capítulo 2 patologías en estructuras de concreto...una vez despasivada la capa o película formada...

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Capítulo 2

Patologías en Estructuras de Concreto

2.1. Introducción

La durabilidad del concreto El concepto de durabilidad se refiere como la habilidad de una estructura para permanecer sin un deterioro significativo. Un material durable ayuda al medio ambiente a conservar los recursos y reducir los desperdicios y los impactos ambientales de reparación o reemplazo. El concreto puede resistir acciones de desgaste, ataque químico o físico, manteniendo sus propiedades ingenieriles. Diferentes concretos requieren diferentes grados de durabilidad dependiendo del nivel de exposición y las propiedades deseadas. La vida de diseño de muchas estructuras es por lo general de 30 años, aunque suele haber de 50, 100 o más años. Debido a esa durabilidad tan larga, muchas estructuras son demolidas debido a que resultan ser obsoletas, más que su deterioración.

Factores relacionados con la durabilidad del concreto Los factores más importantes en la durabilidad del concreto suelen ser aquellas interacciones químicas y físicas del material con injerencia interna o externa, esta última con el entorno ambiental. La interacción del concreto con el entorno viene asociada con algunos inconvenientes, que resultan indeseables para un desempeño estructural adecuado. El término patología, que es más utilizado para otras ciencias ajenas a la ingeniería, se utiliza

Capítulo 2. Patologías en Estructuras de Concreto

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aquí para definir con mayor alcance los distintos problemas que se asocian con la disfunción del material. En la Fig. 2.1, se muestra un diagrama general que describe y encasilla los puntos de causas y sus efectos (lista de defectos no es exhaustiva) sobre el concreto. Cada estructura de concreto posee términos y selecciones particulares de efectos y causas según su naturaleza de función, sea así en las estructuras de edificación, de infraestructura de transporte, etc.

Fig. 2.1. Diagrama general descriptivo de causas y efectos.

(Lista de efectos no es exhaustiva). Acorde a la Fig. 2.1, se ha clasificado los distintos procesos de acuerdo a su naturaleza y el encasillamiento respectivo de cada uno de estos en distintas derivaciones. Cada uno de estos procesos conlleva los efectos, siendo los más comunes, los agrietamientos, deslaminados, desintegración, desgaste etc., los cuales pueden ser atribuidos exclusivamente o en combinación de los procesos descritos. Tanto las causas como los efectos serán discutidos a detalle en las secciones posteriores.

2.2. Principales Defectos Visibles de Deterioro La identificación de defectos físicos visibles a menudo puede proporcionar información muy útil para identificar otros defectos posibles de un nivel muy complejo. Estos defectos principales se pueden relacionar a la mano de obra, mantenimiento


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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. El detallado y la información extraordinaria que se pueda aportar ampliará el radio preliminar de la evaluación de las condiciones de la estructura y robustecerá la formulación del programa de ensayos. La identificación de defectos no debería relegarse sólo a la estructura en investigación, sino que 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 esta identificación de deterioros no debería subestimarse, dado que la omisión de lo que parece ser de evidencia insignificante puede conllevar a conclusiones malogradas.

Decoloración Su presencia es debida a factores como la inconsistencia de los materiales en colados sucesivos, la eflorescencia o la acción de la meteorización del medio con el material. El daño puede ser despreciable o también puede ser un síntoma de un daño importante. (Fig. 2.2). Fig. 2.2. Decoloración en superficie.

Fisuraciones/Agrietamientos La discontinuidad de cualquier elemento estructural en planos más o menos de orientación perpendicular a su eje longitudinal o transversal se puede denominar como fisura o grieta. El término fisura se refiere a todas aquellas aberturas incontroladas que afectan solamente a la superficie del elemento o a su acabado superficial. El término grietas se refiere a la condición de todas aquellas aberturas incontroladas de un elemento superficial que afectan a todo su espesor. El uso de estos dos términos supone la condición de la estructura de la cual no es específica una de otra. En el proceso descriptivo siguiente se utiliza el término grieta sin distinguir en específico cuál de estas discontinuidades está presente. La severidad de un agrietamiento se puede caracterizar en términos de su dirección, ancho y profundidad. Las grietas pueden ser longitudinales, transversales, verticales, diagonales o de dirección aleatoria. Existen diferentes riesgos para concretos sin curar


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o curados y para concreto reforzado. Estos agrietamientos ocurren en cualquiera de los procesos: químicos, físicos, de desempeño o de construcción. Enseguida se describe una lista de los tipos de grietas más comunes y sus posibles procesos en particular.

