cubierta gruesa de un hormigón de baja permeabilidad, no surgiría la corrosión del acero y otros problemas asociados con ella. Que esto puede no ser del todo cierto en la práctica es evidente por la alta frecuencia con la que incluso algunas estructuras de hormigón construido adecuadamente armado y pretensado comienzan a mostrar un deterioro prematuro debido a la corrosión del acero. La incidencia de daño es especialmente importante en las estructuras expuestas a productos químicos o de deshielo medio marino. Por ejemplo, un informe de 1991 de la Administración Federal de Carreteras para el Congreso de EE.UU., dijo que 134.000 puentes de hormigón reforzado en los Estados Unidos (23 por ciento del total) requiere reparación inmediata y 226.000 (el 39 por ciento del total) también eran deficientes. La corrosión del acero de refuerzo fue implicada como una de las causas del daño en la mayoría de los casos, y el costo total de la reparación se estima en $ 90 mil millones de dólares. El daño al hormigón resultante de la corrosión del acero incrustado se manifiesta en forma de expansión, grietas, y eventual desprendimiento de la tapa (Fig. 5-23a). Además de la pérdida de la cubierta, un miembro de hormigón armado puede sufrir daños estructurales debido a la pérdida de unión entre el acero y el hormigón y la pérdida de las barras de refuerzo de la sección transversal área, a veces hasta el punto de fallo estructural se convierte en inevitable. Una revisión de los mecanismos implicados en el deterioro del hormigón debido a la corrosión del acero embebido, historias de casos seleccionados, y las medidas para el control del fenómeno se da aquí.
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5.16.1. Mecanismos implicados en el deterioro de hormigón por corrosión del acero embebido.
La corrosión de acero en el hormigón es un proceso electroquímico. Los potenciales electroquímicos para formar las celdas de corrosión pueden generarse de dos maneras: 1. Las células de composición se pueden formar cuando dos metales diferentes están incrustados en hormigón, tales como barras de refuerzo de acero y tubos de conducto de aluminio, o cuando existen variaciones significativas en las características de la superficie del acero. 2. En la proximidad de refuerzo células de concentración de acero se pueden formar debido a diferencias en la concentración de iones disueltos, tales como álcalis y cloruros. Como resultado, uno de los dos metales (o algunas partes del metal cuando sólo un tipo de metal está presente) se convierte anódica y la otra catódica. Los cambios químicos fundamentales que se produzcan en el anódica y catódica áreas son los siguientes (véase también la Fig. 5-23b).
La transformación de hierro metálico a la oxidación va acompañada de un aumento del volumen que, dependiendo del estado de oxidación, puede ser tan grande como 600 por ciento de la de metal original (Fig. 5-23c). Este aumento de volumen se cree que es la causa principal de la expansión del hormigón y el agrietamiento. También, como la inflamación de etringita poco cristalino, los hidróxidos de hierro poco cristalino pueden tener una tendencia a absorber agua y expandirse. Otro punto digno de mención es que la reacción anódica que implica la ionización del hierro metálico no progresará mucho menos que el flujo de electrones al cátodo se mantiene por el consumo de electrones. Para el proceso de cátodo, por lo tanto, es absolutamente necesario la presencia de aire y agua en la superficie del cátodo. Además, los productos de hierro y acero comunes están normalmente cubiertos por una película delgada de óxido de hierro que se convierte en impermeable y fuertemente adherente a la superficie de acero en un medio alcalino, con lo que el acero pasivo a la corrosión. Esto significa que el hierro metálico no está disponible para la reacción anódica hasta que la pasividad del acero ha sido destruida. En ausencia de iones de cloruro en solución, se informa de la película protectora de acero a ser estable, siempre que el pH de la solución se mantiene por encima de 11,5. Como cemento portland hidratado contiene álcalis en el fluido de poro y el por ciento de hidróxido de calcio sólido sobre 20 peso, normalmente hay suficiente alcalinidad en el sistema para mantener el pH por encima de 12. En algunas condiciones (por ejemplo, cuando el hormigón tiene una alta permeabilidad y álcalis y la mayoría del hidróxido de calcio o bien han sido carbonatada o lixiviado de distancia), el pH del hormigón en la proximidad
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del acero puede haber sido reducido a menos de 11,5. Esto destruiría la pasividad de acero y sentar las bases para el proceso de corrosión. En presencia de iones cloruro, dependiendo de la relación Cl- / OH-, se informa de que la película protectora se destruye incluso a valores de pH muy por encima de 11,5. Parece que cuando la relación molar Cl- / OH- es mayor que 0,6, de acero ya no está protegido contra la corrosión, probablemente porque la película de óxido de hierro se convierte en ya sea permeable o inestable en estas condiciones. Para las mezclas de hormigón típicos utilizados normalmente en la práctica, el contenido de cloruro de umbral para iniciar la corrosión es informado de que en el rango de 0,6 a 0,9 kg Cl- por metro cúbico de hormigón. Además, cuando grandes cantidades de cloruro están presentes, hormigón tiende a mantener más humedad, lo que también aumenta el riesgo de corrosión de acero mediante la reducción de la resistividad eléctrica del hormigón. Una vez que la pasividad del acero incrustado se destruye, es la resistividad eléctrica y la disponibilidad de oxígeno que controlan la velocidad de corrosión. De hecho, la corrosión significativa no se observa siempre que la resistividad eléctrica del hormigón está por encima de 50 a 70×103 Ω⋅cm. Entre las fuentes comunes de cloruro en el hormigón son aditivos, áridos contaminados con sal, y la penetración de las soluciones de sal de deshielo o agua de mar.
