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INFLUENCIA DE LA DISTRIBUCIÓN DE LA ARMADURA LONGITUDINAL EN LA FISURACIÓN DE VIGAS DE HORMIGÓN ARMADO AFECTADAS POR CORROSIÓN ORTEGA, Néstor F.; AVELDAÑO, Raquel R. Departamento de Ingeniería, Universidad Nacional del Sur Avda. Alem 1253, 8000 Bahía Blanca, Argentina, e-mail: nfortega@criba.edu.ar

RESUMEN En esta publicación se presentan los resultados de investigaciones obtenidos con una serie de vigas, elaboradas con la misma calidad de hormigón y acero, y con similar sección total de armadura resistente longitudinal. Empleando en cada caso distintos diámetros y/o diferentes distribuciones de las barras (manteniéndose el mismo diámetro y repartición de estribos), fueron sometidas a una corrosión acelerada mediante una corriente galvanostática, bajo humectación constante con una solución de Cloruro de Sodio. Se efectuó el seguimiento electroquímico del proceso, la medición periódica de las fisuras en la superficie del recubrimiento, y la gravimetría de las barras. Como resultado, se estableció la vinculación existente entre las diversas formas de armado y su proceso degradatorio. ABSTRACT This paper presents the results of a research in a series of beams made with the same concrete and steel quality and the same bearing section. Employing in each case different diameters and/or different reinforced bars distribution but with equal styrrups’ distribution and diameters, they were subjected to accelerated corrosion via galvanostatic current and under continuous moistening with a sodium chloride solution. Electrochemical observations, periodic cracking and gravimetric measurements were made. As a result, we could determine a relationship between the degradation process and the different reinforcement distributions. 1. INTRODUCCIÓN Es ampliamente conocido, que el uso del hormigón armado en la industria de la construcción, es uno de los más difundidos. El hormigón de buena calidad (convenientemente preparado, puesto en obra y curado), posee una aceptable resistencia a la mayor parte de los agentes, químicamente agresivos, que existen en la Naturaleza. Pero en general, por diversos motivos, su durabilidad se ve afectada; uno de los principales síntomas de esta degradación, lo constituye la corrosión de las armaduras que están en su interior. A pesar del efecto protector dado por la alcalinidad de la pasta cementicia, con el transcurrir del tiempo, se produce la pérdida de la misma, por la carbonatación y/o la penetración de iones agresivos [1] por causas diversas, lo que origina el inicio de la corrosión de las barras metálicas. El daño en el hormigón, resultante de la corrosión del acero, se manifiesta en forma de expansión, grietas y eventualmente levantamiento del recubrimiento. El presente trabajo, es continuación de una línea de investigación ([2], [3]) donde se estudian distintas características geométricas de las armaduras, y se propone

fib Simposio “El Hormigón Estructural y el Transcurso del Tiempo”, La Plata 2005

2

determinar si en vigas armadas con igual sección de acero (armadura longitudinal), pero con diferentes combinaciones de diámetros y/o distribución de las barras, sometidas a una corrosión acelerada, se observan comportamientos diferenciales en cuanto a la pérdida de sección por formación de óxidos y la consiguiente fisuración del recubrimiento del hormigón, originada por los mismos. 2. METODOLOGIA EXPERIMENTAL

2.1 Materiales ensayados Se elaboraron vigas de hormigón armado, de sección rectangular (8 x 16 cm) y 1,10 m de longitud, con una armadura longitudinal inferior (constructiva, no resistente), formada por dos hierros de 4,2 mm de diámetro nominal. La armadura superior, de sección prácticamente constante en todas las vigas (A ≅ 0,56 cm2), pero con diferentes formas de armado en cada una, se especifica posteriormente en la Tabla 3. Los estribos, cerrados, fueron realizados en alambre de 2.1 mm de diámetro nominal, separados cada 10 cm. Las armaduras longitudinales tuvieron un recubrimiento de 1cm. Con el fin de minimizar las tensiones en las armaduras, se mantuvieron apoyadas en toda su longitud, siendo permanentemente humectados por su parte superior, en una zona intermedia de 50 cm de longitud, con una solución de un 0.3% (en peso) de Cloruro de Sodio (NaCl), para aumentar la conductividad del medio.

El hormigón empleado en la elaboración de todas las vigas respondió a las características mostradas en Tabla 1, mientras que las del acero empleado, se definen en la Tabla 2.

Tabla 1. Composición y características del hormigón

. Materiales constitutivos (Kg/m3 de hormigón):Cemento Pórtland con filler calcáreo, CPF40 IRAM 50000Agregado fino (arena natural granítica)

Agregado grueso (canto rodado TMN 25 mm) Agua potable de red

300 864 1050 175

. Relación agua/cemento: 0,58

. Asentamiento (cm) 8,0

. Resistencia característica estimada (MPa) 17

. Resistencia media rotura compr. (MPa) 22,3

. Tensión media tracción (MPa) 2,0

Tabla 2. Características de las armaduras

Diámetro (mm)

Límite elástico(MPa)

Carga última de rotura

(MPa) 4,2 597 716 Armadura longitudinal 6 530 640

Estribos 2,1 640 640

3

Cabe aclarar, que si bien la relación a/c adoptada para los ensayos no es la que correspondería según la nueva reglamentación para ambientes agresivos, se la eligió porque este Trabajo forma parte de una serie de investigaciones más amplias, donde se mantuvo constante, la calidad del hormigón. En todas, se adoptó la relación a/c=0,58, para asegurar una porosidad que facilite la penetración de la humectación hacia las armaduras, y la observación de los efectos resultantes de la corrosión (en corrosión natural, un hormigón de relación a/c baja, no mostraría fisuras por corrosión en el tiempo lógico de una investigación). Durante todo el desarrollo del ensayo, se trató de reproducir en los elementos de hormigón, condiciones similares a las que se presentan habitualmente en la práctica. El hormigón fue colado en los encofrados y vibrado mecánicamente en tres capas. También se moldearon probetas que luego se ensayaron para determinar las resistencias a compresión y a tracción, de acuerdo a Normas IRAM 1546 [4] y ASTM-C496-71 [5] respectivamente. En ambiente de laboratorio (temperatura ≅ 20 ºC y humedad relativa ≅ 50%), se sometió a las vigas a un curado, humectándolas durante los primeros 7 días, permitiendo posteriormente la continuación del endurecimiento, hasta el momento del ensayo. 2.2 Proceso de corrosión acelerada Las armaduras fueron sometidas a un proceso de corrosión acelerada a lo largo de aproximadamente 6 meses, mediante la aplicación de una corriente exterior provista por un galvanostato, cuya densidad inicial fue de 100 µA/cm2. Esta fue aplicada sobre la superficie del hormigón en la parte superior de la viga, a través de un contraelectrodo formado por una malla de acero inoxidable (de 50 cm de largo e igual ancho que la viga). Sobre el mismo se dispuso una esponja (de iguales dimensiones), que se mantuvo humectada con una solución al 0,3 % en peso de NaCl, cuya cantidad fue permanentemente controlada. En la Fig. 1, pueden verse algunas vigas durante el ensayo.