Cuarteaduras Es un tipo de grietas finas superficiales en distintas direcciones y no llega a ser un problema estructural serio. Suelen ocurrir en un secado rápido en la superficie del concreto en la etapa de curado. (Fig. 2.3).

Fig. 2.3. Cuarteaduras en superficies.

Grietas finas o delgadas Es un tipo de grieta muy fina, pero muy profunda. Se deben principalmente al asentamiento del concreto cuando fresco. Dada su relativamente alta profundidad pueden dar pie a un agrietamiento serio cuando el concreto ha endurecido. (Fig. 2.4).

Fig. 2.4. Grietas finas o delgadas.

Grietas D (grietas de durabilidad) Es exclusiva de losas de concreto. Puede ser una deterioración progresiva estructural en ciertos tipos de agregado grueso susceptibles de ciclos hielo-deshielo. También, estas grietas pueden trazarse en conjunto más a menos paralelas por las juntas de las losas y son muy profundas. (Fig. 2.5).


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Fig. 2.5. Grietas D.

Agrietamiento diferencial Es un desnivel de los elementos a ambos lados de la grieta. Se debe a asentamientos diferenciales de la estructura o a presiones de objetos adyacentes como árboles. (Fig. 2.6). Fig. 2.6. Agrietamiento diferencial.

Agrietamiento diagonal de esquina Son grietas que corren a partir de dos juntas perpendiculares una a otra en la esquina de una losa, debido a su alabeo. (Fig. 2.7). Fig. 2.7. Agrietamiento diagonal de esquina.


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Ampollado Son formaciones cónicas en la superficie. Ocurre cuando un agregado cercano a la superficie es absorbente, causando expansión y su consecuente ampollado. (Fig. 2.8).

Fig. 2.8. Ampollado.

Descascarillado Es el desescamado o despellejamiento de la superficie del concreto endurecido debida principalmente a los efectos del hielo-deshielo o erosión. (Fig. 2.9).

Descascarillado ligero, donde no se expone el agregado grueso.

Descascarillado medio, se expone el agregado de hasta 3 a 10 mm de la superficie.

Descascarillado severo, se pierde mucha superficie y el agregado está claramente expuesto.

Fig. 2.9. Descascarillado.

Deslaminado Son depresiones superficiales mayores en área superficial y profundidad que el descascarillado. Es causado por un plano de esfuerzos localizado a cierta profundidad de la estructura. Ocurre ya sea por juntas de construcción no adecuadas o por la corrosión de la capa del acero de refuerzo. (Fig. 2.10).

Desintegración Puede ser por diversas causas, entre estas está el límite de su vida útil, acortamiento de durabilidad, ataques químicos y físicos. La importancia está marcada por la severidad del daño. (Fig. 2.11).


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Fig. 2.10. Deslaminado. Fig. 2.11. Desintegración. Algunas otras relaciones de causas de los defectos visibles descritos anteriormente pueden complementarse. Aunque la experiencia es el mejor indicador, el grupo de esquemas de la Fig. 2.12 son croquis de defectos típicos encontrados.

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


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Asentamiento diferencial

Esfuerzos de flexión y cortante

Acción de terremoto Acero de refuerzo

insuficiente

Asentamiento concreto fresco

Herrumbe del acero de refuerzo

Ciclos hielo-deshielo Condiciones atmosféricas

Fig. 2.12. Croquis de causas de algunos defectos típicos.

2.3. Procesos Químicos

2.3.1. Químicos agresivos En general y de forma cualitativa, se pueden clasificar en primera instancia varios químicos y su relación con el nivel de daños que se espera pudieran ejercer sobre cualquier estructura de concreto. A forma de resumen, la Tabla 2.1 describe la clasificación de tales químicos y el efecto esperado en el material.

