3. patologías en estructuras de concreto · asentamiento concreto fresco herrumbe del acero de...
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3. Patologías en Estructuras de Concreto
3.1. Defectos Físicos Visibles en Estructuras La identificación de defectos físicos a menudo puede proporcionar información muy valiosa para otros defectos de un nivel muy complejo. Las características visuales se pueden relacionar a la mano de obra, mantenimiento estructural, y deterioración del material y es particularmente importante que el ingeniero sea capaz de diferenciar entre los distintos signos de daño que puedan surgir. Por ejemplo este tipo de observaciones involucra el poder distinguir (Fig. 3.1):
Fig. 3.1. Tipos de fallas distinguibles en inspección visual.
Grietas Picaduras Delaminación
Desintegración Decoloración Intemperismo
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Grietas
Picaduras
Astillamientos
Desintegración
Decoloración
Intemperismo
Imperfecciones superficiales
Falta de uniformidad Puede incluirse información extra de la inspección visual para contar con una indicación preliminar de la condición de la estructura que ayude en la formulación del programa de ensayos. La inspección visual no debe sin embargo relegarse sólo a la estructura en investigación. Debe incluirse también el entorno, como estructuras vecinas y las condiciones climáticas. Este es probablemente el aspecto más difícil de toda la investigación estructural o cualquier trabajo de diagnóstico puesto que parece obvio que uno no puede relacionarse con el otro. La importancia y beneficios de la inspección visual no deberá de subestimarse. Por lo general la omisión de lo que parece ser de evidencia insignificante puede llevar a una conclusión mal hecha. 3.1.1. Croquis de defectos típicos encontrados por inspección visual Aunque la experiencia es el mejor indicador, el grupo de esquemas de la Fig. 3.2 son croquis de defectos típicos encontrados en estructuras de concreto.
Retracción plástica Asentamiento plástico Agregado expuesto Falla junta de construcción
Falla del cimbrado Asentamiento del cimbrado Herrumbre severo del acero
de refuerzo Concreto expuesto al fuego
Asentamiento diferencial Esfuerzos de flexión y
cortante Acción de terremoto
Acero de refuerzo
insuficiente
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Asentamiento concreto
fresco
Herrumbe del acero de
refuerzo
Ciclos congelación-
descongelación
Condiciones atmosféricas
Fig. 3.3. Croquis de algunos defectos típicos.
3.2. Condiciones Físicas de Deterioración Visible en el Concreto 3.2.1. Agrietamientos comunes La fisuración se define como la discontinuidad del material en cierta longitud que no llega a atravesar el elemento lado a lado y agrietamiento se define como aquella discontinuidad del material en cierta longitud que llega a atravesar el elemento lado a lado. En términos generales se maneja aquí el término agrietamiento, dado que pueda ser el más probable que suceda. Las grietas en el concreto no pueden eliminarse enteramente. Una regla general para la evaluación del agrietamiento, sugiere que grietas con patrones aleatorios de aparición de magnitud pequeña son insignificantes por lo general. Por otros lado, grietas que corren en una dirección definida con magnitud mayor, pueden indicar una deficiencia estructural. Agrietamiento aleatorio o “mapa”. Caracterizado por fisuras finas sobre la superficie, debidas por lo general a cambio de volumen del material cerca de la superficie. Es estructuralmente significativo si sigue la trayectoria del refuerzo demostrando una separación entre ambos. (Fig. 3.3). Fig. 3.3. Agrietamiento aleatorio o de “mapa”. Fig. 3.4. Agrietamiento simple continuo.
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Agrietamiento simple continuo. Pueden indicar una deficiencia estructural, pudiendo ser de orientación longitudinal, transversal o diagonal. Si no se identifica y corrige esa deficiencia estructural, continuarán creciendo en longitud y altura. (Fig. 3.4). 3.2.2. Agrietamientos en elementos a flexión Las grietas en flexión se desarrollan debido a esfuerzos internos generados por: fuerzas externas, contracción, fluencia y expansión interna debido al cambio de los constituyentes del concreto. En general las grietas pueden ser secundarias y principales. Grietas secundarias. Las grietas secundarias son grietas muy pequeñas que se desarrollan en la primera etapa del agrietamiento. Existen tres tipos de grietas secundarias:
Grietas de contracción.
Grietas de flexión.
Grietas secundarias por corrosión. Grietas principales. Las grietas principales se desarrollan en una etapa posterior que las grietas secundarias. Se originan a partir de la diferencia entre las deformaciones unitarias del acero y del concreto en la sección. El comportamiento de las grietas principales cambia en dos diferentes etapas:
Etapa 1. Con bajos esfuerzos de tensión en el acero.
Etapa 2. Cuando los esfuerzos se incrementan. El ACI presenta los requisitos para el control de grietas principales en vigas y elementos sujetos a tensión. Ancho de grieta y limitaciones El ancho de grieta y la separación de la misma, depende de varios factores como el porcentaje de refuerzo, su distribución en la sección, el esfuerzo en el acero bajo cargas de servicio, recubrimiento del concreto y las propiedades de los constituyentes del concreto. Una expresión propuesta para el ancho de grieta, Wcr esperada está dada por:
3cs
5cr dAfβ101.1W 3.1
Fig. 3.5. Localización de dc y el área del concreto.
Donde
=Distancia del eje neutro a la fibra inferior/distancia del refuerzo; 1.2 para vigas y 1.35 para losas.
fs =Esfuerzo en el acero de refuerzo, que puede considerarse como 0.67 fy.
30
b
A
n
bhA 3.2
nb=Número de varillas en sección. La Fig. 3.5 muestra el modelo de una sección para el cálculo del ancho de grieta, wcr.El ancho permisible de grietas está influenciado por la estética y requisitos de apariencia. A simple vista se pueden detectar grietas de 0.15 mm de ancho, dependiendo de la textura superficial del concreto. Varios investigadores han propuesto diferentes valores de ancho permisible de grieta:
De 0.25 a 0.40 mm para elementos interiores.
De 0.15 a 0.25 para elementos exteriores. Se puede tolerar un ancho de 0.4 mm para miembros interiores y de 0.33 mm para miembros exteriores. En la Tabla 3.1 se muestran otros valores de anchos de grietas para distintos niveles de exposición de estructuras de concreto.
Tabla 3.1. Anchos de grieta razonables en estructuras de concreto reforzado bajo cargas de servicio.
Exposición Ancho, mm
Aire seco o membrana protectora 0.40
Humedad, aire húmedo, suelo 0.30
Químicos usados en descongelamiento
0.18
Agua de mar, humedecimiento y secado
0.15
Estructuras de depósito de agua 0.10
3.2.3. Deterioro Químico Es la separación de los componentes del concreto como resultado de una interacción química, por parte de la acción interna y externa del material. La Tabla 3.2 describe la deterioración del concreto, resultado de la acción de agentes químicos.
Tabla 3.2. Efecto de varios agentes químicos en el concreto.