Fig. 1. Vigas durante el ensayo

La densidad de corriente aplicada fue de 100 µA/cm2, que es alrededor de diez veces la medida máxima detectada en estructuras de hormigón armado altamente corroídas [6]. Esta densidad fue elegida por obtenerse penetraciones de ataque de cierta importancia, en tiempos relativamente cortos, sin alterar la naturaleza del proceso. Por ello también fue adoptada por otros autores, en distintos trabajos sobre el tema [7], [8], [9].

4

2.3 Ensayos

Se supuso un área afectada por la corrosión, formada por 50 cm de longitud en las barras superiores, más la correspondiente a los cinco estribos ubicados en la zona, hasta una profundidad de 1 cm. En la Tabla 3, se presentan las características e individualización de las vigas ensayadas.

Tabla 3. Caracterización de las vigas ensayadas

Armadura superior

Denomi-nación

viga

Distribución Área barra (cm2)

Perímetro barra (cm)

EstribosIntensidad

de corriente

(mA)

Esquema armadura superior

V 41 2Φ6 0,5655 37,70 1Φ2,1 c/10 cm

21,5

V42 2Φ4,2 + 1Φ6

0,5598 45,24 1Φ2,1 c/10 cm

25,3

V43 2Φ4,2 + 2Φ4,2

0,5542 52,78 1Φ2,1 c/10 cm

29

V44 4Φ4,2 0,5542 52,78 1Φ2,1 c/10 cm

29

Desde el comienzo de la humectación y aplicación galvanostática de la densidad de corriente de prueba, se realizó un seguimiento ocular de la superficie de las vigas, observándolas diariamente y registrando el momento de la aparición de las primeras manchas y de las primeras fisuras. A partir del surgimiento de las fisuras, se efectuó periódicamente la medición del largo y ancho de las mismas, para luego hallar las Áreas de Fisuración. Paralelamente, se registraron los potenciales de corrosión, para practicar un seguimiento electroquímico del fenómeno, de acuerdo a los procedimientos normalizados [10]. Posteriormente, se efectuó el descubrimiento de las barras, relevándose su deterioro y finalmente se realizó una gravimetría, para determinar las particularidades de la corrosión registrada en cada caso analizado. 3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 3.1 Seguimiento electroquímico La medición de los Potenciales de Corrosión se efectuó con un voltímetro marca CANIN (PROCEQ), empleando un electrodo de referencia de Cobre- Sulfato de Cobre (CSC). El comportamiento electroquímico analizado en las cuatro vigas, a través del seguimiento de los Potenciales de Corrosión, no mostró diferencias muy notables. Se encontró un proceso de pseudo-pasivación, ya observado en anteriores trabajos [3], que fue similar en todas las vigas. Solamente hacia el final del período en estudio, se notó una leve diferencia entre los distintos casos, pero siempre dentro del rango de valores de potenciales pasivos (entre 0 y –300 mV), (Fig. 2).

5

-700-600-500-400-300-200-100

00 30 60 90 120 150 180 Tiempo (días)Po

t.co

rros

.vs.

CSC

(mV)

V41V42V43V44

0 0,095 0,191 0,286 0,381 0,477 0,572 Penetración (mm)

Fig. 2. Seguimiento de los Potenciales de Corrosión en el tiempo (vs. CSC) y la penetración del ataque correspondiente 3.2 Seguimiento de la fisuración En todos los casos, el comienzo de la fisuración, se detectó alrededor del día 13 del ensayo. Pero a partir de allí, el crecimiento de las áreas de fisuración en el tiempo, registró un comportamiento diferenciado, como puede observarse en la Fig. 3. Las vigas que presentaron una distribución más uniforme de armadura en su ancho (V42 y V44), tuvieron entre sí, un comportamiento similar, con mucho menor fisuración que los otros casos, donde se concentra la armadura en las esquinas (V41 y V43).

0500

1000150020002500

0 30 60 90 120 150 180Tiempo (días)

Áre

asde

fisur

ació

n(m

m2) V41

V42V43V44

Fig. 3. Variación de las Áreas de Fisuración, en el tiempo

00,751,5

2,253

3,754,5

0 30 60 90 120 150 180Tiempo (días)

Anc

hom

áx.

fisur

as(m

m)

V41V42V43V44

Fig. 4. Variación de los Máximos Anchos de Fisuras, en el tiempo

6

Similares tendencias se observaron con respecto a los Máximos Anchos de Fisura registrados en el período (Fig. 4). Obsérvese el muy diferenciado comportamiento de la viga V43, que presentó al final del período estudiado, espesores de fisura muy importantes, que influyeron asimismo en las áreas de fisuración. 3.3 Resultados gravimétricos Complementando el estudio, se picó el hormigón en la zona afectada por la corrosión, para visualizar el estado de las armaduras, realizando un relevamiento de las picaduras encontradas. Posteriormente se efectuó la gravimetría de las barras, de acuerdo a la Norma [11], cuyos resultados se exponen en la Tabla 4. Tabla 4. Pérdidas gravimétricas en las armaduras

Pérdidas (g)

Viga

Barra afectada Parciales Total

Izquierda 49,50 Cordón superior Derecha 46,76

Izquierda 2,05 Cordón inferior Derecha 0,69

V41

Estribos 8 22,10

121,10

Izquierda 24,66 Derecha 31,66 Cordón

superior Media 31,81 Izquierda 2,53 Cordón

inferior Derecha 2,99

V42

Estribos 6 22,43

116,08

Izquierda 1 20,62 Izquierda2 22,22 Derecha1 22,46

Cordón superior

Derecha2 20,77 Izquierda 4,10 Cordón

inferior Derecha 3,65

V43

Estribos 7 34,70

128,52

Izquierda 1 31,22 Izquierda 2 19,20 Derecha 1 18,65

Cordón superior

Derecha 2 25,41 Izquierda 3,29 Cordón

inferior Derecha 3,28

V44

Estribos 8 19,70

120,75

De la inspección visual de las armaduras descubiertas y de los resultados obtenidos en la gravimetría, pueden realizarse algunas observaciones generales:

7

1) El ataque de la corrosión a las barras no se limitó a las barras superiores y parte superior de los estribos (como fue la hipótesis inicial), sino que se vieron afectadas también, las barras inferiores (aunque en mucha menor medida). 2) La pérdida total del material, aún en las barras más afectadas, no es un indicativo concluyente de la peligrosidad del fenómeno, ya que por la presencia de cloruros, no se tuvo corrosión uniforme. Debido a las picaduras, en determinadas secciones, los diámetros disminuyeron hasta llegar a cortarse la barra, debilitando la sección de acero resistente a más del 50 % en algunos casos. 3) Las fisuras del recubrimiento más anchas, se produjeron en general, en concordancia con las barras que presentaron la mayor pérdida de material. Aunque no existió una correlación directa entre la ubicación de las mayores picaduras y la de los máximos anchos de fisura. Específicamente, observando las distintas formas de armado, puede destacarse: 1) En nuestras experiencias, humectando las vigas desde la cara superior, en casi todos los casos la fisuración generada por la corrosión fue mínima en esa cara, apareciendo la mayor cantidad de fisuras en los laterales, en correspondencia con la armadura longitudinal. Estas grietas se constituyeron en una vía rápida de acceso de oxígeno, acelerando el proceso corrosivo; por ello, la mayor pérdida de material, se produjo en las barras del cordón superior, ubicadas en los laterales (Tabla 4). Tal es el caso de las vigas V41 y V43, que mostraron una fisuración por corrosión más importante (Figs. 3 y 4), presentando una mayor actividad electroquímica (Fig. 2). Esto indica la conveniencia de no armar las vigas “acumulando” toda la sección de acero en los laterales, en situaciones de humectación similares a las del presente ensayo. Cabe acotar que en la viga V42, se formaron también fisuras en la cara superior, en correspondencia con el cordón medio (lo que no ocurre con frecuencia). 2) Como se dijo, las vigas V43 y V41, con toda la armadura concentrada en las barras colocadas en los bordes laterales del cordón superior, presentaron la mayor fisuración; pero puede apreciarse (Tabla 4) una superior pérdida de material en la viga V43, particularmente en los estribos. Esto dejó sin suficiente contención a las barras superiores, permitiendo libremente la expansión de sus óxidos, generando una mayor fisuración (Fig. 3) en el recubrimiento. 3) Este ataque en las dos barras unidas de la V43, superior al de sus equivalentes de la V41, obedece a que tienen mayor perímetro, por lo que la superficie de ataque es mayor. Es de hacerse notar que, al estar en contacto las dos barras, también puede existir superpuesto un efecto de corrosión por aireación diferencial. No obstante, los efectos que provocaría ésta, son de mucho menor magnitud que los correspondien-tes al efecto debido al mayor perímetro. 4) Las vigas V42 y V44, con distribución de armaduras más uniforme, presentaron similar comportamiento electroquímico y análoga fisuración (Figs. 2, 3 y 4). No obstante, la V44 tuvo mayor pérdida de material que la V42 (Tabla 4), como era de esperar, ya que presenta superior superficie de ataque.

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4. CONCLUSIONES De la experiencia obtenida en este trabajo experimental, se pudo concluir que: 1) En las condiciones de humectación del presente ensayo, la fisuración debida a la

corrosión, generalmente se desarrolla en los laterales de las vigas, por lo que existe una mayor accesibilidad del oxígeno hacia las barras de armadura cercanas a los mismos, acelerándose su proceso corrosivo. Esto indica la conveniencia de no colocar las barras de mayor diámetro en dicha posición.

2) Si bien, desde el punto de vista de la adherencia con el hormigón, es más

conveniente colocar mayor cantidad de barras de menor diámetro (mayor perímetro implica mayor adherencia), desde el punto de vista corrosivo, por similar razón (mayor perímetro implica mayor superficie de ataque), sería más conveniente el empleo de menor cantidad de barras, de mayor diámetro.

3) No es recomendable ante eventuales problemas corrosivos, el uso de barras

colocadas en grupos que suplanten barras de mayor diámetro, porque además de presentar mayor superficie de ataque, pueden presentar mayor corrosión por efectos de la aireación diferencial.

5. Agradecimientos Los autores desean expresar su agradecimiento a los Laboratorios de Suelos, de Estudios y Ensayos de Materiales, y de Modelos Estructurales, y a los técnicos Diego Smith, y Juan P. Gorordo, del Departamento de Ingeniería de la U.N.S., por la colaboración prestada en la realización de los ensayos. 6. REFERENCIAS [1] Hou J., Chung D. D. L., (2000), “Effect of admixtures in concrete on the corrosion resistance of

steel reinforced concrete”, Corrosion Science, Nº 42, pp. 1489-1507. [2] Aveldaño R. R., Ortega N. F., Señas L.N., (2001), “Influencia de los estribos en la fisuración de

vigas de hormigón armado afectadas por corrosión de sus armaduras”, 14ª. Reunión de la Asociación Argentina de Tecnología del Hormigón, Olavarría, Buenos Aires.

[3] Aveldaño R. R., Ortega N. F., Bessone J. B., (2001), “Influencia de la distribución de estribos en los potenciales de corrosión en vigas de hormigón armado”, Jornadas SAM – CONAMET – AAS, Misiones.

[4] IRAM 1546, (1992), “Hormigón de Cemento Portland: Método de ensayo de compresión”. [5] ASTM C496-71, (1996), “Standard Test Method for splitting tensile strength of cylindrical concrete

specimens”. [6] Rodríguez J., Ortega L. M., García A. M., (1993), ”Medida de la velocidad de corrosión de las

armaduras en estructuras de hormigón, mediante un equipo desarrollado dentro del proyecto Eureka EU 401”, Hormigón y Acero, Nº 189, pp. 79-91.

[7] Alonso C., Andrade C., Rodríguez J., Diez J. M., (1998), “Factors controlling cracking in concrete affected by reinforcement corrosion”, Materials and Structures, 31, pp. 435-441.

[8] Rodríguez J., Ortega Basagoiti L., Casal J., Diez J. M., (1996), “Comportamiento estructural de vigas de hormigón con armaduras corroídas”, Hormigón y Acero, Nº 202, pp. 113-131.

[9] Acosta A.T., Sagüés A., (1998), “Concrete cover cracking and corrosion expansion of embedded reinforces steel”, 3rd. NACE Latin American Corrosion Congress.

[10] American National Standard, (1980), ASTM C 876, “Standard Test Method for Half Cell Potential of Reinforcing Steel in Concrete.

[11] American Society for Testing and Materials, (1971), ASTM G1-67 “Recommended practice for preparing, cleaning, and evaluating corrosion test specimens”.

1

INFLUENCIA DE LOS ESTRIBOS EN LA FISURACIÓN DE VIGAS DE HORMIGÓN ARMADO AFECTADAS POR CORROSIÓN DE SUS

ARMADURAS

AVELDAÑO, Raquel R*.; ORTEGA, Néstor F*.; SEÑAS, Lilia N.*Departamento de Ingeniería, Universidad Nacional del Sur

Avda. Alem 1253, 8000 Bahía Blanca, Argentina e-mail: ravelda@criba.edu.ar

Palabras claves: corrosión, vigas hormigón armado, fisuración. RESUMEN En el presente trabajo, se exponen los primeros resultados de una serie de investigaciones realizadas en vigas de hormigón armado, que tienen por objeto analizar la vinculación existente entre las características geométricas de las armaduras y la fisuración del recubrimiento, como consecuencia de la corrosión de las mismas. A tal efecto, se sometió a una serie de vigas, a una corrosión acelerada, que se estableció aplicando galvanostáticamente una densidad de corriente de 100 µA/cm2

a las armaduras, bajo humectación constante con una solución 0.3 % (en peso) de NaCl. Estas vigas, de 2.20 m de longitud, fueron elaboradas con una relación a/c= 0.58, con una armadura longitudinal superior e inferior de dos hierros de 4.2 mm de diámetro nominal respectivamente, y estribos con una separación variable en cada viga. Se efectuó la medición periódica de los anchos de fisuras, determinando posteriormente las correspondientes áreas de fisuración, para establecer su vinculación con la densidad de estribos de las vigas.