Tabla 2.1. Clasificación de algunos químicos y el nivel de daño en el concreto.

Clasificación Nivel de daño Sustancias

Ácidos

Ninguno Oxpálico

Desintegra lentamente

Acético, carbólico, húmico, láctico, tánico

Desintegra superficie lentamente

Aguas ácidas, fosfórico

Desintegra Hidroclórico, hidrofluórico, muriático, nítrico, sulfúrico, sulfuroso

Sales y álcalis (en solución)

Ninguno

Carbonatos de: amonio, potasio, sodio; Hidróxidos de: amonio, calcio, potasio, sodio; Nitratos de: calcio, potasio, sodio; Permanganato de potasio; Silicatos; Cloruros de*: calcio, potasio, sodio, estroncio; Fluoruros**


Cloruros de: amonio, sal de amonio, cobre, hierro, magnesio, mercurio y zinc


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Desintegra Nitrato de amonio; Sulfatos de***: aluminio, calcio, cobalto, cobre, hierro, manganeso, níquel, potasio, sodio, zinc

Aceites de petróleo

Ninguno Aceites pesados, menores a 35° Baume, aceites ligeros

+

mayores a 35°Baume, bencina, gasolina, queroseno, nafta, gasolina de alto octanaje

Destilados de alquitrán

Ninguno Alizarina, antraceno, benzol, parafina, brea, tolueno y xileno


Creosota, cresol y fenol

Aceites vegetales

Ninguno Tupertina


Semilla de algodón++

Desintegra superficie lentamente

Colofonia, almendra, castor, madera de China, coco, linaza, oliva, cacahuate, semilla de amapola, colza, soya, nogal

Grasas y Ácidos Grasos (origen animal)


Aceite de pescado, aceite y manteca de cerdo, cebo

Misceláneos

Ninguno

Alcohol, agua de amonia (hidróxido de amonio), bicarbonato de sodio, ácido bórico, enebro, carbón

+++, miel, salitre, fosfato

trisódico, solución de blanqueado, sosa cáustica^, lejía^, leche fresca, azúcar seca


Cerveza, cenizas, jarabe de maíz, cianuro, glucosa, glicerina, licor de sulfito, jugos de fruta^^^, vinagre

Desintegra Sidra, formaldehídos^^, ácido láctico, suero, melaza‡, soluciones de azúcar

* Ninguno, a menos que concreto se exponga a ciclos de secado y mojado con la solución ** Excepto Fluoruro de Amonio ***Sin embargo los productos de concreto curados a vapor de alta presión son muy resistentes a los sulfatos +Pero requiere concretos muy impermeables para evitar penetración

++Si es expuesto al aire

+++Excepto en Pirita

^En concreto con agregado calizo ^^En solución acuosa ^^^Si son ácidos tartárico y cítrico ‡Si es parcialmente refinada ataca al concreto si no está curado apropiadamente

2.3.2. Corrosión del 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.


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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.

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¯ 2.1

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¯ 2.2

Esto se muestra en la Fig. 2.13. 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.

Fig. 2.13. Reacciones anódica, catódica, de oxidación e hidratación en la corrosión del acero de refuerzo.

Las reacciones catódicas y anódicas son los pasos básicos de corrosión que genera herrumbe. Sin 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. 2.1 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:


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Fe2+

+ 2OH¯→ Fe(OH)2 (Hidróxido ferroso) 2.3

4Fe(OH)2 + O2 + 2H2O → 4Fe(OH)3 (Hidróxido férrico) 2.4

2Fe(OH)3 → Fe2O3·H2O + 2H2O (Óxido férrico hidratado, herrumbre)

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El proceso completo de corrosión se muestra en la Fig. 2.13. 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. Esto significa que el volumen se incrementa en la interface acero/concreto de 6 a 10 veces como se ilustra en la Fig. 2.14. Fig. 2.14. Volumen relativo del hierro y sus óxidos. Esto conlleva al agrietamiento o deslaminado 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. 2.15). Fig. 2.15. Ilustración del acero de refuerzo corroído.