Figura 5-23 de expansión y el agrietamiento del hormigón debido a la corro sión del acero i ncorporado. [(B), (c), Beton-Bogen, Aalb org Dinam arca, 1981.] La figura (a) muestra que el deterioro del hormigón debido a la corrosión del acero incrustado se manifiesta en forma de expansión, grietas, y pérdida de la cubierta. Pérdida de adherencia acero-hormigón y l a reducción de l a sección transversal de las barras de refuerzo puede conducir a un fallo estructural. La figura (b) ilustra el proceso electroquímico de la corros ión del acero en el hormigón húm edo y permeable. La célula galvánica constituye un proceso de ánodo y un cátodo proc eso. El proceso de ánodo no puede ocurrir hasta que la protección o la película de óxido de hierro pasiva es ya sea eliminado en un ambiente ácido (por ejemplo, la carbonatación del hormigón) o hecho permeable por la acción de iones Cl-. El proceso de cátodo no puede ocurrir hasta un suministro suficiente de oxígeno y el agua está disponible en la superficie de acero. La resistividad eléctrica del ho rmigón también se reduce en presencia de humedad y s ales. La parte (c) muestra que, dependiendo del estado de oxidación, la corrosión del hierro metálico puede resultar en hasta seis veces en el volumen sólido.
5.16.2. Casos hist óricos seleccionados
Un estudio de los edificios colapsados y sus causas inmediatas de los británicos Edificio de Investigación Establishment48 mostró que, en 1974, un colapso repentino de una viga principal de un techo de 12 años de edad, con vigas de hormigón pretensado postensados era debido a la corrosión de tendones. Poor lechada de conductos y el uso de a 4 por ciento de cloruro de calcio en peso de cemento como una mezcla de aceleración para hormigón fueron diagnosticados como los factores responsables de la corrosión del acero. Un número de accidentes similares en el Reino Unido proporcionó apoyo para el 1979 de enmienda del Código de Prácticas británica 110 que el cloruro de calcio nunca se debe añadir al hormigón pretensado, hormigón armado y hormigón que contiene metal incrustada. Una encuesta realizada por el Departamento de Transporte del Estado de Kansas demostró que con tableros de puentes expuestos a tratamiento con sal de deshielo hubo una fuerte relación entre la profundidad de la cubierta y el deterioro del hormigón mediante exfoliaciones o grietas horizontales. En
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general, se proporcionó una buena protección al acero cuando el espesor de la cubierta era de 50 mm o más (por lo menos tres veces el diámetro nominal de la barra de refuerzo, que era 15 mm); sin embargo, la distribución normal de variación de la profundidad del recubrimiento era tal que aproximadamente el 8 por ciento del acero era 37,5 mm o menos de profundidad. Con la cubierta superficial, la corrosión del acero se cree que es responsable de las grietas horizontales o delaminaciones en el hormigón. En una cubierta del puente, una combinación de la fisuración de congelación-descongelación y la corrosión del acero extendió el área de delaminación concreta sobre ocho veces en 5 años, por lo que el 45 por ciento de la superficie de la plataforma había astillado en el momento en el puente era de sólo 16 años de edad. historias de casos similares de daños cubierta del puente en numerosas carreteras, incluidas las de Pensilvania han sido reportados (Fig. 5-24a). La encuesta de Kansas también informó que la corrosión del acero de refuerzo producido grietas verticales en el tablero de hormigón que contribuyeron a la corrosión de las vigas de acero que soportan el tablero. problemas observación humorística cubierta con respecto a la corrosión puente de Carl Crumpton debido al deshielo de sal aplicaciones deben tenerse en cuenta: La boda de hormigón y acero era una unión ideal y que utiliza una gran cantidad de hormigón armado de tableros de puentes. Desafortunadamente, comenzamos a tirar sal para derretir la nieve y el hielo en lugar de arroz de buena fertilidad. Eso provocó la irritación, las tensiones, y la erosión de las buenas relaciones maritales con anterioridad. Ya no podía existir en las dos felices uniones; las semillas de la destrucción se habían plantado y la etapa se han establecido para los problemas de la cubierta del puente de craqueo y de la corrosión de hoy en día. Mehta y Gerwick informado de que muchos fuertemente reforzadas, por 8- 3.7-1,8 m vigas de antepecho del puente San Mateo-Hayward en la Bahía de San Francisco en California tuvo que someterse a reparaciones costosas debido al grave agrietamiento del concreto asociado a la corrosión de acero embebido (Fig. 5-24b). Las vigas se hicieron en 1963 con un hormigón de alta calidad (cemento 370 kg / m3, 0,45 relación agua-cemento). El daño se limita a la parte inferior y las caras expuestas a barlovento pulverización de agua marina, y se produjo sólo en los prefabricados de hormigón, vigas de vapor-curado. No agrietamiento y la corrosión estaban en evidencia en los curados naturalmente, castin- lugar vigas hechas al mismo tiempo con una mezcla de hormigón similar. Se sugirió que una combinación de refuerzo pesadas y velocidades de enfriamiento diferenciales inmediatamente después de la operación de vapor de curado, en las enormes vigas podría haber dado lugar a la formación de microfisuras en concreto, que más tarde se amplió debido a las condiciones climáticas severas en el lado de barlovento de las vigas. A partir de entonces, la penetración del agua salada promovió el tipo de corrosión agrietamiento de la reacción en cadena, que finalmente llevan al daño grave. Más discusión de craqueo a la corrosión y la interacción historias de casos de ataque del agua de mar en el concreto se presentan más adelante.