Compuesto químico Material Efecto en el concreto
Ácidos
Acético Desintegra lentamente
Aguas ácidas Sólo erosionan superficie del mortero
Carbólico Desintegra lentamente
Húmico Desintegra lentamente
Hidroclórico Desintegra
Hidrofluórico Desintegra
Láctico Desintegra lentamente
Muriático Desintegra
Nítrico Desintegra
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Oxálico Ninguno
Fosfórico Ataca superficie lentamente
Sulfúrico Desintegra
Sulfuroso Desintegra
Tánico Desintegra lentamente
Sales y álcalis
(en solución)
Carbonatos de:
Amonio
Potasio
Sodio
Ninguno
Cloruros de:
Calcio
Potasio
Sodio
Estroncio
Ninguno, a menos que concreto se exponga a ciclos
de secado y mojado con la solución
Cloruros de:
Amonio
Cobre
Hierro
Magnesio
Mercurio
Zinc
Desintegra lentamente
Fluoruros Ninguno, excepto Fluoruro de Amonio
Hidróxidos de:
Amonio
Calcio
Potasio
Sodio
Ninguno
Nitratos de:
Calcio
Potasio
Sodio
Ninguno
Nitrato de Amonio Desintegra
Permanganato de Potasio Ninguno
Silicatos Ninguno
Sulfatos de:
Aluminio
Calcio
Cobalto
Cobre
Hierro
Manganeso
Ni
Níquel
Potasio
Sodio
Zinc
Desintegra. Sin embargo los productos de concreto
curados a vapor de alta presión son muy resistentes a
los sulfatos
Aceites de petróleo
Aceites pesados, menores a 35°Baume Ninguno
Aceites ligeros, mayores a 35°Baume
Bencina
Gasolina
Queroseno
Nafta
Gasolina de alto octanaje
Ninguno, pero requiere concretos muy impermeables
para evitar penetración
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Destilados de Alquitrán
Alizarina
Antraceno
Benzol
Parafina
Brea
Tolueno
Xileno
Ninguno
Creosota
Cresol
Fenol
Desintegra lentamente
Aceites Vegetales
Semilla de Algodón Ligera desintegración si es expuesto a aire
Colofonia
Almendra
Castor
Madera de China
Coco
Linaza
Oliva
Cacahuate
Semilla de amapola
Colza
Soya
Nogal
Desintegra superficie lentamente
Tupentina Ninguno con penetración considerable
Grasas y Ácidos Grasos
(origen animal)
Aceite de pescado Muchos aceites de pescado atacan lentamente
Aceite y manteca de cerdo
Cebo Desintegra lentamente
Misceláneos
Alcohol Ninguno
Agua de amonia (hidróxido de amonio) Ninguno
Bicarbonato de Sodio Ninguno
Cerveza Desintegración no progresiva
Solución de blanqueado En general ninguno
Ácido Bórico Ninguno
Enebro (sal) Ninguno en concreto impermeable
Suero de leche Igual que leche
Soda cáustica Ninguno en concreto de agregado calizo
Sidra Desintegra
Cenizas Alguna desintegración
Carbón Ninguno, excepto en pirita
Jarabe de maíz
Cianuro Desintegra lentamente
Formaldehídos Desintegra en solución acuosa
Jugos de fruta Poco efecto si son ácidos tartárico y citrico
Glucosa Desintegra lentamente
Glicerina Desintegra lentamente
Miel Ninguno
Lejía Ver “Soda cáustica”
Leche Ninguno si es leche fresca. Si es fermentada, el ácido
láctico atacará concreto
Melaza Si es parcialmente refinada ataca al concreto si no
está curado apropiadamente
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Salitre Ninguno
Sal de amonio Igual que Cloruro de Amonio
Azúcar Azúcar seca no tiene efecto. Soluciones de azúcar
atacan concreto
Licor de sulfito Desintegra lentamente
Fosfato Trisódico Ninguno
Vinagre Ver “Ácido Acético”
Suero El ácido láctico atacará concreto
3.3. Mecanismos de Corrosión en el Acero de Refuerzo
Un medio ácido provoca corrosión en los metales. La alcalinidad que es opuesta a la acidez, puede
proteger de la corrosión por los álcalis contenidos en el concreto. Cuando se dice que el concreto es
alcalino, significa que contiene poros microscópicos que contienen altas concentraciones de óxidos de
calcio, sodio y potasio solubles. Éstos forman hidróxidos, los cuales son muy alcalinos cuando hay
presencia de agua, creando una condición muy alcalina de pH de 12 a 13.
La condición alcalina conduce a la formación de una capa de pasivación, la cual es una película delgada,
densa e impermeable. Esta capa pasiva previene la corrosión del acero de refuerzo y está compuesta
probablemente en parte metálica óxido/hidróxido y parte mineral de cemento.
Desafortunadamente, este medio alcalino no siempre puede mantenerse, debido a dos condiciones que
pueden romper este equilibrio, siendo éstas la carbonatación y la contaminación con cloruros en el
concreto, que serán discutidos más adelante.
3.3.1. El Proceso de corrosión
Una vez despasivada la capa o película formada en la superficie del propio acero de refuerzo,
comenzarán a aparecer área de herrumbre (corrosión) sobre su superficie. Las reacciones químicas son
las mismas si la corrosión ocurre por ataque de cloruros o carbonatación, o ambos a la vez. Cuando el
acero en el concreto se corroe, este se disuelve en el poro acuoso y dona electrones:
Reacción anódica: Fe → Fe2+
+ 2e¯ 3.3
Estos dos electrones (2e¯) creados en la reacción anódica se deberán consumir en alguna parte sobre la
superficie del acero para conservar la neutralidad electrónica. Debe existir entonces otra reacción
química para consumir los electrones. Esta es una reacción que consume agua y oxígeno:
Reacción catódica: 2e¯ + H2O + ½O2 → 2OH¯ 3.4
Esto se muestra en la Fig. 3.6. Nótese que se están generando iones hidroxilo en la reacción catódica.
Estos iones aumentan la alcalinidad local, por lo que reforzarán la capa pasiva y alejarán los efectos de
carbonatación e iones cloruro en el cátodo. Se debe observar también que el agua y oxígeno son
necesarios en al cátodo para que la corrosión ocurra.
Las reacciones catódicas y anódicas son los pasos básicos de corrosión que genera herrumbe. Sin
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embargo este par de reacciones es crítico para la comprensión de la corrosión. Si el hierro solo se
disolviera en el medio poroso acuoso (ion ferroso en Ec. 3.3 es soluble), no se formaría agrietamiento o
delaminación del concreto, pero algunas etapas más ocurren para la formación de herrumbre, que se
puede expresar en varias formas y una de ellas se muestra aquí donde el hidróxido ferroso se vuelve
hidróxido férrico y después óxido férrico hidratado o herrumbe:
Fig. 3.6. Reacciones anódica, catódica, de oxidación
e hidratación en la corrosión del acero de refuerzo.
Fe2+
+ 2OH¯→ Fe(OH)2 (Hidróxido ferroso) 3.5
4Fe(OH)2 + O2 + 2H2O → 4Fe(OH)3 (Hidróxido férrico) 3.6
2Fe(OH)3 → Fe2O3·H2O + 2H2O (Óxido férrico hidratado, herrumbre) 3.7
El proceso completo de corrosión se muestra en la Fig. 2.6. El óxido férrico deshidratado, Fe2O3 tiene un
volumen aproximado del doble del volumen del acero que reemplaza. Cuando este se hidrata se expande
aún más y se vuelve poroso. Estos significa que el volumen se incrementa en la interface acero/concreto
de 6 a 10 veces como se ilustra en la Fig. 3.7.
Fig. 3.7. Volumen relativo del hierro y sus
óxidos.
Esto conlleva al agrietamiento o delaminación que se observa como la consecuencia usual de corrosión
del acero en estructuras cuyo óxido es de color rojo/marrón, quebradizo que se puede ver directamente
sobre la estructura (Fig. 3.8).