Herrumbe negra Existe una alternativa para la formación de la herrumbe normal roja/marrón descrito en las reacciones de las Ecs. 2.3 a 2.5. Si el ánodo y el cátodo están lo suficientemente


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separados (por algunos cientos de milímetros) y el ánodo está necesitado de oxígeno (por ejemplo en una condición saturada en agua), el hierro como Fe

2+ 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. 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. 2.16. Las manchas de corrosión en el concreto pueden ser indicativo de este tipo de ataque.

Fig. 2.16. Varillas de refuerzo sujetas a bajas condiciones de oxigeno. No existe crecimiento de óxido expansivo.

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. 2.17. 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. 2.3) el hierro en solución reacciona con agua:


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Fig. 2.17. Modelo clásico de corrosión por picadura en acero de refuerzo en concreto.

Fe2+

+ H2O→ FeOH+ + H

+ 2.6

MnS + 2H+ → H2S + Mn

2+ 2.7

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 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.


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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. 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. 2.18 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. 2.18. 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 2.2 muestra el electrodo estándar de referencia o potenciales de celda media de interés para evaluar problemas de corrosión.

Tabla 2.2. Potenciales del electrodo estándar de referencia.

Zn→Zn2+

+ 2e¯ -0.76 V

Fe→Fe2+

+ 2e¯ -0.44 V

Cu→Cu2+

+ 2e¯ +0.34 V


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Los potenciales del electrodo de referencia están en función de una concentración de solución acuosa, así como el tipo de metal. Una solución acuosa más concentrada, por lo general es más corrosiva que una diluida y así la corriente fluirá en una celda de un mismo metal en dos diferentes concentraciones de la misma solución acuosa. 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 muestra en la Fig. 2.19, 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. 2.18). La diferencia de potencial eléctrico será una función del hierro y su medio poroso-acuoso.

Causas y Mecanismos de corrosión

Carbonatación del Concreto 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. 2.20). 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.

Fig. 2.19. Esquema de la medición del potencial del electrodo de referencia (celda media) del acero en el concreto.

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:


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OHCaCOCa(OH)CO 23NaOHO,H

222 2.8

Fig. 2.20. 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 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 2.9

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:


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tkktd 1/2 2.10

El coeficiente de carbonatación, k (mm/y

1/2), 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. 2.21. Fig. 2.21. Representación esquemática del índice de carbonatación del concreto.

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.


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Temperatura. Bajo condiciones ambientales constantes como la humedad, que es el parámetro más importante, un incremento en la temperatura aumentará el índice de carbonatación.

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/m

3 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 el fenómeno de 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. 2.10 descrita anteriormente puede utilizarse para ilustrar algunos ejercicios. La profundidad de carbonatación, puede calcularse con la siguiente ecuación ya antes descrita.

tkktd 1/2 2.11

Donde la penetración, d está en mm y T en años. El valor del índice de carbonatación, k puede estimarse como sigue:

D0.126f'

172k

c

2.12

Donde f’c es la resistencia a compresión en N/mm

2 del cilindro estándar a compresión.

La Ec. 2.12 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. 2.22).


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Fig. 2.22. 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. 2.10 e incluyendo D de la Ec. 2.12:

tD

dk 2.13

Igualando d=r y t=t1 en la Ec. 2.10 y sustituyendo k de la Ec. 2.13:

11 ttD

dr;tkr , despejando t1:

td

Drt

2

1

2.14

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. 2.23 muestra la relación típica entre índice de corrosión del acero y la resistividad eléctrica del concreto carbonatado. 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


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90 % es la microestructura del concreto y los factores que lo determinan (tipo de cemento, w/c, curado, etc.).

Fig. 2.23. Representación esquemática del índice de corrosión en concreto carbonatado en función de la resistividad del concreto.

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. 2.24 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/m

2).

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.


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Fig. 2.24. Valores máximos y mínimos para el índice de corrosión en concreto carbonatado en función de la humedad relativa, HR. Una comparación entre la Fig. 2.21 y Fig. 2.24 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 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.


80

Fig. 2.25. Relación entre HR e índice de corrosión en morteros carbonatados con y sin cloruros.

La Fig. 2.25 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.