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Figura 5-24 Daños en estructuras de hormigón armado debido a la corrosión del acero. [(A) Fotografía por cortesía de P. D. Cady, The Pennsylvania State University, University Park, Pensilvania; (B) fotografía de Mehta, P. K., y A.C. Gerwick, Jr ., horm. Int., Vol. 4, pp. 4551, 1982.] Cuando el Cl - / (OH) - relación del ambiente húmedo en contacto con el acero de refuerzo en el hormigón supera un cierto valor umbral, la pasividad de acero se rompe. Este es el prim er paso necesario para el inicio de la reacciones anódica y catódica en una célula de la corrosión. En climas fríos, reforzados cubiertas de puentes de hormigón están expuestos con frecuencia a la aplicación de productos químicos de deshielo que conti enen cloruros. progresiva penetración de cloruros en el concreto permeable conduce a escala, baches, y exfoliaciones en la sup erficie de hormigón, f inalmente, que los hagan improp ios para su uso. La parte (a) muestra un fallo típico de horm igón (escalado y baches en la superficie de un pavimento de hormigón en Pennsylvania), debido a una combinación de acción de las heladas, la corrosión del refuerzo embebido, y otras causas. La parte (b) muestra el deterioro del hor migón debido a la corrosión del acero de refuerzo en las vigas de antepecho del puente San Mateo-Hayward después de 17 años de servicio. En este caso, el agua de mar era la fuente de iones cloruro.
5.16.3. El contro l de la corros ión
Debido a que el agua, oxígeno y cloruro de iones desempeñan papeles importantes en la corrosión del acero incorporado y el agrietamiento del hormigón, es obvio que la permeabilidad del hormigón es la clave para controlar los diversos procesos implicados en los fenómenos. parámetros de hormigón de mezcla para asegurar una baja permeabilidad, por ejemplo, baja relación agua-cemento, contenido de cemento adecuada, el control del tamaño de los agregados y la clasificación, y el uso de aditivos minerales se han discutido anteriormente. En consecuencia, ACI 318 del Código de Construcción especifica una relación máxima de 0,4 agua-cemento para el hormigón de peso normal armado a la vista a los productos químicos de deshielo y agua de mar. consolidación y curado del hormigón son igualmente esenciales. Diseño de mezclas de concreto también debería tener en cuenta la posibilidad de aumento de la permeabilidad del hormigón bajo condiciones de servicio debido a diversas causas físico-químicos, como los gradientes térmicos, acción de las heladas, el ataque por sulfatos, y la expansión de álcali-agregado. Para la protección contra la corrosión, el contenido de cloruro de máxima admisible de las mezclas de concreto también se especifica por ACI Código de Construcción de 318. Por ejemplo, la concentración de iones Cl- soluble en agua máximo en el hormigón endurecido, a una edad de 28 días, a partir de todos los ingredientes (incluyendo agregados, materiales de cemento y aditivos) no debe exceder de 0,06, 0,15 y 0,30 por ciento en peso de cemento, de hormigón pretensado, hormigón armado a la vista de cloruro en el servicio, y otros hormigones armados, respectivamente. miembros de hormigón armado que permanecen seco o protegido de la humedad en el servicio se les permite contener hasta 1,00 por ciento Cl- en masa del material de cemento en el hormigón. Ciertos parámetros de diseño también influyen en la permeabilidad. Es por ello que, con estructuras de hormigón expuestas a un ambiente corrosivo, la Sección 7.7 del Código de Edificación ACI 318 especifica los requisitos mínimos de recubrimiento de hormigón. Se recomienda un mínimo recubrimiento de hormigón de 50 mm para las paredes y losas, y 63 mm para los demás miembros. La práctica actual de las estructuras costeras en el Mar del Norte requiere un mínimo de 50 mm de la cubierta de refuerzo convencional, y 70 mm en acero de pretensado. Además, ACI 224R especifica 0,15 mm como el máximo ancho de fisura admisible en la cara traccionada de estructuras de hormigón armado sometidos a la humectación de secado por pulverización o
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agua de mar. El Código Modelo CEB recomienda limitar los anchos de fisura a 0,1 mm en la superficie de acero para elementos de hormigón expuestas a cargas de flexión frecuentes, y 0,2 mm para los demás. Muchos investigadores no encuentran ninguna relación directa entre el ancho de la grieta y la corrosión; Sin embargo, es evidente que mediante el aumento de la permeabilidad del hormigón con el agua y los iones nocivos y los gases, la presencia de una red de macrofisuras interconectados y microgrietas internos expondría la estructura para numerosos procesos físico-químicas de deterioro. Los costos de reparación y reemplazo asociados con tableros de puentes de hormigón dañadas por la corrosión del acero de refuerzo se han convertido en un importante gasto de mantenimiento. Muchas agencias de carreteras prefieren ahora el costo inicial adicional de proporcionar una membrana impermeable, o una gruesa capa de una mezcla de hormigón impermeable en las superficies recién construidas o reparadas a fondo de los elementos de hormigón armado y pretensado que son grandes y tienen configuración plana. membranas impermeables, por lo general, preformada y de la variedad de tipo de hoja, se utilizan cuando están protegidos contra el daño físico por el hormigón asfáltico superficies de desgaste; por lo tanto, su vida en la superficie está limitada a la vida del hormigón asfáltico, que es de unos 15 años. Superposición de hormigón a prueba de agua, 37,5 a 63 mm de grosor, proporciona una protección más duradera a la penetración de fluidos agresivos en miembros de hormigón armado o pretensado. Por lo general, las mezclas de concreto utilizados para la superposición son de bajo asentamiento, relación agua-cemento muy baja (hecha posible mediante la adición de un aditivo superplastificante), y alto contenido en cemento. morteros de cemento Portland que contienen emulsión de polímero (látex) también muestran una excelente impermeabilidad y se han utilizado para los propósitos de superposición; Sin embargo, las emulsiones de látex de vinilideno de tipo cloruro se sospeche que puedan ser la causa de problemas de corrosión en algunos casos, y en la actualidad se prefiere que se usen productos de tipo estireno-butadieno. 5.17. Desarrol lo de un mo delo holístico de deterioro del co ncreto