3.3.2. Herrumbe Negra
Existe una alternativa para la formación de la herrumbe normal roja/marrón descrito en las reacciones de
las Ecs. 3.5 a 3.7. Si el ánodo y el cátodo están lo suficientemente separados (por algunos cientos de
milímetros) y el ánodo está necesitado de oxígeno (por ejemplo en una condición saturada en agua), el
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hierro como Fe2+
estará en solución. Esto significa que no habrán fuerzas expansivas como en el caso
anterior para agrietar el concreto, y así la corrosión no podrá detectarse.
Fig. 3.8. Ilustración del acero de refuerzo corroído.
Este tipo de corrosión (conocida como herrumbe verde o negra, debido al color del líquido cuando se
expone al aire después del su escurrimiento se encuentra bajo condiciones saturadas. Es potencialmente
peligrosa cuando no hay indicación de agrietamiento o delaminación y el acero de refuerzo puede
debilitarse severamente antes de ser detectada la corrosión. Algunos ejemplos de varillas que son
atacadas de esta forma se muestran en la Fig. 3.9. Las manchas de corrosión en el concreto pueden ser
indicativo de este tipo de ataque.
Fig. 3.9. Varillas de refuerzo sujetas a bajas condiciones
de oxigeno. No existe crecimiento de óxido expansivo.
3.3.3. Picaduras, corrosión bacterial y corriente de Foucault
Formación de picaduras
La corrosión del acero en concreto generalmente comienza con la formación de picaduras. El incremento
en número de estas se expande y se unen unas a otras conllevando a la corrosión generalizada. La
formación de picaduras se muestra en la Fig. 3.10.
La química de las picaduras, puede decirse que es relativamente simple, especialmente donde hay
presencia de cloruros. En un punto propicio en la superficie del acero (por lo general en los huecos en la
pasta de cemento o una inclusión de sulfuros en el acero), la capa pasiva es más vulnerable al ataque,
existiendo una diferencia de potencial electroquímico que atrae iones cloruro. Entonces se inicia la
corrosión y se forman ácidos de sulfuro de hidrógeno de la inclusión MnS y HCl de los cloruros si ellos
están presentes. El hierro se disuelve (Ec. 3.3) el hierro en solución reacciona con agua:
Fe2+
+ H2O→ FeOH+ + H
+ 3.8
MnS + 2H+ → H2S + Mn
2+ 3.9
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Fig. 3.10. Modelo clásico de corrosión por picadura
en acero de refuerzo en concreto.
Cuando se forma una picadura, se puede acumular herrumbe sobre ésta, concentrando el ácido (H+) y
excluyendo oxígeno de tal forma que el hierro permanece en solución, previniendo la formación de la
capa protectora y por ende, acelerando la corrosión.
Corrosión bacterial
Algunas fuentes de bacterias contenidas en el suelo (thiobacilos) que convierten azufre y sulfuros a ácido
sulfúrico y así como también otras especies (ferrobacilos) que atacan los sulfuros en el acero (FeS)
generan corrosión en el acero de refuerzo. Esto se asocia por lo general al olor de sulfuro de hidrógeno
(huevo podrido) y a un picado de baja intensidad con herrumbre negra cuando las varillas se exponen a
condiciones saturadas de agua. En condiciones anaeróbicas, estas bacterias pueden contribuir también a
las picaduras del acero de refuerzo.
Corriente de Foucault
La Corriente de Foucault (Corriente parásita, Corriente Torbellino o Eddy en Inglés) es un fenómeno
eléctrico que se produce cuando un conductor atraviesa un campo magnético variable o viceversa. Este
movimiento relativo causa una circulación de electrones o corriente inducida dentro del conductor. Por
ejemplo, en un armado de acero de refuerzo a otro, la corriente puede viajar a éstos vía el medio poroso-
acuoso del concreto, donde un lado del refuerzo puede ser negativo (cátodo), no sufriendo éste
corrosión; el otro lado del armado, será positivo (cátodo) y se corroerá. La fuente de la Corriente de
Foucault puede ser externa tal como una corriente directa en las estaciones de transporte como tranvías
o trenes eléctricos. En comparativa de distintos niveles de corrosión inducida por Corriente de Foucault,
habría menos riesgo en exposiciones atmosféricas que en el subsuelo y menos riesgo en acero en el
medio del concreto sumergido que el acero directamente en el subsuelo, dado que el concreto tiene una
mayor resistencia eléctrica que el subsuelo.
3.3.4. Electroquímica, celdas y celdas medias
Una celda electroquímica es un dispositivo capaz de obtener energía eléctrica a partir de reacciones
químicas (o bien, de producir reacciones químicas a través de la introducción de energía eléctrica). Un
ejemplo común de celda electroquímica es la pila, que es una celda galvánica simple, mientras una
batería eléctrica consta de varias celdas conectadas en serie o paralelo.
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Las primeras dos reacciones discutidas fueron la anódica y la catódica para el acero en concreto. los
términos ánodo y cátodo viene de la electroquímica el cual es el estudio de la química en las celdas
eléctricas. La Fig. 3.11 es una celda básica de Daniell. Esta celda se compone de dos celdas medias:
cobre en sulfato de cobre y zinc en sulfato de zinc. El voltaje total en la celda se determina por los
metales utilizados y por la naturaleza y composición de sus soluciones acuosas. En cada celda media, se
disuelve el metal y se precipitan los iones: MMn+
+ne¯
Fig. 3.11. Celda de Daniell.
El cobre es más resistente a esta reacción que el zinc, así que cuando se conectan las dos soluciones
por una membrana semi-permeable y se conectan los dos metales por medio de un alambre, el zinc se
va convirtiendo en solución acuosa y el sulfato de cobre se deposita como cobre puro sobre el electrodo
de cobre. El voltaje de cualquier celda media puede registrarse contra un electrodo estándar de
hidrógeno (celda media o electrodo de referencia). La Tabla 3.3 muestra el electrodo estándar de
referencia o potenciales de celda media de interés para evaluar problemas de corrosión.
Tabla 3.3. Potenciales del electrodo estándar de referencia.
Zn→Zn2+
+ 2e¯ -0.76 V
Fe→Fe2+
+ 2e¯ -0.44 V
Cu→Cu2+
+ 2e¯ +0.34 V
Los potenciales del electrodo de referencia están en función de una concentración de solución acuosa,
así como el tipo de metal y la solución acuosa. Una solución acuosa más concentrada, por lo general es
más corrosiva que una diluida y así la corriente fluirá en una celda hecha de un mismo metal en dos
diferentes concentraciones de la misma solución acuosa.
Fig. 3.12. Esquema de la medición del potencial
del electrodo de referencia (celda media) del
acero en el concreto.
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Entonces, es posible estimar el riesgo de corrosión trabajando con un electrodo de referencia externo,
que se puede mover a lo largo de la superficie de la estructura, con el acero de refuerzo en el concreto
que tiene las áreas anódicas (en proceso de corrosión) y áreas catódicas (pasivas). Como se puede
observar en la Fig. 3.13, colocando el electrodo de referencia sobre la superficie del concreto y
conectando el otro extremo en la varilla del concreto se tiene un circuito similar al de Daniell (Fig. 3.11).
La diferencia de potencial eléctrico será una función del hierro y su medio poroso-acuoso.
3.3.5. Causas y mecanismos de corrosión
3.3.5.1. Carbonatación del concreto
Introducción
En ambientes húmedos, el dióxido de carbono presente en la atmósfera forma una solución acuosa ácida
que puede reaccionar con la pasta de cemento hidratado y tiende a neutralizar la alcalinidad del concreto.