*Profesor Adjunto

2

INTRODUCCIÓN

El hormigón armado es uno de los materiales cuyo uso está más difundido en la industria de la construcción. Por diversos motivos, su durabilidad se ve afectada; uno de los principales síntomas de esta degradación, lo constituye la corrosión de las armaduras.

A pesar del efecto protector dado por la alcalinidad de la pasta cementicia, es

frecuente la pérdida de la misma, por la carbonatación y/o la penetración de iones agresivos [1] por causas diversas, lo que origina el inicio de la corrosión de las barras.

La velocidad con que se corroerán, será función de múltiples factores,

provenientes de las condiciones operativas y del medio: esfuerzos actuantes sobre las armaduras, pH de la zona de interfase entre las barras y el hormigón, presencia de distintos elementos agresivos, temperatura y humedad ambiente, permeabilidad y capilaridad del hormigón, etc.

En el presente trabajo, se propone el seguimiento del proceso de fisuración

de la superficie del hormigón, en vigas armadas con distintas separaciones entre sus estribos, a las que se somete a una corrosión acelerada, generada por una corriente galvanostática.

METODOLOGIA EXPERIMENTAL Materiales ensayados

Se construyeron vigas de hormigón armado, de 2.20 m de longitud (Figura 1),

con una armadura longitudinal formada por cuatro hierros de 4.2 mm de diámetro nominal (dos en el cordón superior y dos en el inferior), y estribos cerrados realizados en alambre de 2.1 mm de diámetro nominal, con distintas separaciones en cada viga: 7.5, 10, 12.5, 15 cm. Asimismo se ensayó una viga con estribos abiertos, distanciados cada 10 cm.

Estos elementos, apoyados en toda su longitud (para minimizar las tensiones

en las armaduras), se mantuvieron permanentemente humectados en una zona intermedia de 50 cm de longitud, con una solución de un 0.3% (en peso) de Cloruro de Sodio, para aumentar la conductividad del medio. (No se usó una concentración mayor, a los efectos de reducir el ataque localizado que producen los cloruros).

El hormigón empleado en la elaboración de todas las vigas respondió a las características mostradas en Tabla 1, mientras que el acero empleado, se caracteriza en Tabla 2.

Las dimensiones geométricas de las vigas, las secciones de las barras de acero, como asimismo la granulometría y tamaños nominales de los agregados

3

empleados en su elaboración, se eligieron de manera de mantener semejanza geométrica con los usados en las obras reales.

GZona corroída16

8

+-

85 50 85

Figura 1. Esquema de vigas en ensayo. (Dimensiones en [cm])

Tabla 1. Composición y características del hormigón

. Materiales constitutivos (Kg/m3 de hormigón):Cemento Portland Normal Agregado fino (arena natural granítica) Agregado grueso (canto rodado TMN 25 mm) Agua potable de red

300 950 970 175

. Relación agua/cemento: 0.58

. Asentamiento (cm) 8.0

. Resistencia característica estimada (MPa) 17

. Resistencia media rotura compr. (MPa) 24.6

. Tensión media tracción (MPa) 2.4

Tabla 2. Características de las armaduras

Diámetro (mm)

Límite elástico(MPa)

Cga. última de rotura (MPa)

Armadura longitudinal 4.2 680 690 Estribos 2.1 640 640

Proceso de corrosión acelerada

Durante todo el desarrollo del ensayo, se trató de reproducir en los elementos de hormigón, condiciones similares a las que ocurren habitualmente en la práctica. El hormigón fue colado en los encofrados y vibrado mecánicamente en tres capas.

4

También se moldearon probetas que luego se ensayaron para determinar las resistencias a compresión y a tracción, de acuerdo a Normas IRAM 1546 [2] y ASTM-C496-71 [3] respectivamente. Se sometió a las vigas a un curado, humectando durante los primeros 7 días, permitiendo posteriormente la continuación del endurecimiento, hasta el momento del ensayo, en ambiente de laboratorio (temperatura ≅ 20º C, humedad relativa ≅ 50%).

A los 3 meses de su fabricación, las armaduras fueron sometidas a un

proceso de corrosión acelerada a lo largo de aproximadamente 4 meses, mediante la aplicación de una corriente cuya densidad fue de 100 µA/cm2, provista por un galvanostato. Esta fue aplicada sobre la superficie del hormigón en la parte superior de la viga, a través de un contraelectrodo formado por una malla de acero inoxidable (de 50 cm de largo e igual ancho que la viga). Sobre el mismo se dispuso una esponja (de iguales dimensiones), que se mantuvo humectada con una cantidad permanentemente controlada de una solución de NaCl. Con el fin de asegurar que esa humectación fuera constante (tratando de reducir la evaporación), se las cubrió con una placa de acrílico y luego una cobertura de nylon. Un esquema del ensayo, puede verse en la Figura 1.

La densidad de corriente de 100 µA/cm2, que es alrededor de diez veces la

medida en estructuras de hormigón armado altamente corroídas [4], fue elegida por haber sido adoptada en distintos trabajos sobre el tema [5], [6], [7].

Ensayos

Desde el comienzo de la humectación y aplicación galvanostática de la densidad de corriente de prueba, se realizó un seguimiento de la superficie de las vigas, observando diariamente y registrando el momento de aparición de las primeras manchas y de las primeras fisuras. A partir de la aparición de las primeras fisuras, se efectuó periódicamente la medición del largo y ancho de las mismas.

Paralelamente, se registraron los potenciales de corrosión, para practicar un

seguimiento electroquímico del fenómeno, que fue motivo de otro trabajo [8].

Tabla 3. Intensidad de corriente aplicada a cada viga

VigaSeparación

entre estribos( cm )

Nº estribos afectados por

corrosión

Intensidad de corriente

(mA )Observaciones

01 10 6 16.2 Estribos cerrados 02 15 3 14.7 Estribos cerrados 03 - 0 13.2 Estribos cerrados 04 12.5 4 15.2 Estribos cerrados 05 10 6 16.2 Estribos abiertos 06 7.5 7 16.7 Estribos cerrados

5

Debido a la distinta distribución de estribos, la armadura afectada por la corrosión acelerada varía en cada viga. Para asegurar igual densidad de corriente, se debió adoptar una intensidad de corriente distinta en cada viga, que puede verse en Tabla 3.

RESULTADOS Y DISCUSIÓN

En las Figuras 2 y 3, puede verse el avance de las áreas de fisuración y anchos máximos de las mismas respectivamente, durante el lapso en estudio, individualizando cada viga según las características dadas en Tabla 3.

Según la ley de Faraday, y suponiendo corrosión uniforme de las armaduras

constituídas por un acero de las características químicas de uno de uso habitual en la construcción, puede estimarse la profundidad del ataque [5], mediante la expresión:

x = 0,032 Icorr t

donde: x: profundidad del ataque [µm]; 0.032: factor de conversión de unidades; Icorr: densidad de corriente de corrosión [µA/cm2]; t: tiempo de duración del ataque [años].