La experiencia de campo muestra que, en orden decreciente de importancia, las principales causas de deterioro de las estructuras de hormigón son la corrosión del acero de refuerzo, la exposición a los ciclos de congelación y descongelación, la reacción álcali-sílice, y el ataque de los sulfatos. Con cada uno de estas cuatro causas de deterioro del hormigón, la permeabilidad y la presencia de agua están implicados en los mecanismos de expansión y el agrietamiento. Correctamente constituido, colocado, consolidado y hormigón curado es esencialmente impermeable y, por tanto, debe tener una larga vida de servicio bajo la mayoría de condiciones. Sin embargo, como resultado de la exposición del medio ambiente, las grietas, así como microgrietas se producen y propagan. Cuando se interconectan, una estructura de hormigón pierde su agua estancada, y se vuelve vulnerable a uno o más procesos de deterioro. Mehta y Gerwick hicieron una presentación esquemática del proceso de fisuración del hormigón debido a la corrosión de las armaduras (Fig. 5-25a). Un ejemplo similar de proceso de craqueo debido a los ciclos de congelación y descongelación fue presentado por Moukuwa (Fig. 5-25b). Generalmente, los huecos capilares en una estructura de hormigón bien curado se exponen al aire no están saturados. Por lo tanto, un (arrastrado nonair) de hormigón normal no debería ampliar y agrietarse cuando se exponen a ciclos de congelación y descongelación. Hormigón se expande
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debido a la erosión y otros efectos ambientales producir grietas y microgrietas, lo que aumenta la permeabilidad del hormigón y el grado de saturación de huecos capilares. Sobre la base de un informe de Swamy, una presentación esquemática de la expansión y el agrietamiento del hormigón debido a la reacción álcali-agregado se muestra en la Fig. 5-25c. Según el autor, cementos portland contener algunos álcalis solubles y muchos agregados contienen minerales alcalinos reactivos, por lo tanto, la reacción álcali-agregado se puede encontrar en la mayoría de los hormigones. El escribe: A pesar de la reacción álcali-agregado se produzca de una manera concreta, la expansión y el agrietamiento deletéreos no se llevaría a cabo a menos que el medio ambiente está altamente saturado. Con los materiales seleccionados adecuadamente, las proporciones de mezcla, procesamiento y condiciones de curado, es posible producir estructuras de hormigón que se mantendrán suficientemente seco en el interior durante el servicio. Microfisuración durante el ensayo y los efectos de carga a veces destruye la estanqueidad al agua y hace que el hormigón permeable.
De acuerdo con la representación esquemática de ataque sulfato por Collepardi (Fig. 5-25d), deterioro de la pasta de cemento hidratado como resultado de la interacción con los iones de sulfato de la fuente externa requiere alta permeabilidad y la presencia de agua. Las causas típicas de alta permeabilidad del hormigón son altos aguacemento, la consolidación inadecuada, y el agrietamiento debido a las condiciones de intemperie y carga adversas.
Figura 5-25 presentación esquemática de daños al hormigón a partir de (a) la corrosión del hormigón armado, (b) los ciclos de congelación y descongelación, (c) la reacción álcali-sílice, (d) el ataque por sulfatos externa. [(A) A partir de Mehta, P. K., y A.C. Gerwick, Jr., horm. Int., Vol. 4, pp. 45-51, 1982, (b) De Moukwa, M., Moukwa, Cem. Horm. Res., Vol. 20, No. 3, pp. 439446,1990, (c) De Swamy, R.N., ACI, SP 144, pp. 105-139, 1994, (d) A part ir de Coll epardi , M., horm . Int., Vol. 21, No. 1, pp. 69-74, 1999.]
La integración de los conceptos presentados en las Figs. 5-25a, b, c, y d, Mehta ha propuesto un modelo integral de deterioro del hormigón de los efectos ambientales comúnmente encontrados (Fig. 5-26). De acuerdo con este modelo, una bien constituida, adecuadamente consolidado, y hormigón curado permanece esencialmente hermética al agua, siempre y cuando las microgrietas y los poros en el interior no forman una red interconectada de vías que conducen a la superficie de hormigón. la carga estructural, así como efectos de intemperie, como la exposición a ciclos de calentamiento-enfriamiento y humectación-secado, facilitan la propagación de microfisuras que normalmente preexisten en la zona de transición interfacial entre el mortero de cemento y las partículas de agregado grueso. Esto ocurre durante la Etapa 1 de la interacción estructura-ambiental.
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Figura 5-26 Un modelo holístico de deterioro del hormigón de los efectos ambientales comú nmente encont rados (Mehta, PK, ACI, SP144, pp 1-34, 1994; .... Horm Int, Vol 19, No. 7, pp. 69-76, 1997.). mejoras radicales en la durabilidad del hormigón a conocen comúnmente causas de deterioro se puede lograr mediante la prevención de la pérdida de estanqueidad durante el servicio a través del control en el crecimiento de las microgrietas que vinculan las grietas de la superficie con los huecos interiores y microg rietas.