Este proceso se le conoce como carbonatación (Fig. 3.13). Además, otros gases presentes en la
atmósfera como el SO2, puede neutralizar la alcalinidad del concreto, pero su efecto se limita
normalmente sólo en la superficie del material.
Los constituyentes alcalinos del concreto están presentes en los poros líquidos (principalmente como
hidróxidos de sodio y potasio), pero también en los productos de hidratación sólidos, Ca(OH)2 o C-S-H. El
Hidróxido de Calcio, es el hidrato en la pasta de cemento más rápidamente con el CO2. Esta reacción
toma lugar en la solución acuosa y se puede escribir matemáticamente como:
OHCaCOCa(OH)CO 23NaOHO,H
222 3.10
Fig. 3.13. Ejemplo de carbonatación en el concreto
y su efecto sobre el acero de refuerzo.
Esta es la reacción de más interés, especialmente para el concreto hecho a base de cemento Portland.
La carbonatación no causa ningún daño al propio concreto, aunque sólo causa contracción en el
concreto. Ciertamente, en el caso de concretos de cemento portland, se puede reducir la porosidad y así
incrementar la resistencia. Sin embargo, la carbonatación tiene efectos importantes sobre la corrosión del
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acero en el concreto. La primera consecuencia, es que el pH de la solución de poro cae de sus valores
normales de 13 o 14 a valores cercanos al valor neutro. Si no hay presencia de cloruros en el concreto
inicialmente, la solución de poro en la carbonatación estará compuesta de casi pura agua. Esto significa
que el acero de refuerzo en concreto carbonatado húmedo, se corroe como si estuviese en contacto con
agua. Una segunda consecuencia de carbonatación, es que los cloruros ligados en la forma de Hidratos
de Calcio Cloro Aluminatos y otros ligados a otras fases pueden liberarse, haciendo a la solución de poro
más agresiva aún.
Penetración de la carbonatación
La reacción por carbonatación comienza en la superficie externa y penetra dentro de concreto
produciendo un frente de bajo pH. La medición de la carbonatación se lleva a cabo normalmente
esprayando una solución alcohólica de fenolftaleína sobre la el plano recién expuesto a la atmósfera. Las
áreas donde el pH es mayor que 9 toma el color rosado característico de la fenolftaleína en un ambiente
básico, mientras el color de áreas carbonatadas permanece sin cambio.
El índice de carbonatación disminuye con el tiempo, dado que el CO2 tiene que difundirse a través de los
poros de la ya carbonatada zona. La penetración, d de carbonatación en función del tiempo se puede
describir por:
1/nktd 3.11
Donde, d es la profundidad de carbonatación en mm y t es el tiempo en años. Por lo general, el
exponente n es igual a 2 y por lo tanto, se puede considerar una tendencia parabólica:
tkktd 1/2 3.12
El coeficiente de carbonatación, k (mm/y1/2
), se puede asumir como una medida del índice de penetración
de la carbonatación para un concreto y ambiente dados. En concretos densos y/o húmedos, sin embargo,
el índice de la reducción de la carbonatación respecto al tiempo es alto que el descrito por la fórmula
parabólica, de tal forma que n > 2. En concretos muy compactos, el índice de carbonatación tiende a ser
depreciable después de cierto tiempo.
Factores que afectan el índice de carbonatación
El índice de carbonatación depende de los factores medioambientales (humedad, temperatura,
concentración de CO2) y factores relacionados con el concreto (alcalinidad y permeabilidad).
Humedad. El índice de carbonatación varía con la humedad del concreto por dos razones: la difusión del
CO2 con el concreto, dado por los poros aireados, pero muy bajo con aquellos saturados de agua (la
difusión del CO2 en agua es cuatro veces más bajo que en aire). El índice de difusión del CO2 en
consecuencia disminuye en un incremento de la humedad del concreto hasta volverse cero en concreto
saturado en agua. Bajo condiciones de equilibrio, en un medioambiente de humedad relativa constante,
el índice de carbonatación puede relacionarse con la humedad del medio ambiente como se muestra en
la Fig. 3.14.
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Concentración de CO2. La concentración del dióxido de carbono en la atmósfera puede variar del 0.03%
en zonas rurales a más de 0.1% en zonas urbanas. Concentraciones más altas se pueden alcanzar en
condiciones específicas como túneles carreteros.
Temperatura. Bajo condiciones ambientales constantes como la humedad, que es el parámetro más
importante, un incremento en la temperatura aumentará el índice de carbonatación.
Fig. 3.14. Representación esquemática del
índice de carbonatación del concreto.
Composición del cemento. La permeabilidad del concreto tiene una gran influencia en la difusión del
dióxido de carbono y en consecuencia en el índice de carbonatación. Valores bajos de la relación
agua/cemento, w/c disminuirán la porosidad capilar del cemento hidratado, reduciendo la penetración de
carbonatación. El tipo de cemento también influencia el índice de carbonatación. Ciertamente, la
capacidad del concreto para atrapar CO2 es proporcional a la alcalinidad de la pasta de cemento. En
cementos Portland, cerca del 64% de la masa del cemento, está compuesta de CaO y cerca de 0.5 a
1.5% de Na2O y K2O. Si sólo se considera el CaO, óxido de calcio, la cantidad de CO2 (Masa molar=44
gr/mol) que puede reaccionar con el concreto conteniendo 300 kg/m3 de cemento que se supone de 64%
de CaO (Masa molar=56gr/mol) sería de: 300×64×(44/56)=150 kg/m3. Para otros tipos de cementos,
como los de escoria de alto horno, el porcentaje de CaO es de 44%. Para cementos de mezcla mixta, la
cantidad de CaO puede ser entre estos dos valores.
Aplicación de la ecuación parabólica
Aunque existen otros modelos para predecir la carbonatación, estos incluyen otras constantes empíricas
cuya evaluación se hace difícil en la práctica, procesos no estacionarios de difusión, ciclos de humedad-
secado, cantidad de CO2 en la atmosfera, etc. La Ec. 3.3 descrita anteriormente puede utilizarse para
ilustrar algunos ejercicios.
La profundidad de carbonatación, puede calcularse con la siguiente ecuación ya antes descrita.
tkktd 1/2 3.13
Donde la penetración, d está en mm y T en años. El valor del índice de carbonatación, k puede estimarse
como sigue:
41
D0.126f'
172k
c
3.14
Donde f’c es la resistencia a compresión en N/mm2 del cilindro estándar a compresión. La Ec. 3.14 es
válida para una humedad relativa, HR de 50%. Si la HR es diferente del 50%, k debe multiplicarse por el
factor de profundidad relativa de carbonatación, D, que es menor a 1.0 dependiendo de la humedad (Fig.
3.15).
Fig. 3.15. Profundidad relativa de carbonatación
en función de la humedad relativa.
Si la profundidad de carbonatación, d y el recubrimiento, r se miden in situ, se puede predecir el tiempo
hasta el inicio de la corrosión, T1.
Despejando k de la Ec. 1.3 e incluyendo D de la Ec. 3.4:
tD
dk 3.15
Igualando d=r y t=t1 en la Ec. 3.3 y sustituyendo k de la Ec. 3.15:
11 ttD
dr;tkr , despejando t1:
td
Drt
2
1
3.16
Ejemplo de cálculo de profundidad de carbonatación
Determine la profundidad de carbonatación, d, para un concreto de una estructura con t=25 años de
edad, de resistencia a compresión, f’c=20 N/mm2, expuesta permanentemente a una humedad relativa,
RH=60%.