En la Figura 2, se graficó la variación del área de fisuración en cada viga

respecto de la profundidad del ataque. Esta variación, puede asimilarse con una ecuación cuadrática, determinada mediante cuadrados mínimos con una muy buena aproximación, o bien con una recta, con un índice de regresión aceptable (Tabla 4). La pendiente de la recta es menor en la viga sin estribos (V03), aumentando con la mayor densidad de estribos hasta un máximo (V04), disminuyendo a partir de ésta, hasta la de mayor densidad de estribos (V06). Esto, podría explicarse de la siguiente manera: 1) La viga sin estribos (V03), al tener menor área de barras afectada por la

corrosión, produce un menor volumen de óxidos, con lo que el empuje de los mismos contra el recubrimiento es menor, por lo que el área de fisuración es reducida.

2) El aumento del área afectada por la corrosión obtenida al agregar estribos, implica un aumento del volumen de óxidos, que darán un mayor empuje al recubrimiento, y por consiguiente, una mayor fisuración.

3) El incremento del empuje, no es proporcional al aumento del número de estribos,

pues al agregar estribos, éstos hacen de contención al hormigón, “cociéndolo” y disminuyendo así la aparición de fisuras. El aumento del empuje de los óxidos contra el recubrimiento, es tomado en parte por los estribos, disminuyendo así la fisuración.

6

0

50

100

150

200

250

0 134(42)

163(51)

195(61)

269(84)

339(106)

384(120)

Profundidad de ataque (����m) (Tiempo (días))

Are

asde

fisur

ació

n(m

m2)

Viga 03Viga 02Viga 04Viga 05Viga 01Viga 06

Figura 2. Evolución en el tiempo de las áreas de fisuración

Tabla 4. Variación de las áreas de fisuración (y), respecto del tiempo de proceso (x)

Viga Ley cuadrática R2 Ley lineal R2

V 03 Y = 0.0003 x2 + 0.5759 x – 4.2448 0.8261 Y = 0.6146 x - 49922 0.8258V02 Y = 0.0128 x2 – 0.2758 x – 0.8015 0.9878 Y = 1.3134 x - 31.470 0.8607V04 Y = 0.0200 x2 – 0.1906 x – 4.5177 0.9790 Y = 2.2852 x - 52.295 0.8753V05 Y = 0.0155 x2 – 0.0702 x – 4.6473 0.9600 Y = 1.8486 x - 41.678 0.8659V 01 Y = 0.0132 x2 – 0.2718 x – 0.1010 0.9183 Y = 1.3637 x – 31.460 0.8020V 06 Y = 0.0214 x2 – 1.1468 x – 2.5776 0.9868 Y = 1.5103 x – 48.699 0.7520

Similar propensión se observa graficando las tendencias de los anchos de fisuras máximos, detectados durante el período en estudio (Tabla 5). Estas tendencias se las ha asimilado mediante ecuaciones lineales, que en la mayor parte de los casos, poseen una buena aproximación (y en los demás casos, es aceptable). Este hecho, admitiría similar explicación que la dada anteriormente. Cabe observar que no coincidió la viga que tuvo el máximo área de fisuración (V04), con la que obtuvo el ancho máximo de fisura (V02). En la viga V04, la mayor área de fisuración se basó en una mayor cantidad y un mayor largo de fisuras, claramente debido a la contención otorgada por la mayor densidad de estribos, respecto a la viga V02.

La aparición de la primera fisura, se produjo a los 51 días en las vigas con

densidades de estribos extremas (V03 y V06); la misma se vio retrasada respecto de las demás vigas, en las que ocurrió a los 42. Esto corroboraría la explicación anterior.

7

00,10,20,30,40,50,60,70,80,9

1

0 134 (42)

163 (51)

195 (61)

269 (84)

339 (106)

384 (120)

Profundidad de ataque (����m)(Tiempo (días))

Anc

hom

áx.d

efis

uras

(mm

)

Viga 03Viga 02Viga 04Viga 05Viga 01Viga 06

Figura 3. Evolución en el tiempo de los anchos máximos de fisura

Tabla 5. Variación de los anchos máximos de fisuras (y), en función del tiempo (x)

Viga Ley R2

V 03 Y = 0.0029 x + 0.0102 0.6849V02 Y = 0.0079 x – 0.1880 0.8247V04 Y = 0.0036 x – 0.0282 0.8890V05 Y = 0.0035 x – 0.0243 0.9243V 01 Y = 0.0035 x – 0.0019 0.8697V 06 Y = 0.0028 x – 0.0704 0.6850

Respecto a la fisuración obtenida en la viga con estribos abiertos (V05), frente a la similar con estribos cerrados (V01), se observaron mayores áreas de fisuración en la primera que en la segunda. Esto podría ser atribuible a la menor contención ofrecida por el estribo abierto. Pero entendemos que convendría comprobarlo con mayor experimentación, ya que, analizadas las tendencias de las respectivas curvas de anchos máximos de fisuras, no se aprecia diferencia notable entre ambas.

CONCLUSIONES

De este primer estudio, se pueden obtener las siguientes conclusiones:

1) Del análisis de las tendencias de la variación de las áreas de fisuración, respecto de la densidad de estribos, se observó una mayor propensión a la fisuración en vigas con una densidad de estribos intermedia. Esto indica la confluencia de al menos dos factores que tienen una acción contrapuesta.

8

2) Del análisis de la variación del ancho máximo de fisura, respecto de la densidad de estribos, se advirtió similar tendencia a la del inciso anterior.

3) Observando el tiempo de aparición de la primera fisura, se encontró que fue

mayor en vigas sin estribos y en las de mayor densidad de estribos. 4) Se advirtió que las vigas con estribos abiertos parecerían más propensas a tener

mayores áreas de fisuración. Esto habrá que verificarlo con mayor experimentación.

AGRADECIMIENTOS

Los autores desean expresar su agradecimiento al Laboratorio de Estudios y Ensayos de Materiales, a su técnico Diego Smith, y al técnico del Laboratorio de Modelos Estructurales Juan Pablo Gorordo, ambos del Departamento de Ingeniería de la Universidad Nacional del Sur, por la colaboración prestada para la realización de los ensayos.

REFERENCIAS

(1) Hou J., Chung D. D. L., “Efect of admixtures in concrete on the corrosion resistance of steel reinforced concrete”, Corrosion Science, 42, (2000), 1489-1507.

(2) IRAM 1546, “Hormigón de Cemento Portland: Método de ensayo de compresión”, (1992). (3) ASTM C496-71, “Standard Test Metod for splitting tensile stregth of cylindrical concrete

specimens”, (1996). (4) Rodríguez J., Ortega L. M., García A. M.,” Medida de la velocidad de corrosión de las

armaduras en estructuras de hormigón, mediante un equipo desarrollado dentro del proyecto Eureka EU 401”, Hormigón y Acero, 189, (1993), 79-91.

(5) Alonso C., Andrade C., Rodríguez J., Diez J. M., “Factors controlling cracking in concrete affected by reinforcement corrosion”, Materials and Structures, 31, (1998), 435-441.