Una vez que se pierde la impermeabilidad del hormigón, el interior del hormigón puede llegar a saturarse. En consecuencia, el agua y los iones, que desempeñan un papel activo en los procesos de deterioro, ahora pueden ser transportados fácilmente en el interior. Esto marca el comienzo de la Etapa 2 de la "interacción estructura-ambiental" durante el cual el deterioro del hormigón se lleva a cabo a través de ciclos sucesivos de expansión, grietas, pérdida de masa, y aumento de la permeabilidad. A diferencia de los modelos anteriores de deterioro del hormigón sobre la base de un reduccionista enfoque, el modelo holístico no es "causa específica" en el sentido de que todas las principales causas de deterioro del hormigón se abordan en el modelo. Además, en lugar de contener sólo una de las componentes de la pasta de cemento o de hormigón responsable de los daños, el modelo considera el efecto de agentes de deterioro en todos los componentes de la pasta de cemento y hormigón juntos. Además, el modelo reconoce la experiencia de campo que el grado de saturación de agua del hormigón juega un papel dominante en la expansión y el agrietamiento con independencia de si la causa principal de deterioro es acción de las heladas (ciclos de congelación y descongelación), la corrosión del acero de refuerzo, álcalis la reacción global, o el ataque por sulfatos. Tenga en cuenta que poco o no se observará daño aparente durante la Etapa 1, lo que representa una pérdida gradual de estanqueidad. Etapa 2 marca el inicio de los daños, que se produce a un ritmo lento al principio, luego procede con bastante rapidez. Se sugiere que, durante la segunda etapa, la presión hidráulica del fluido de poro en un concreto saturado se elevará debido a uno o más fenómenos de expansión volumétrica (por ejemplo, la congelación del agua, la corrosión del acero de refuerzo, y la hinchazón de etringita o álcalis gel de sílice). Al mismo tiempo, si los iones hidroxilo en la pasta de cemento se lixivian de distancia y sustituidos por iones de cloruro o sulfato, el silicato hidrato de calcio se descompone y el hormigón sufrirá una pérdida de adhesión y fuerza. Como resultado de estos dos procesos perjudiciales habrá una mayor pérdida de estanqueidad y la aceleración de los daños. Basado en el enfoque holístico del deterioro del hormigón, es obvio que el período de no-daño corresponde a la Etapa 1 de la acción del medio ambiente y el periodo de escalada gradual de los daños que corresponde a la etapa 2 de la acción del medio ambiente se muestra en la Fig. 5-26. Debido a variaciones en la microestructura y el
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microclima en diferentes puntos dentro de una estructura de hormigón dado, una determinación precisa de la longitud de cada etapa es difícil. Sin embargo, el modelo holístico de deterioro puede ser útil en el diseño de estrategias rentables para prolongar la vida útil del hormigón expuesto a ambientes agresivos. Por ejemplo, la etapa 1 se puede prolongar a durar cientos de años mediante el uso de mezclas de concreto que son impermeables y se mantendrán libres de grietas durante el servicio. 5.18. Concreto en el medio marino
Por varias razones, el efecto del agua de mar en concreto merece una atención especial. En primer lugar, las estructuras marinas costeras y en alta mar están expuestos a un ataque simultáneo por una serie de procesos de deterioro físicoquímicas, que proporcionan una excelente oportunidad para comprender la complejidad de los problemas de durabilidad concretas en el campo de la práctica. En segundo lugar, los océanos representan el 80 por ciento de la superficie de la tierra; Por lo tanto, un gran número de estructuras están expuestas al agua de mar, ya sea directa o indirectamente (por ejemplo, los vientos pueden llevar spray de agua de mar para unas pocas millas hacia el interior desde la costa). pilares de hormigón, cubiertas, rompeolas y muros de contención son ampliamente utilizados en la construcción de puertos y muelles. Para aliviar la tierra de las presiones de la congestión urbana y la contaminación, flotando plataformas marinas de hormigón están siendo considerados para la ubicación de nuevos aeropuertos, centrales eléctricas e instalaciones de eliminación de residuos. Muchas plataformas de perforación mar adentro de hormigón y tanques de almacenamiento de petróleo se han instalado durante los últimos 30 años. La mayoría de las aguas de mar son bastante uniformes en su composición química, que se caracteriza por la presencia de sales solubles de 3,5 por ciento en masa. Las concentraciones iónicas de Na+ y Cl - son los más altos, típicamente 11.000 y 20.000 mg / l, respectivamente. Sin embargo, desde el punto de vista de la acción agresiva para cementar productos de hidratación, cantidades suficientes de Mg2+ y SO2-4 están presentes, típicamente 1.400 y 2.700 mg/l, respectivamente. El pH del agua de mar varía entre 7,5 y 8,4; el valor medio en equilibrio con el CO2 en la atmósfera es de 8.2. Bajo ciertas condiciones, tales como bahías y estuarios protegidos, valores de pH inferiores a 7,5 puede ser encontrado debido a la alta concentración de CO2 disuelto, lo que haría que el agua de mar más agresivos al hormigón de cemento pórtland. Hormigón expuesto a medio marino puede deteriorarse como resultado de los efectos combinados de la acción química de los componentes de agua de mar en los productos de hidratación de cemento, la expansión álcali-agregado (cuando agregados reactivos están presentes), la presión de cristalización de sales dentro de hormigón si una cara de la estructura es sujeto a la humectación y otros para las condiciones de secado, acción de las heladas en climas fríos, la corrosión del acero embebido en miembros armado o pretensado, y la erosión física debido a la acción del oleaje y los objetos flotantes. Ataque en hormigón debido a cualquiera de estas causas tiende a aumentar la permeabilidad; Esto no sólo hacer que el material progresivamente más susceptible a la acción adicional por el mismo agente destructivo, sino también por otros tipos de ataque. Así, un laberinto de causas físicas de deterioro químico y es entretejido en el trabajo cuando una estructura de hormigón expuesta al agua de mar es una etapa avanzada de la degradación. Aspectos teóricos de deterioro del hormigón por el agua de mar, historias de casos seleccionados, y recomendaciones para la construcción de estructuras de hormigón duraderas en el medio marino son discutidos por Mehta, 53 y se resumen a continuación.