Solución
Cálculo del índice de carbonatación
D≈0.95 En la gráfica de la Fig. 3.15 para una HR=60%, el valor de
42
D≈0.95.
6.780.950.12620
172D0.126
f'
172k
c
k se calcula con la Ec. 3.14.
mm34256.78tkd La profundidad d, será de 34 mm.
Ejemplo de cálculo de predicción del tiempo de carbonatación
En una sección de concreto, se han medido una profundidad de carbonatación, d=25 mm, con un
recubrimiento de las varillas en la sección, r=35 mm con una edad de la estructura de t=20 años.
Determine el tiempo de inicio de la corrosión, t1.
Solución
Cálculo del tiempo de inicio de la corrosión por carbonatación
años 39.22025
351t
d
Drt
22
1
t1 se calcula con la Ec. 3.15.
Índice de corrosión
Una vez que el frente de carbonatación ha alcanzado el refuerzo, el acero se despasiva y la corrosión
puede ocurrir si hay presencia de oxígeno y agua. Si no se toman en cuenta las condiciones de
saturación de humedad completa y permanente, con una suficiente cantidad de oxígeno, el proceso de
corrosión puede alcanzar la superficie del acero. En este caso, el índice de corrosión está gobernado por
la resistividad del concreto (la corrosión estará bajo control óhmico). La Fig. 3.16 muestra la relación
típica entre índice de corrosión del acero y la resistividad eléctrica del concreto carbonatado.
Fig. 3.16. Representación esquemática del índice de corrosión en concreto
carbonatado en función de la resistividad del concreto.
43
El contenido de humedad es el factor principal en determinar la resistividad del concreto carbonatado. De
importancia menor, aún para una humedad relativa de 60 a 90 % es la microestructura del concreto y los
factores que lo determinan (tipo de cemento, w/c, curado, etc.).
En un concreto de alta calidad, el índice de corrosión es despreciable para una HR menor a 80%, el
tiempo de humedecimiento (definido como la fracción de tiempo en el que la HR es mayor que 80%)
puede introducirse para evaluar la penetración de ataque, (p) en el tiempo, t. entonces se asume que la
corrosión se propaga sólo cuando el concreto está húmedo (HR>80%). También se observa que el índice
de corrosión tiende a disminuir con el tiempo. De hecho, los productos de corrosión, aunque no son
capaces de pasivar el refuerzo, sí pueden reducir el índice de corrosión.
La Fig. 3.17 muestra el índice de corrosión en concreto carbonatado en función de la HR del medio
ambiente. Puede notarse que los índices máximos de corrosión del orden de 100 a 200 μm/año serán
alcanzados solamente por un medio ambiente húmedo con HR cercana al 100%. Por otro lado, para
otras condiciones típicas de exposición atmosférica (RH=70 a 80%), los valores máximos están entre 5 y
50 μm/año (5 a 50 mA/m2).
Fig. 3.17. Valores máximos y mínimos para el índice de corrosión
en concreto carbonatado en función de la humedad relativa, HR.
De los valores mostrados, es evidente que el índice de corrosión se puede considerar despreciable a
menos que la HR sea alta o la duración o frecuencia de periodos de condensación de agua sobre la
superficie del concreto pueda causar variaciones en el contenido de humedad a cierto recubrimiento del
refuerzo. Debe señalarse que si por alguna razón el agua penetra (en forma de infiltración o chorreadura)
el índice de corrosión no será despreciable.
Una comparación entre la Fig. 3.14 y Fig. 3.17 muestra que cuando el índice de carbonatación es
máximo, el índice de corrosión es modesto y viceversa. Por esta razón, las perores situaciones son
aquellas que se caracterizan por alternancia de grandes periodos de baja y alta humedad. Depende del
clima si se presentan prolongados periodos de secado y periodos húmedos. En climas costeros del norte
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de Europa los periodos de secado típicamente son tan cortos como de una semana de duración. En el
sur de Europa ocurren temporadas importantes de secado (verano) y periodos largos de humedad
(invierno). Este último clima es más probable cause daño por corrosión debido a la carbonatación
respecto a estructuras expuestas a la atmósfera. Otro ejemplo puede ser tipos específicos de estructuras,
por ejemplo en los túneles donde se exponen a periodos de secado y humedad por condensación.
Concreto carbonatado y contaminado de cloruros
Esta situación es mucho más crítica que la situación de carbonatación sola, si existen cloruros en el
concreto, aún en pequeñas cantidades, que por ellos mismos no ocasionarían corrosión.
La presencia de una pequeña cantidad de cloruros en concreto, puede deberse al uso de las materias
primas, como el agregado o agua pueden contener estos iones o por penetración de cloruros desde el
medio externo, como agua de mar o sales de deshielo.
La Fig. 3.18 muestra el índice de corrosión del acero en morteros artificialmente carbonatados en
ausencia y presencia de cloruros. Se puede ver claramente que el índice de corrosión será despreciable
sólo si las condiciones de la HR de 75, 60 y aún 40% cuando el contenido de cloruros se incrementa de 0
a 1% en masa de cemento.
Fig. 3.18. Relación entre HR e índice de corrosión en
morteros carbonatados con y sin cloruros.
3.3.5.2. Ataque al Refuerzo por cloruros
La contaminación por cloruros en el concreto es una de las causas frecuentes de corrosión en el acero de
refuerzo del concreto.
Fuentes de ingreso a cloruros
Los cloruros pueden provenir de dos principales fuentes:
Desde la fabricación del concreto. Pudiendo ser una adición deliberada de aditivos acelerantes para
mejorar las propiedades del concreto, el uso de agua de mar en el mezclado y agregados
contaminados. Las principales instituciones internacionales de regulación en materia del concreto,
(ACI, EN, DIN, etc.) permiten contenidos de cloruros de 0.2 hasta 0.4 % iones de cloruro en masa de
45
cementante para elementos reforzados y 0.1 a 0.2 % de iones de cloruro en masa de cementante
para elementos presforzados.
Por difusión. Esto es los cloruros se pueden difundir por humedecimiento por espray salino o por
exposición directa al agua de mar y sales de deshielo usadas en las estructuras para control de
nieve.
Por el contacto con químicos. Esto es el uso de estructuras para almacenamiento de sales, tanques
de salmuera, acuarios, etc.
Corrosión por picaduras
El mecanismo de las picaduras fue mencionado anteriormente. El contacto con cloruros conlleva al
deterioro de la película de la capa pasiva del refuerzo en el concreto alcalino. Las áreas no protegidas por
la capa pasiva actúan como ánodos (zonas activas) respecto a áreas aún pasivas donde la reacción
catódica de la reducción de oxígeno toma lugar. Si se alcanzan altos niveles de cloruros en la superficie
del acero de refuerzo, el ataque puede involucrar áreas más grandes y la morfología de las picaduras
puede ser menos evidente, pero el mecanismo será el mismo. Como se muestra en la pasada Fig. 5, una
vez iniciada la corrosión, se producirá un medio muy agresivo dentro de las picaduras. De hecho, la
corriente eléctrica que fluye de las áreas anódicas a las catódicas incrementarán el contenidos de
cloruros. Por el contrario, la corriente eléctrica reforzará la capa pasiva, dado que ésta tiende a eliminar
los cloruros produciendo alcalinidad. En consecuencia, el comportamiento anódico y catódico se habrá de
estabilizar y la corrosión se acelerará (mecanismo autocatalítico de picaduras) y se pueden alcanzar
niveles tan altos de corrosión hasta de 1 mm/año.