(6) Rodríguez J., Ortega Basagoiti L., Casal J., Diez J. M., “Comportamiento estructural de vigas de hormigón con armaduras corroídas”, Hormigón y Acero, 202, (1996), 113-131.

(7) Acosta A.T., Sagüés A., “Concrete cover cracking and corrosion espansion of embedded reinforces steel”, 3rd. NACE Latin American Corrosion Congress, (1998).

(8) Aveldaño R. R., Ortega N. F., Bessone J. B., “Influencia de la distribución de estribos en los potenciales de corrosión en vigas de hormigón armado”, presentado para las Jornadas SAM – CONAMET – AAS 2001.

1

MECÁNICA ESTRUCTURAL DE ELEMENTOS DE HORMIGÓN, CON ARMADURAS ACTIVAS ADHERENTES

SOMETIDAS A LA CORROSIÓN

ORTEGA, N.F.*; LOPEZ, C.**; ALONSO, M.C.***; ANDRADE, M.C.*** * Dep. de Ingeniería, U.N. Sur, Av. Alem 1253, 8000 - Bahía Blanca, Argentina. nfortega@criba.edu.ar

Dep. de Ingeniería Civil. Facultad de Ingeniería, U.N. Centro de la Prov. de Buenos Aires. ** *** Instituto C.C. Eduardo Torroja, Serrano Galvache s/n, 28033 - Madrid, España.

Palabras claves: Adherencia, Corrosión, Hormigón Pretensado

RESUMEN Una de las principales causas que pueden influir negativamente en la durabilidad de las estructuras de hormigón es la corrosión de sus armaduras; esta degradación produce efectos mecánicos sobre la pieza afectada. En el caso de las estructuras pretensadas, el estudio de la redistribución de estos esfuerzos internos se complica, debido a las tensiones iniciales a que están sometidos estos elementos. En este trabajo se analizan los efectos producidos por la corrosión sobre vigas pretensadas, cuyas armaduras transmiten sus esfuerzos por adherencia. La pérdida de esta adherencia, producida por la corrosión, merma de su capacidad portante. Aquí se establecen relaciones entre las pérdidas en el pretensado y la redistribución de los esfuerzos internos, con la profundidad media del ataque de la corrosión.

INTRODUCCION

El hormigón es uno de los materiales más empleados en la industria de la construcción. Las estructuras realizadas con él, poseen una determinada vida de servicio, después de la cual deben ser reacondicionadas, para recuperar las prestaciones originales, o adecuarse a otras nuevas, o en casos extremos, dejadas fuera de servicio.

La pérdida de la capacidad portante de la estructura afectada, no se produce

bruscamente sino que, durante este proceso de degradación, la misma va sufriendo cambios químicos y físicos, que afectan al cuadro de esfuerzos internos que posee.

* Profesor Adjunto. ** Jefe Nave de Ensayos Mecánicos. *** Profesor de Investigación.

2

Una de las principales causas que pueden mermar la vida útil de las estructuras de hormigón, es la corrosión de sus armaduras. Con el fin de analizar el comportamiento de distintos elementos de hormigón armado afectados por este problema, se han realizado diversos estudios (1) (3) (3) (4) (5).

En el caso de las estructuras de hormigón pretensado, el estudio de la

redistribución de esfuerzos internos se complica, debido a su estado inicial de ten-siones. En este caso se analizaron los efectos producidos en estructuras pretensa-das, cuyas armaduras transmiten al hormigón, por adherencia, una precompresión que beneficia al comportamiento mecánico del elemento. Aquí la pérdida de adhe-rencia puede producir que, sin tener una profundidad media del ataque de la corro-sión que ponga en peligro la sección transversal de la barra, se registre una merma significativa de la adherencia y por ende de la capacidad portante del elemento dañado.

El objetivo central de este trabajo es aportar conocimientos que puedan ser

las bases de modelos, que permitan determinar la capacidad portante residual de vigas de hormigón pretensado, que posean una zona afectada por la corrosión. La ubicación de esta zona resulta fundamental, debido a que las tensiones varían en función de su ubicación en la viga.

TRABAJO EXPERIMENTAL

Fabricación de las probetas Las vigas que se estudiaron poseen las siguientes características:

Dimensiones: 80 x 90 x 2000 mm Resistencia media a compresión del hormigón: 25 N/mm2

Cemento: tipo I 42,5 R (alta resistencia inicial) Contenido de cemento: 300 kg/m3 de hormigón Módulo de Elasticidad del Acero: 215.800 N/mm2

Valor medio de la Fuerza de Pretensado en cada barra: 290 N Relación a/c = 0,53

En la Tabla 1 se presenta una descripción resumida de cada probeta. La

misma contiene la ubicación de la zona corroída, el recubrimiento (C), la relación recubrimiento / diámetro de barras (C/φ) y las características de las armaduras.

Después de la fabricación, todas las probetas se curaron en sus moldes con

un elevado porcentaje de humedad, durante 24 hs. Una vez desmoldadas, se las humedeció durante la primera semana; luego, hasta los 21 días se las expuso a las condiciones de laboratorio en el banco de pretensado (temperatura ≅ 20 °C y HR ≅50 %), momento en que se soltaron los cables de sus anclajes y se produce la introducción de las fuerzas de pretensado, determinándose la adherencia de las armaduras, con el ensayo prescrito por la norma UNE 7-436-82 (6). Previo a soltar los cables, se ensayó un par de probetas cilíndricas de 15 x 30 cm, para verificar que el hormigón había alcanzado la resistencia deseada.

3

Tabla 1. Datos generales de las probetas.

Armaduras Viga

Zona Afectada

C(mm)

C/φ Sup. Inf.

1 = 4 17,5 3,5 2 φ 5 2 φ 5

3 17,5 3,5 2 φ 5 2 φ 5

5 17,5 3,5 2 φ 5 2 φ 5

6 17,5 3,5 2 φ 5 2 φ 5

7* 7,5 1,5 2 φ 5 2 φ 5

* Se adicionó a la masa del hormigón un 3 % de NaCl en peso de cemento.

Metodología de corrosión acelerada

Para reducir el período del proceso corrosivo, las barras colocadas en la cara superior fueron sometidas a una corriente continua externa cuya intensidad es de 200 µA/cm2, durante períodos que variaron entre 76 y 98 días, según el caso.

La metodología empleada en estos ensayos fue similar a la descripta en (4),

(7), (8) y (9) que se aplicó al estudio de elementos de hormigón armado. La corriente adoptada en este trabajo es algo más elevada (200 µA/cm2) que en anteriores ocasiones (100 µA/cm2), pero siempre dentro de un mismo orden de magnitud. Valores más elevados pueden modificar significativamente los resultados (8), en particular es necesario mencionar que cuanto mayor es la corriente aplicada, menor es el ancho de fisura obtenido; no obstante, en otros trabajos se han empleado densidades de corriente que varían entre 300 y 2000 µA/cm2. (10) (11) La corriente empleada es unas veinte veces el valor máximo medido en estructuras de hormigón, con un alto grado de corrosión y contaminada con cloruros (12).