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5.18.1. Aspectos teóricos
En lo que se refiere al ataque químico en los constituyentes de la pasta de cemento hidratado, se puede esperar que los iones de sulfato y magnesio son los constituyentes nocivos en el agua de mar. Tenga en cuenta que con las aguas subterráneas, ataque de los sulfatos se clasifica como grave cuando la concentración de iones sulfato es mayor que 1500 mg/l; Del mismo modo, la pasta de cemento portland puede deteriorarse por reacciones de intercambio catiónico cuando la concentración de iones de magnesio supera, por ejemplo, 500 mg/l. Curiosamente, a pesar de indeseablemente alto contenido de sulfato del agua de mar, la experiencia de campo muestra que incluso cuando un cemento de alta C3A portland se ha utilizado y cantidades significativas de presente etringita como resultado de ataque de los sulfatos en la pasta de cemento, el deterioro del hormigón no lo hizo pasar por la expansión y el agrietamiento; en su lugar, por lo general toma la forma de la erosión o pérdida de sustancia sólida contenida en la masa. Parece que etringita expansión se suprime en los entornos en los que (OH)- iones tienen esencialmente sido reemplazados por iones Cl-. Esto es consistente con la hipótesis de que un ambiente alcalino es necesario para la inflamación de etringita por adsorción de agua. Independientemente del mecanismo por el cual la expansión sulfato asociado con etringita se suprime en el hormigón de cemento de alta C3A portland expuesta al agua de mar, la influencia de cloruro en la expansión sulfato demuestra claramente el error demasiado a menudo realizado en el modelado del comportamiento de los materiales cuando, por la aras de la simplicidad, el efecto de un factor individual de un fenómeno se prevé sin suficiente respecto a los otros factores que pueden estar presentes, y podrá modificar el efecto de manera significativa. De acuerdo con el Código de Construcción ACI 318, la exposición sulfato en el agua de mar es clasificado como moderado para los que se permite el uso de ASTM Tipo II cemento portland (máximo 8 por ciento C3A) con una relación agua-cemento máxima de 0.50 en el hormigón de peso normal. De hecho, se afirma en el ACI 318R-21, Código de Edificación Commentary, que los cementos con C3A hasta 10 por ciento puede ser utilizado si la relación máxima agua-cemento se reduce aún más a 0,40. El hecho de que el hidróxido de calcio sin combinar en un mortero u hormigón puede causar el deterioro por una reacción de intercambio que involucra iones de magnesio era conocido ya en 1818 a partir de las investigaciones sobre la desintegración de los hormigones de cal-puzolana por Vicat, que, sin duda, es considerado como uno de los fundadores de la tecnología del cemento moderno y de hormigón. Vicat hizo la observación profunda: Al ser sometidos a un examen, las partes deterioradas exhiben mucho menos cal que los otros; lo que es deficiente entonces, se ha disuelto y se llevaron; era en exceso en el compuesto. La naturaleza, vemos, trabaja para llegar a las proporciones exactas, y para conseguirlos, que corrige los errores de la mano que ha ajustado las dosis. Así, los efectos que acabamos de describir, y en el caso aludido, convertido en el más marcado, a medida que nos desvían de estas proporciones exactas.
críticas del estado de la técnica en el desempeño de las estructuras en ambiente marino confirman que la observación de Vicat es igualmente válido para el hormigón de cemento portland. A partir de estudios a largo plazo de los morteros de cemento Portland y mezclas de hormigón expuestas al agua de mar, la evidencia de ataque de iones de magnesio está bien establecido
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por la presencia de depósitos blancos de brucita o Mg (OH)2 y por el magnesio hidrato de silicato que puede ser detectado por análisis mineralógico. En la exposición del agua de mar, un hormigón bien curado que contiene una gran cantidad de escoria o una puzolana en los materiales cementosos generalmente supera a hormigón que contiene sólo cemento portland. Esto sucede, en parte, debido a que el primero contiene hidróxido de calcio sin combinar menos después del curado. La implicación de la pérdida de hidróxido de calcio por la pasta de cemento hidratado, si se ha producido por el ataque de iones de magnesio o por el ataque de CO2, es obvio a partir de la Fig. 5-27c. Debido a que los análisis de agua de mar raramente incluir el contenido de CO2 disuelto, el potencial de la pérdida de masa de hormigón por lixiviación fuera de hidróxido de calcio sólido a partir de la pasta de cemento hidratado debido al ataque del ácido carbónico a menudo se pasa por alto. De acuerdo con Feld, en 1955, después de 21 años de uso, los pilotes de hormigón y las tapas de las curvas de caballete del Puente de James River en Newport News, Virginia, requieren un costo $ 1.4 millones de la reparación y el reemplazo de la participación del 70 por ciento de los 2.500 pilotes. Del mismo modo, 750 pilotes de hormigón prefabricado impulsadas en 1932 cerca de Ocean City, Nueva Jersey, tuvieron que ser reparado en 1957 después de 25 años de servicio; algunos de los montones se habían reducido a partir del diámetro original de 550 mm a 300 mm. En ambos casos, la pérdida de material se asoció con más alta que la concentración normal de CO2 disuelto en el agua de mar. Debe tenerse en cuenta que con el hormigón permeable la cantidad normal de CO2 presente en el agua de mar es suficiente para descomponer los productos cementosos con el tiempo. La presencia de taumasita (silicocarbonate de calcio), hidrocalumita (calcio carboaluminate hidrato), y el aragonito (carbonato de calcio) se ha reportado en las muestras de pastas de cemento obtenidas a partir de estructuras de hormigón deterioradas expuestas al agua de mar durante largos períodos. 5.18.2. historias de casos de hormigó n deteriorado