Inicio de la corrosión
El inicio de la corrosión por picaduras toma lugar cuando el contenido de cloruros en la superficie del
refuerzo alcanza el contenido crítico de cloruros. Se requiere de cierto tiempo para que el deterioro de la
capa pasiva y la formación de la primera picadura. Desde el punto de vista práctico el tiempo de inicio
puede considerarse como el tiempo cuando el refuerzo en el concreto, conteniendo contiene una
cantidad sustancial de humedad y oxígeno caracterizado por un índice sustancial de corrosión de hasta 2
mA/m2.
Cuando los cloruros son por difusión de una fuente externa, el tiempo de inicio de la corrosión dependerá
del índice de penetración de los iones cloruro a través del recubrimiento del concreto. El conocimiento del
contenido crítico de cloruros y la cinética de penetración es esencial para la evaluación del tiempo de
inicio de corrosión por cloruros.
Contenido crítico de cloruros
El contenido crítico de cloruros para el inicio de corrosión por picaduras depende de numerosos factores,
siendo algunos de estos el pH del concreto, concentración de iones hidroxilo en la solución acuosa de los
poros, el potencial del acero y la presencia de poros en la interface acero/concreto. La concentración de
iones hidroxilo depende del tipo de cemento y adiciones. Un segundo factor que tiene influencia
importante en el contenido crítico de cloruros es el potencial electroquímico del acero que se puede
relacionar con mucha probabilidad a la disponibilidad del contenido de oxígeno combinado con humedad
en el concreto sobre la superficie del acero de refuerzo.
El contenido crítico de cloruros se ha encontrado es dependiente de la presencia de poros macroscópicos
en el acero cerca de la superficie del concreto.
46
Se pueden mencionar algunos otros factores tales como la temperatura, la composición del cemento, la
composición o rugosidad de la superficie del acero o la polarización con la corriente anódica y catódica
puede afectar el contenido crítico de cloruros.
Cloruros disueltos y cloruros unidos a los constituyentes del cemento
El contenido de cloruros en el concreto y su contenido crítico se puede expresar en varias formas, unas
de estas refiriéndose como concentración de cloruros en la solución acuosa de poro (cloruros libres) o el
contenido total de cloruros en el concreto (incluyendo cloruros vinculados a los constituyentes del
cemento). Se cree por lo general que sólo los iones de cloruro disueltos (libres) en la solución acuosa de
poro pueden generar la corrosión por picaduras, mientras que aquellos químicamente unidos a los
constituyentes del cemento, tal como aquellos absorbidos por el C-S-H no lo hacen. En la práctica, dado
que el contenido total de cloruros puede estimarse mucho más fácil que la concentración de cloruros
libres, el contenido crítico de cloruros puede expresarse como el contenido crítico total de cloruros. Este
valor crítico se expresa por lo general en porcentaje de cloruros respecto a la masa del cemento.
Penetración de cloruros
El ingreso de cloruros desde el medio ambiente externo produce un perfil dentro del concreto
caracterizado por un alto contenido de cloruros cerca de la superficie y disminuyendo con la profundidad.
La experiencia tomada de estructuras marinas y carreteras expuestas a sales de cloruros muestran que
en general, estos perfiles se pueden aproximar por medio de la relación obtenida de la segunda ley de
Fick.
Donde
C=Contenido de cloruros en función de x, que es la distancia desde la superficie y t, el tiempo
Cs=Contenido de cloruros en la superficie
D=Coeficiente de difusión
ferror=Función de error complementaria de Gauss, donde:
dteπ
2(z)f
2tz
0error
3.18
La función de error del valor z o viceversa se pueden encontrar en tabulaciones, como la mostrada en
Tabla 3.4.
La Ec. 3.17 refleja raramente la realidad. Sólo en concretos completa y permanentemente saturados de
agua, pueden los cloruros penetrar por difusión. Esto es debido en parte a que existen otros medios de
transporte como la succión capilar de cloruros, el secado y mojado, que hace que la evaporación de agua
enriquezca el contenido de iones de cloruro, así como los enlaces químicos del cloruro con los
constituyentes del cemento que alteran la concentración de los iones cloruro en la solución acuosa de
poro. Sin embargo, la experiencia muestra que aún en estos casos los perfiles de cloruros pueden
matemáticamente modelarse con muy buena aproximación utilizando una Ec. idéntica a la Ec. 3.6. En
esta Ec. el contenido total de cloruros incluye cloruros enlazados químicamente:
Dt2
xf1
C
t)C(x,error
s
3.17
47
Donde
Cx=Contenido total de cloruros (% en masa de cemento o concreto) en la profundidad, x en m en un
tiempo, t en seg.
Cs=Contenido total de cloruros en la superficie, s del elemento (% en masa de cemento o concreto).
Dap=Coeficiente de difusión aparente para el cloruro en m2/seg.
El coeficiente de difusión aparente, Dap y el contenido de cloruros superficial, Cs, se calculan ajustando
los datos experimentales en la Ec. 3.19 y por lo general se usa para describir los perfiles medidos en
estructuras reales. Entre menor sea Dap mayor la resistencia a la penetración de cloruros. Dap obtenido de
estructuras reales también depende de otros factores como las condiciones de exposición y tiempo de
exposición, por lo que resultados en pruebas de laboratorio en cortos plazo no pueden aplicarse a otras
condiciones de exposición. Además, la Ec. 3.19 es aplicable también al desempeño a largo plazo de
estructuras expuestas a entornos de cloruros, durante la etapa de diseño o la evaluación durante la vida
tD2
xf1CC
ap
errorsx 3.19
Tabla 3.4. Valores de la función de error de Gauss (Ec. 3.18).