En este ensayo galvanostático, la longitud de la zona afectada era de 50 cm,

el ánodo es la armadura a corroer. Mientras que el contraelectrodo (cátodo), estaba realizado en acero inoxidable colocado en la parte superior de la viga, el contacto con el hormigón se efectuó mediante una esponja humedecida en agua con NaCl.

La profundidad media del ataque a las barras se determinó teóricamente

mediante la Ley de Faraday, y suponiendo que la totalidad de la corriente aplicada (Icorr ) se gastaba en el proceso de corrosión del acero de la zona seleccionada. Esta profundidad media del ataque (Px) esta dada por (8):

Px (µm) = 0,032 × Icorr (µA/cm2) × Tiempo (días)

Determinaciones realizadas

Se realizó el seguimiento de las deformaciones longitudinales en cada una de

4

las vigas, mediante un extensómetro digital, con una precisión de 0,01 mm; compensándose las variaciones de temperaturas. Estas mediciones se realizaron sobre ambos lados de la viga, con el fin de compensar posibles excentricidades de los esfuerzos y además, para minimizar con otros orígenes. Todas las determinacio-nes se efectuaron, aproximadamente cada 7 días, al comienzo y luego cada 14 días.

Las pérdidas del pretensado se hallaron midiendo el deslizamiento de los

extremos de las barras corroídas, con flexímetros unidos a cada una de ellas; siguiendo la norma para ensayo de adherencia para armaduras activas (6).

RESULTADOS A los efectos de poder analizar la evolución de las deformaciones unitarias, du-

rante el proceso de corrosión, en las Figs.2 y 3 se presenta el promedio de las medi-ciones realizadas, a cada lado, sobre el eje de las Vigas 4 y 5, respectivamente.

Fig. 1. Vista de una de las vigas al finalizar el proceso de corrosión acelerada.

-0,0005

-0,0004

-0,0003

-0,0002

-0,0001

0

0,0001

0,00020 250 500 750 1000 1250 1500 1750 2000

Posición (mm)

Def

orm

ació

nU

nita

ria

8 días21 días36 días53 días65 días87 días

Fig. 2. Deformaciones unitarias de la Viga 4, durante el proceso de corrosión.

Debido a que las deformaciones registradas en la zona corroída dependen de su ubicación dentro de la viga, se presentó en la Fig. 4 la evolución de la deformación media en esta zona, en las Vigas 3, 4, 5, 6 y 7, en función del tiempo transcurrido. Mientras que en la Fig. 5, se aprecia la evolución de las áreas subtendidas en los gráficos de las deformaciones unitarias.

5

-0,00035

-0,00030

-0,00025

-0,00020

-0,00015

-0,00010

-0,00005

0,000000 250 500 750 1000 1250 1500 1750 2000

Posición (mm)

Def

orm

ació

nU

nita

ria

8 días21 días36 días53 días65 días87 días

Fig. 3. Deformaciones unitarias de la Viga 5, durante el proceso de corrosión.

Fig. 4. Deformación media de zonas afectadas con la profundidad media del ataque.

Fig. 5. Variación del área de las deformaciones con la profundidad media del ataque.

0 ,0 00 ,1 00 ,2 00 ,3 00 ,4 00 ,5 00 ,6 00 ,7 00 ,8 00 ,9 01 ,0 01 ,1 01 ,2 0

0 ,0 0 0 ,1 0 0 ,2 0 0 ,3 0 0 ,4 0 0 ,5 0 0 ,6 0 0 ,7 0

P r o fu n d id a d M e d ia d e l A ta q u e (m m )

Are

aD

efor

mac

ione

s(m

mxE

)

V ig a 3

V ig a 4

V ig a 5

V ig a 6

V ig a 7

- 0 ,0 0 0 4 5

- 0 ,0 0 0 4 0

- 0 ,0 0 0 3 5

- 0 ,0 0 0 3 0

- 0 ,0 0 0 2 5

- 0 ,0 0 0 2 0

- 0 ,0 0 0 1 5

- 0 ,0 0 0 1 0

- 0 ,0 0 0 0 5

0 ,0 0 0 0 0

0 ,0 0 0 0 5

0 ,0 0 0 1 00 ,0 0 0 ,1 0 0 ,2 0 0 ,3 0 0 ,4 0 0 ,5 0 0 ,6 0 0 ,7 0

P r o f u n d id a d M e d ia d e l A t a q u e (m m )

Def

orm

ació

nU

nita

ria V ig a 3

V ig a 4

V ig a 5

V ig a 6

V ig a 7

6

El deslizamiento medido en las barras indica la disminución de la fuerza de pretensado inicial, en función del avance de la corrosión y de la apertura de las fisuras del hormigón que las confina. En la Fig. 6 se presentan los deslizamientos de los extremos de las barras, más próximas a la zona afectada, mientras que los medidos en el otro extremo, como era de esperar, son menores.

0,005,00

10,0015,0020,0025,0030,0035,0040,0045,0050,00

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70

Profundidad Media del Ataque (mm)

Porc

enta

jeD

esliz

amie

nto

deB

arra

s(%

)

Viga 3Viga 4Viga 5Viga 6Viga 7

Fig. 6. Deslizamiento del extremo de las barras más cercanas a la zona corroída.

Tabla 2. Resumen del comportamiento mecánico de las vigas.

Apoyo próximo Zona corrosión

Apoyo alejado zona corrosión Viga

Profundidad media del

ataque (mm)

Penetración Inicial

Ensayo Adh. (mm)

Deslizamiento Barras (mm)

Pérdidas %

Deslizamiento Barras (mm)

Pérdidas %

1 0,524 1,46 0,0930 6,4 0,0510 3,5 3 0,452 1,48 0,2450 16,6 0,0875 5,9 4 0,557 2,93 1,3485 46,0 0,0470 1,6 5 0,538 1,41 0,0445 3,2 0,0445 3,2 6 0,627 1,54 0,0145 0,9 0,0125 0,8 7 0,627 1,04 0,0200 1,9 0,0200 1,5

ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS

Como se pueden apreciar en las Fig. 2 y 3, a medida que avanza la corrosión, las pérdidas de adherencia del pretensado hacen que se redistribuyan los esfuerzos, tal que zonas externas a las afectadas, deben absorber los esfuerzos que dejan de tomarse en estas zonas. Como consecuencia de esta redistribución, la zona afectada presenta menores deformaciones que el resto. Por este motivo, en la Fig. 2 se observa que la zona extrema (entre abscisas 1600 y 2000 mm) va perdiendo pretensado, apareciendo tracciones, mientras que el resto de la viga se comprime.

7

Con el avance de la corrosión, en las Vigas 3, 5 (Fig. 3), 6 y 7, las barras pierden adherencia, por ello, en forma similar a lo descrito para la Viga 4, los esfuerzos se transmiten al resto de la viga, aumentando la fisuración, el recubrimiento se despega y se produce una disminución de la sección activa del hormigón, que lleva a un incremento de las deformaciones por compresión.