Compared to other structural materials, generally, concrete has a satisfactory record of performance in seawater. However, published literature contains reports on large number of both plain and reinforced concrete that has suffered serious deterioration in the marine environment. For the purpose of drawing useful lessons for construction of concrete sea structures, several case histories of deterioration of concrete as a result of long-term exposure to seawater are summarized in Table 5-5, and are discussed next. En los climas templados del sur de Francia y el sur de California, probetas de mortero y hormigón en masa se mantuvo en excelentes condiciones después de más de 60 años de exposición del agua de mar, excepto cuando la permeabilidad del hormigón era alta. especímenes permeables mostraron una pérdida considerable de masa asociada con el ataque de iones de magnesio, el ataque de CO2, y la lixiviación de calcio. A pesar de la utilización de alta C3A cementos portland, la expansión y el agrietamiento del hormigón debido a la etringita no se observó en los hormigones de baja permeabilidad. Por lo tanto, el efecto de la composición de cemento en la durabilidad al agua de mar parece ser menos importante que el efecto de la permeabilidad del hormigón.
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miembros de hormigón armado en un clima templado (Muelles 26 y 28 de la San Francisco Ferry Building en California). A pesar de una mezcla de concreto de baja permeabilidad (contenido de cemento de 390 kg / m3), las estructuras mostraron agrietamiento debido a la corrosión del acero de refuerzo a los 46 años de servicio. Debido a la corrosión requiere permeación de agua de mar y aire para el acero incrustado, mala consolidación de hormigón y microfisuración estructural fueron diagnosticados a ser las causas probables del aumento en la permeabilidad que hizo que la corrosión del acero sea posible. En los climas fríos de Dinamarca y Noruega, las mezclas de concreto desprovistos de aire arrastrado estaban sujetos a la expansión y el agrietamiento por acción de las heladas. (Cabe señalar que la entrada de aire no era frecuente antes de la década de 1950). Por lo tanto, el agrietamiento debido a ciclos de congelación-descongelación fue probablemente responsable de aumento de la permeabilidad, seguido de otros procesos destructivos, tales como ataque y la corrosión del acero de refuerzo en álcali agregado. Las investigaciones de estructuras de hormigón armado han demostrado que, en general, hormigón totalmente sumergido en agua de mar sufrido sólo un poco o ningún deterioro; hormigón a la vista de sales en el aire o el agua de spray sufrido algún deterioro, especialmente cuando permeable; y sujeto concreto de acción de las mareas más sufrió. TABLA 5-5 Comportamiento de hor migón expuesto al agua de mar
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5.18.3. Leccion es de los casos de histo rias
Para la futura construcción de estructuras de hormigón mar, las siguientes lecciones de las historias clínicas de hormigón deteriorado por el agua de mar se pueden extraer. Estas lecciones confirman la validez del modelo holístico de deterioro del hormigón ya hemos comentado: 1. La permeabilidad es la clave para la durabilidad. interacciones perjudiciales de la consecuencia grave entre constituyentes del cemento portland hidratado y agua de mar tienen lugar cuando no se impida el agua de mar que penetra en el interior de un hormigón. Las causas típicas de insuficiente estanqueidad están mal proporcionado mezclas de concreto, ausencia de aire adecuadamente arrastrado si la estructura se encuentra en un clima frío, la consolidación inadecuada y el curado, la insuficiencia de recubrimiento de hormigón sobre el acero de refuerzo, mal diseñado o articulaciones construido y microfisuras en el hormigón endurecido atribuibles a las condiciones de carga y otros factores, tales como la contracción térmica, la contracción por secado, y la reacción álcaliagregado. Es interesante señalar que los ingenieros en la vanguardia de la tecnología del hormigón son cada vez más conscientes de la importancia de la permeabilidad del hormigón a la durabilidad de las estructuras expuestas a las aguas agresivas. Por ejemplo, mezclas de hormigón para estructuras costa afuera en Noruega son definidas ahora para cumplir con un requisito máximo permisible de permeabilidad (k ≤10-13 kg/Pa⋅m⋅sec). En los Estados Unidos, mezclas de hormigón para la construcción de cubiertas y garajes de aparcamiento expuestas a sales descongelantes se están especificando para satisfacer 2000 culombios o menos Rango de penetración de cloruros de acuerdo con la norma ASTM C1202 el método de prueba. 2. Tipo y gravedad de deterioro puede no ser uniforme en toda la estructura. Como se ilustra por la representación esquemática de un cilindro de hormigón armado a la vista al agua de mar (Fig. 5-28), la sección que se mantiene siempre por encima de la línea de marea alta