z Dígitos en centésimas de z
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
0.0 0.00000 0.01128 0.02256 0.03384 0.04511 0.05637 0.06762 0.07886 0.09008 0.10128
0.1 0.11246 0.12362 0.13476 0.14587 0.15695 0.16800 0.17901 0.18999 0.20094 0.21184
0.2 0.22270 0.23352 0.24430 0.25502 0.26570 0.27633 0.28690 0.29742 0.30788 0.31828
0.3 0.32863 0.33891 0.34913 0.35928 0.36936 0.37938 0.38933 0.39921 0.40901 0.41874
0.4 0.42839 0.43797 0.44747 0.45689 0.46623 0.47548 0.48466 0.49375 0.50275 0.51167
0.5 0.52050 0.52924 0.53790 0.54646 0.55494 0.56332 0.57162 0.57982 0.58792 0.59594
0.6 0.60386 0.61168 0.61941 0.62705 0.63459 0.64203 0.64938 0.65663 0.66378 0.67084
0.7 0.67780 0.68467 0.69143 0.69810 0.70468 0.71116 0.71754 0.72382 0.73001 0.73610
0.8 0.74210 0.74800 0.75381 0.75952 0.76514 0.77067 0.77610 0.78144 0.78669 0.79184
0.9 0.79691 0.80188 0.80677 0.81156 0.81627 0.82089 0.82542 0.82987 0.83423 0.83851
1.0 0.84270 0.84681 0.85084 0.85478 0.85865 0.86244 0.86614 0.86977 0.87333 0.87680
1.1 0.88021 0.88353 0.88679 0.88997 0.89308 0.89612 0.89910 0.90200 0.90484 0.90761
1.2 0.91031 0.91296 0.91553 0.91805 0.92051 0.92290 0.92524 0.92751 0.92973 0.93190
1.3 0.93401 0.93606 0.93807 0.94002 0.94191 0.94376 0.94556 0.94731 0.94902 0.95067
1.4 0.95229 0.95385 0.95538 0.95686 0.95830 0.95970 0.96105 0.96237 0.96365 0.96490
1.5 0.96611 0.96728 0.96841 0.96952 0.97059 0.97162 0.97263 0.97360 0.97455 0.97546
1.6 0.97635 0.97721 0.97804 0.97884 0.97962 0.98038 0.98110 0.98181 0.98249 0.98315
1.7 0.98379 0.98441 0.98500 0.98558 0.98613 0.98667 0.98719 0.98769 0.98817 0.98864
1.8 0.98909 0.98952 0.98994 0.99035 0.99074 0.99111 0.99147 0.99182 0.99216 0.99248
1.9 0.99279 0.99309 0.99338 0.99366 0.99392 0.99418 0.99443 0.99466 0.99489 0.99511
2.0 0.99532 0.99552 0.99572 0.99591 0.99609 0.99626 0.99642 0.99658 0.99673 0.99688
2.1 0.99702 0.99715 0.99728 0.99741 0.99753 0.99764 0.99775 0.99785 0.99795 0.99805
2.2 0.99814 0.99822 0.99831 0.99839 0.99846 0.99854 0.99861 0.99867 0.99874 0.99880
2.3 0.99886 0.99891 0.99897 0.99902 0.99906 0.99911 0.99915 0.99920 0.99924 0.99928
2.4 0.99931 0.99935 0.99938 0.99941 0.99944 0.99947 0.99950 0.99952 0.99955 0.99957
2.5 0.99959 0.99961 0.99963 0.99965 0.99967 0.99969 0.99971 0.99972 0.99974 0.99975
2.6 0.99976 0.99978 0.99979 0.99980 0.99981 0.99982 0.99983 0.99984 0.99985 0.99986
2.7 0.99987 0.99987 0.99988 0.99989 0.99989 0.99990 0.99991 0.99991 0.99992 0.99992
2.8 0.99992 0.99993 0.99993 0.99994 0.99994 0.99994 0.99995 0.99995 0.99995 0.99996
2.9 0.99996 0.99996 0.99996 0.99997 0.99997 0.99997 0.99997 0.99997 0.99997 0.99998
3.0 0.99998 0.99998 0.99998 0.99998 0.99998 0.99998 0.99998 0.99999 0.99999 0.99999
48
residual de la estructura. En principio, Dap y Cs son conocidas y consideradas constantes con el tiempo y
puede ser posible el evaluar la evolución en el tiempo con el perfil de cloruros y entonces estimar el
tiempo, t en el cual, un contenido crítico de cloruros es alcanzado y se inicie la corrosión. Como ejemplo,
la Fig. 3.19 muestra un ejemplo de curvas de perfiles de cloruros calculados con la Ec. 3.19.
Fig. 3.19. Ejemplos de
perfiles de difusión para
cloruros Cx en concreto para
diferentes valores de Dap con
Cs=5% y t=10 años.
La Fig. 3.20 muestra los tiempos de inicio que se pueden estimar como función de la profundidad, x
cuando se asume un límite crítico de cloruros de 1% por masa de cemento.
Fig. 3.20. Ejemplos tiempos de
inicio, t de corrosión en
función de x, Dap asumiendo
Cs=5% y Cx=1%.
Aunque este criterio para la evaluación del inicio de corrosión es simple, se debe señalar que la fiabilidad
depende fuertemente de aquella confiabilidad de los parámetros usados, no sólo Dap y Cs, sino también
del contenido crítico de cloruros como se discutió anteriormente. Dap y Cs en general no se pueden asumir
como constantes en estructuras reales, donde los enlaces químicos del cloruro y procesos diferentes a la
difusión tienen lugar.
49
Contenido de cloruros en la superficie (Cs)
Algunos estudios del análisis de perfiles en estructuras reales muestran que el contenido de cloruros en
la superficie es diferente en muchas de estas, además de su variación en el tiempo. Para estructuras
expuestas a ambiente marino algunos procesos de transporte pueden interactuar como absorción capilar
y difusión dependiendo de la posición respecto al nivel medio del agua, altura de olas, ciclos de mareas,
etc. (Fig. 3.21).
Fig. 3.21. Las diferentes zonas de una estructura
marina, en relación a la penetración de cloruros y
corrosión.
Además, de que los ciclos de mojado y secado pueden causar acumulación de cloruros, las exposiciones
de viento y precipitación, pueden lavar los cloruros previamente absorbidos. Muchos de estos factores
dependen de la composición del cemento (tipo, enlaces de cloruros, absorción, permeabilidad, etc.). La
penetración de cloruros es una función compleja de posición, ambiente y concreto. Como ejemplo, en la
Fig. 3.22 se muestran los contornos e penetración de cloruros.
Fig. 3.22. Ejemplo de contornos
de penetración de cloruros en
una estructura marina.
En la Fig. 3.22, puede verse que los contenidos más altos de cloruros ocurren en los niveles más altos
donde el efecto de la acumulación por el secado será importante. En puntos un poco más bajos el
50
concreto es más húmedo y el transporte hacia los puntos interiores será mayor y en consecuencia la
penetración será a mayor profundidad. En la parte sumergida, no existe la acumulación debido a la
ausencia del secado y mojado. Aquí el equilibrio entre los cloruros enlazados y libres gobierna su
contenido total.
Por lo tanto, el contenido de Cs dependerá de la composición del concreto, la posición de la estructura, la
orientación de su superficie y el medio ambiente, la concentración de los cloruros y las condiciones
generales de exposición respecto a los vientos y lluvia dominantes. Los valores más altos de Cs se
encuentran en la zona de chapoteo, donde la evaporación de agua conlleva a un incremento de cloruros
en la superficie del concreto.
Ejemplo de cálculo de contenido de cloruros
Determine el contenido de cloruros, Cx, en un espesor, x=30 mm (0.03 m) de una estructura de concreto
que tiene en su superficie un contenido de cloruros, Cs=5% (0.05), esperado para un tiempo de 10 años
(1 año=31,536,000 seg), considerando que el coeficiente de difusión aparente, Dap= 1×10-11
m2/seg.
Solución
Cálculo de la ferror
x=0.03 m
Dap=1×10-13
m2/seg
t=10(31,536,000 seg)=315,360,000 seg
811-error
ap
error
103.15361012
0.03f
tD2
xf ferror(0.27)=0.29742
El valor de 0.89 se busca en la
Tabla 3.4, obteniéndose un valor
de 0.29742
Cálculo de Cx
Cs=0.05
0.0350.2974210.05tD2
xf1CC
ap
errorsx
=3.5%
El valor de Cx se calcula según
la Ec. 3.19.
El valor resultante de Cx, puede
compararse con el valor de la
Fig. 2.19 y será igual.
Índice de corrosión
En estructuras expuestas a la atmósfera, el índice de corrosión puede variar de algunas décimas hasta la
unidad de μm/año, cuando la humedad relativa va del 70 al 95% y el contenido de cloruros se incrementa
a valores < de 1% en contenido de cemento. En cualquier caso, este límite está a humedades relativas
menores que aquel que hace la corrosión inducida por carbonatación despreciable. En la presencia de
altos contenidos de cloruros, sobre todo con sales higroscópicas como cloruro de calcio o cloruro de
magnesio aún con humedades relativas del 50% el índice de corrosión puede ser de hasta 2 μm/año. La
influencia de la temperatura y humedad afectan el índice de corrosión por la influencia de reacciones
electroquímicas en la interface acero/concreto y por la influencia del transporte de iones entre los ánodos
y cátodos.