En la Fig. 4 se muestra la evolución de la deformación promedio de la zona

corroída; en el caso de las vigas con la sección central afectada se aprecia que, hasta aproximadamente una profundidad media del ataque 0,25 mm, tienen un comportamiento similar, pero a partir de esa profundidad las Vigas 6 y 7 poseen deformaciones mayores en aproximadamente un 50 % a las registradas en las Vigas 3 y 4. Por su parte, la Viga 4 que posee la corrosión en un extremo (zona de anclaje de las barras), posee unas deformaciones medias en esta zona, de signo contrario y del orden del 15 % de las medidas en las Vigas 6 y 7.

Observando las Fig. 4, 5 y la Tabla 2 se puede afirmar que las vigas con

mayores deformaciones internas, son las que poseen menores pérdidas de su pretensado; es decir, las vigas que han tenido una menor capacidad para redistribuir los esfuerzos internos, han presentado las mayores pérdidas de su pretensado. En la Fig. 5 se observa que las Vigas 6 y 7, son las que registraron un menor deslizamiento de sus barras, y son las que más se han deformado, con similares áreas de deformaciones, mientras que las Vigas 3, 4 y 5, están agrupadas en otro conjunto, en donde se observa que estas tres poseen un comportamiento parecido.

La Fig. 6 muestra como evoluciona el deslizamiento de los extremos de las

barras, próximas a la zona afectada, a medida que aumenta la profundidad del ataque; en ella, se aprecia que la Viga 4 posee una pérdida de adherencia mucho mayor que las restantes. Es importante destacar que las penetraciones de las barras, de las Vigas 5, 6 y 7, al igual que en los extremos alejado de la zona corroída aparecen deslizamientos pequeños, que en promedio están en un 2,5 %; que se originan en fenómenos de retracción del hormigón y relajación del acero, no siendo atribuibles a la corrosión de las armaduras.

En la Tabla 2 se aprecia que la Viga 1 (con zona de anclaje afectada por la

corrosión), no se ha fisurado y presenta un deslizamiento de las barras próximas a la zona corroída de un 6,4 % y considerando que las pérdidas por retracción del hormigón y relajación del acero, están en promedio en un 2,5 %, por ello, el deslizamiento resultante es del orden del 4 %. Si repetimos este análisis para la Viga 4, que posee la misma zona afectada y similar profundidad media del ataque, pero fisurada, se observa que el deslizamiento resultante en este extremo, es aproximadamente un 43 %. En función de esto, podemos inferir que las pérdidas de adherencia, por efecto de la fisuración, son las causantes de aproximadamente un 90 % de las pérdidas totales. Cabe acotar que, en ensayos de corrosión realizados en hormigón armado se determinó que cuando la fisuración adquiere cierta importancia, se pierde la mayor parte de la adherencia (5). Convendría realizar más ensayos, por ejemplo con hormigones de mayor resistencia, que presentarían una fisuración mayor que los empleados en este trabajo, para una misma penetración del ataque y/o emplear velocidades de corrosión inferiores (por ejemplo: 1 y 10 µA/cm2), a los efectos de comparar los deslizamientos de las barras en distintos casos.

8

CONCLUSIONES

Conviene aclarar que a las conclusiones aquí expuestas no se las puede considerar como definitivas, debido a que convendría realizar mayor cantidad de ensayos. Sin embargo, este trabajo aporta novedades que se han considerado relevantes presentar y que son las siguientes: • Existe una relación directa entre el comportamiento mecánico de las vigas

afectadas por la corrosión de sus armaduras y la ubicación de la zona dañada; y • Se ha establecido que del total del deslizamiento de los extremos de las barras,

aproximadamente un 90 % se debe a la pérdida de confinamiento producida por la aparición de las fisuras, mientras que el resto se origina por la presencia de la capa de óxidos que envuelven a la barra.

AGRADECIMIENTOS

Los autores quieren dejar constancia de su agradecimiento al técnico José Luis Lozano y al personal laboral de la Nave de Ensayos Mecánicos, por su colabo-ración en la realización de estos ensayos. Además, reconocemos lo importante que ha sido el financiamiento recibido de parte del Instituto C.C.E. Torroja y del Proyecto “Efectos de la corrosión sobre el comportamiento estructural de vigas pretensadas", patrocinado por la Comunidad de Madrid.

REFERENCIAS (1) Andrade, M.C.; Alonso, M.C.; Load-bearing capacity loss in corroding structures, Proceeding of

ACI, Convention, Toronto, 1990. (2) Andrade, M.C.; Alonso, M.C.; González, J.A.; Rodríguez, J.; Remaining service life of corroded

structures, Proc. of IABSE Symposium on Durability of Structures, Lisbon, Sep. 1989, pp.359-363. (3) Funhashi, M.; Predicting corrosion free service life of a concrete structure in a chloride

environment, ACI Materials, Nov-Dec 1990, p. 581. (4) Rodríguez, J.; Ortega, L.M.; Casal, J., Diez, J.M.; La corrosión de armaduras y la vida residual de

las estructuras de hormigón; Hormigón y Acero, N° 208, 1998, pp. 63-78. (5) Rodríguez, J.; Ortega, L.M.; Casal, J.; Vidal, M.A.; Disminución de la adherencia entre hormigón y

barras corrugadas debido a la corrosión; Hormigón y Acero, N° 189, 1993, pp. 49-65. (6) Norma sobre el método de ensayo para la determinación de las características de adherencia de

las armaduras de pretensado (UNE 7-436-82),Tomo 4 Siderurgia, AENOR, Madrid,1989,pp.22-34. (7) Andrade, M.C.; Alonso, M.C.; Molina, F.J.; Cover cracking as a function of bar corrosion: Part I-

Experimental test, Materials and Structures, Vol. 26, 1993, pp.453-464. (8) Alonso, M.C.; Andrade, M.C.; Rodríguez, J.; Casal, J; García, M.; Evaluación experimental de la

fisuración del hormigón producida por la corrosión de las armaduras; Hormigón y Acero, N° 194, 1994, pp. 29-42.

(9) Alonso, M.C.; Andrade, M.C.; Rodríguez, J.; García, M.; Cover cracking and amount of rebar corrosion: Importance of the current applied in accelerated test. IV° Congress on concrete in the service mankind, Vol. “Concrete, repair, rehabilitation and protection”; 1996, Dundee, U.K.

(10) Al-Sulaimani, J.; Kaleemullah, M.; Basunbul, I.A.; Rasheeduzafar; Influence on corrosion and cracking on bond behaviour and strength of reinforced concrete members, ACI Structural Journal; March-April 1990, pp. 220-231.

(11) Tachibana, Y., Maeda, K.I.; Kajakawa, Y.; Kawamura, M.; Mechanical behaviour of RC beams damaged by corrosion of reinforcement. Third International Symposium on Corrosion of reinforcement in Concrete Construction, Wishaw, UK, 1990, pp. 178-187.

(12) Rodríguez, J.; Ortega, L.M.; García, A.M.; Medición de la velocidad de corrosión de las armaduras en estructuras de hormigón; Hormigón y Acero, N° 189, 1993, pp. 79-91.