será más susceptible a las heladas acción y la corrosión del acero incorporado. La sección que se encuentra entre las líneas de alta y Lowtide será vulnerable al agrietamiento y desprendimiento, no sólo de acción de las heladas y la corrosión del acero, sino también de los ciclos de mojadoseco. ataques químicos debido a la reacción álcali-agregado y la interacción del agua de mar pasta de cemento también estarán en el trabajo aquí. Hormigón debilitado por microfisuración y ataques químicos, finalmente, se desintegrarán al erosionar la acción y el impacto de arena, grava y hielo; así la máxima deterioro se produce en la zona de mareas. Por otro lado, la parte totalmente sumergida de la estructura sólo estará sujeto al ataque químico de agua de mar. Debido a que no está expuesto a temperaturas bajo cero, no habrá riesgo de daños por heladas. Habrá poca o ninguna corrosión del acero de refuerzo debido a la falta de oxígeno. Parece ser que el deterioro químico progresivo de la pasta de cemento con agua de mar desde la superficie hasta el interior del hormigón sigue un pattern.59 general, la formación de aragonita y bicarbonato por el ataque de CO2 se limita generalmente a la superficie del hormigón, la formación de brucita por el magnesio ataque de iones se encuentra por debajo de la superficie del hormigón, y la evidencia de alguna formación de etringita en los espectáculos de interior que el sulfato de iones son capaces de penetrar aún más profundo. A menos que el hormigón es muy permeable, no hay daño resulta de la acción química de agua de mar en la pasta de cemento, porque los productos de reacción (aragonita, brucita, y etringita), siendo insoluble, tienden a reducir la permeabilidad y detener la entrada de agua de mar en el interior del hormigón. Este tipo de medidas de protección no estaría disponible bajo condiciones de carga dinámica en la zona de mareas, donde los productos de reacción serían arrastrados por acción de las olas, tan pronto como se forman. Figura 5-28 Representación esquemática de un cilindro de hormigón armado expues to a agua de mar. (De Mehta, P. K., rendimiento del hormigón en ambiente mari no, A CI SP-65, pp. 1-20,1980). El tipo y la severidad de ataque en una estruct ura mar concreto dependen de las condiciones de exposición. Las secciones de la estructura que permanecen totalmente sumergido rara vez se someten a las heladas acción o l a corrosión del acero embebido. Concreto en esta condición la exposición será susceptible a ataques químicos. Se muestra el patrón general de ataque químico del hormigón al interior. La sección encima de la marca de la marea alta será vulnerable a la acción de las heladas y tanto la corro sión d el acero embebido. El deterioro más grave es probable que tenga lugar en la zona de mareas, ya que aquí la estructura está expuesta a todo ti po de agresiones físicas y quími cas.
3. La corro sión d el acero inc orpo rado es, en general, la causa princ ipal de deterioro del hormigón en estructuras de hormigón armado y pretensado expuestas al agua de mar, pero en el hormigón de baja permeabilidad esto no parece ser la pri mera causa de agrietamiento.
Sobre la base de numerosas historias de casos, parece que las interacciones de craqueo-corrosión probablemente siguen la ruta se ilustra esquemáticamente en la Fig. 5-25a. Debido a que la velocidad de corrosión depende del área del cátodo / ánodo, expansión significativa que
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acompaña a la corrosión del acero no debe ocurrir hasta que haya un suministro suficiente de oxígeno en la superficie del acero de refuerzo (es decir, un aumento en el área del cátodo). Esto no ocurrirá siempre que el recubrimiento de hormigón que rodea a la de la pasta de cemento de acero de zona interfacial sigue siendo impermeable. Los poros y microfisuras ya existen en la zona interfacial, pero su ampliación a través de una variedad de fenómenos distintos de la corrosión parece ser necesario antes de que existen las condiciones para la corrosión significativa del acero incrustado en el hormigón. Una vez establecidas las condiciones para corrosiones importantes, un ciclo de escalada progresiva de agrietamiento-corrosión más agrietamiento comienza, llevando eventualmente a daños estructurales considerables. Prueba tus conoci mientos 5.1. ¿Qué se entiende por la durabilidad a largo plazo? ¿En comparación con otras
consideraciones, la gran importancia que se debe dar a la durabilidad en el diseño y construcción de estructuras de hormigón? 5.2. Escribir una breve nota sobre la estructura y las propiedades del agua, con especial
referencia a su efecto destructivo sobre los materiales. 5.3. ¿Definir el coeficiente de permeabilidad? Dar valores típicos del coeficiente de (a) Las
pastas de cemento fresco; (B) Las pastas de cemento endurecido; (C) los agregados de uso común; (D) hormigones de alta resistencia; y (e) de hormigón en masa de presas. 5.4. ¿De qué tamaño son los agregados que influye en el coeficiente de permeabilidad del
hormigón? Enumerar otros factores que determinan la permeabilidad del hormigón en una estructura. 5.5. ¿Cuál es la diferencia entre la erosión y la abrasión? ¿Desde el punto de vista de la
durabilidad a la abrasión severa, lo que le haría recomendaciones en el diseño de hormigón y construcción de una planta industrial? 5.6. ¿En qué condiciones puede hormigón daños soluciones de sal sin la participación de
ataque químico en la pasta de cemento portland? ¿Qué soluciones de sal se producen comúnmente en entornos naturales? 5.7. Explique brevemente las causas y el control de escalado y D-grietas en el hormigón.
¿Cuál es el origen de la lechada de cemento; ¿cuál es su significado? 5.8. Discutir hipótesis de la expansión de congelación de una pasta de cemento que
contiene el aire no saturado de Powers. ¿Qué modificaciones se han hecho para esta hipótesis? ¿Por qué es el arrastre de aire eficaz en la reducción de la expansión debido a la congelación? 5.9. Con respecto al daño por heladas, ¿qué es lo que entiende por el tamaño de los
agregados crítica plazo? ¿Qué factores gobernarlo?
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