Sólo en estructuras completa y permanentemente sumergidas en agua, aún si se satisfacen las
condiciones para el inicio de corrosión, la falta de oxígeno mantendrá el índice de corrosión tan bajo que
el ataque por corrosión será despreciable aún en largos periodos.
51
Agrietamiento por Corrosión por hidrogenación
Las fallas en el acero de presfuerzo por corrosión están relacionadas a estructuras presforzadas
(edificios, puentes, líneas de conducción, tanques de almacenamiento, etc), anclajes en roca o suelo y
tendones expuestos a la atmósfera. Respecto a esto, se puede decir que estas fallas pueden ocurrir
solamente por agrietamiento debido a esfuerzos por corrosión en conjunto con algunos defectos en el
acero. Sin embargo, el número de fallas de este tipo es muy bajo comparado con el número de
estructuras presforzadas que existen, pero sus consecuencias son bastante serias. Este tipo de
agrietamiento por hidrogenación puede afectar sobre todo a aceros de alta resistencia usados en
concreto presforzado y no afecta a acero con resistencias a la tensión menores de los 700 a 900 MPa.
La corrosión del acero de presfuerzo no sólo se podrá relacionar con la corrosión inducida por hidrógeno,
sino que también a la muy usual penetración por cloruros o carbonatación.
Agrietamiento por esfuerzo por corrosión
Los metales, bajo unas condiciones específicas ambientales, metalúrgicas y de carga pueden sufrir el
fenómeno de corrosión que conlleva al inicio y propagación de grietas, que pueden generar una falla
catastrófica. Este fenómeno se le conoce como agrietamiento por esfuerzo de corrosión (AEC). Bajo
ciertas condiciones las grietas se propagan debido a la disolución de sus puntas de grieta por la reacción
anódica y se le conoce como agrietamiento por esfuerzo de corrosión anódica. En otras condiciones, las
grietas se propagan debido a que el hidrógeno producido por la reacción catódica penetra la estructura
del metal y se acumula cerca de la punta de grieta.
Agrietamiento por esfuerzo por corrosión por Hidrogenación
El acero de alta resistencia utilizado en presfuerzo puede estar sujeto a agrietamiento causado por
hidrogenación producida en su superficie. Este tipo de fallas corresponde a una familia de fenómenos
conocidos como agrietamiento por esfuerzo de corrosión por hidrogenación. Las condiciones necesarias
para este agrietamiento son un material sensible, un esfuerzo a tensión y un medio que produzca
hidrogenación sobre la superficie del acero. La evolución de la hidrogenación sobre la superficie del
acero puede provocar tanto el inicio y propagación de grietas comenzando desde la superficie del metal,
especialmente en hendiduras o ataques por corrosión localizados. Aún en ausencia de defectos sobre la
superficie la hidrogenación puede penetrar el acero y acumularse en las áreas sujetas al esfuerzo por
tensión más alto, conduciendo a la falla comenzando por alguno de estos puntos. Este tipo de ataque no
requiere ningún medio específico para desarrollarse, puesto que sólo necesita un medio neutral o ácido.
Inicio de agrietamiento
El inicio de agrietamiento es promovido por corrosión y particularmente por ataque de picaduras o
hendiduras aún en profundidades cortas que pueden causar las condiciones locales de acidez y así el
desarrollo de la hidrogenación. La duración de esta etapa depende de las características del acero
(acabado superficial, pH del entorno, etc.) y el tiempo necesario para iniciar el ataque por picaduras o
hendiduras, que no dependerán del esfuerzo aplicado en el acero. La duración de esta etapa puede ser
cero si:
El hidrógeno está ya presente en el metal, por ejemplo que el acero haya sido ya tratado con un
galvanizado o esté ya precorroido en el lugar de construcción.
El hidrógeno se haya producido en la superficie del acero por corrientes de Foucault, protección
catódica o macroceldas).
El acero tenga defectos sobre la superficie.
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Si el acero es pasivo y su entorno es un concreto libre de carbonatación y cloruros, esta etapa no se lleva
a cabo y en consecuencia las demás de estas tampoco. Por el contrario, si el medio esta carbonatado y
contaminado con cloruros esta se lleva a cabo.
Propagación de grietas
Una vez iniciada la grieta en el acero, el hidrogeno se concentra en las zonas donde el esfuerzo a tensión
es alto. Específicamente, el contenido de hidrógeno se incrementa donde están presentes defectos o
hendiduras de la superficie del acero, haciendo al metal en esa zona frágil dado que los átomos de
hidrógeno dificultan el movimiento de dislocación en el metal. Cuando la cantidad de hidrógeno y el
esfuerzo a tensión son altos se produce una microfractura. Esto se llama propagación subcrítica. Este
índice puede variar de valores cercanos a cero hasta valores de pocos mm/año
Para estudiar la propagación de grietas, debido a AEC, se puede considerar el parámetro llamado factor
de intensidad de esfuerzo, KI:
Donde:
β=Factor que varía de entre 0.5 y 2.0 de acuerdo a la geometría de la varilla y a la grieta
σ=Esfuerzo nominal
w=Tamaño de la grieta sobre la superficie del material
El índice de propagación de la grieta se determina por KI. Si KI está por debajo del valor del factor de
intensidad de esfuerzo crítico KISCC la grieta no se propaga debido al esfuerzo por corrosión. Para valores
de KI > KISCC la grieta se propaga a un índice que se incrementa cuando el tamaño de la grieta se
incrementa. KISCC depende de algunos factores metalúrgicos (éste por lo general disminuye cuando la
resistencia del acero se incrementa) y en factores ambientales (medios alcalinos y en ausencia de
cloruros).
El índice de la propagación de la grieta disminuye cuando KI disminuye. Si Kl es menor que KISCC, la
grieta no se propaga aún ya haya iniciado. Cuando el tamaño de la grieta se incrementa debido a la
propagación, Kl puede alcanzar la tenacidad de fractura del material y se lleva a cabo una rápida
propagación y producir una fractura frágil. De la Ec. 1.8, el tamaño crítico de la grieta, w se puede
calcular como:
Para un material de una tenacidad de fractura dada (KIC) y para un esfuerzo nominal, σ se puede calcular
un tamaño crítico de grieta sobre el cual ocurrirá la falla.
Condiciones medioambientales
La condición necesaria para que el agrietamiento por esfuerzo por corrosión inducida por hidrogenación
se lleve a cabo es que la superficie del acero este recubierto con una capa de hidrógeno. Las condiciones
del entorno que pueden promover el agrietamiento por esfuerzo por corrosión por hidrogenación es un
πwσβKI 3.20
πσβ
Kw
22
2IC
cr 3.21
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medio ácido, la polarización catódica del acero y la presencia de algunos agentes promotores como
compuestos de sulfuro, etc. La reducción de iones de hidrógeno a hidrógeno atómico se lleva a cabo
cuando el potencial, E del acero es más negativo que el potencial de equilibrio para esa reacción, EeqH.
Este último disminuye linealmente con el pH de acuerdo a la Ley de Nernst:
La reacción se puede llevar a cabo solamente en la parte baja izquierda del potencial vs el pH como se
muestra en la Fig. 3.23.
Fig. 3.23. Campo potencial-pH en la cual la evolución
del hidrógeno puede ser posible.
0.059pHEE oeqH 3.22