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 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


81

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. 2.13, 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 auto-catalítico 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/m

2.

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. Se pueden mencionar algunos otros factores tales como la temperatura, la


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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. 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

2.16

La función de error del valor z o viceversa se pueden encontrar en tabulaciones, como la mostrada en Tabla 2.3. La Ec. 2.16 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

Dt2

xf1

C

t)C(x,error

s

2.15


83

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. 2.16. En esta Ec. el contenido total de cloruros incluye cloruros enlazados químicamente:

Tabla 2.3. Valores de la función de error de Gauss (Ec. 2.18).

z Ferror (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

tD2

xf1CC

ap

errorsx 2.17


84

Donde Cx=Contenido total de cloruros (% en masa de cemento o concreto) en la profundidad, x en metros 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 m

2/seg.

El coeficiente de difusión aparente, Dap y el contenido de cloruros superficial, Cs, se calculan ajustando los datos experimentales en la Ec. 2.17 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. 2.17 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 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. 2.26 muestra un ejemplo de curvas de perfiles de cloruros calculados con la Ec. 2.17.

Fig. 2.26. Ejemplos de perfiles de difusión para cloruros Cx en concreto para diferentes valores de Dap con Cs=5% y t=10 años.

La Fig. 2.27 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.


85

Fig. 2.27. 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. Fig. 2.28. Las diferentes zonas de una estructura marina, en relación a la penetración de cloruros y corrosión.


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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. 2.28). 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. 2.29 se muestran los contornos e penetración de cloruros.

Fig. 2.29. Ejemplo de contornos de penetración de cloruros en una estructura marina.

En la Fig. 2.29, 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 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.


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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.

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.

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


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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. 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


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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. 2.18, 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 sea posible es que la superficie del acero este recubierto con una capa de hidrógeno. Las condiciones que pueden promover el agrietamiento por esfuerzo por corrosión por hidrogenación es un 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

πwσβKI 2.18

πσβ

Kw

22

2IC

cr 2.19


90

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. 2.30.

Fig. 2.30. Campo potencial-pH en la cual la evolución del hidrógeno puede ser posible.

2.3.3. Reacciones expansivas Uno de los principales procesos de degradación del concreto son los productos de reacciones químicas de la pasta con los agregados que pueden provocar expansiones. Estas reacciones producidas, se clasifican en tres categorías según el tipo de agregado utilizado:

Reacciones álcali – sílice (RAS)

Reacciones álcali – carbonato (RAC)

Ataque sulfático En esta sección se pretenden estudiar los distintos tipos de reacciones de forma general enfocándose en aquellos reactivos necesarios para que se produzcan así como en aquellos factores que pueden tener cierta influencia tanto en la rapidez como en la intensidad de sus reacciones.

Reacción Álcali-Sílice

Reacción La reacción álcali-sílice (RAS) ha resultado ser el problema más común y estudiado de

0.059pHEE oeqH 2.20


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la categoría de las reacciones álcali-agregado. Como lo descrito en otros Capítulos, la hidratación del cemento portland da como resultado una solución intersticial que contiene hidróxidos de calcio, sodio y potasio. El hidróxido de calcio está en forma cristalizada mientras que los hidróxidos de sodio y potasio se encuentran presentes en la solución. La reacción álcali-sílice se produce en el momento en que la disolución alcalina de los poros del concreto y los minerales silíceos de algunos agregados reaccionan para formar un gel, que al absorber agua, incrementa su volumen. La Fig. 2.31 muestra un esquema sintetizado del este proceso.

Fig. 2.31. Esquema sintetizado del proceso de reacción álcali-sílice. __________ Anteriormente se creía que el mecanismo de la reacción era distinto para las rocas con minerales silíceos cristalizados que para las rocas con estructura no ordenada, distinguiéndose entre una denominada reacción álcali-silicato (RASS) y reacción álcali-sílice (RAS) respectivamente. Sin embargo, se ha demostrado que no es así y que la reacción es la misma, sólo que en función del grado de cristalización de la sílice, la cinética de la reacción varía, dándose más rápidamente cuanto menor es este grado. Es por esta razón que en adelante, sólo hablaremos de la reacción álcali – sílice.

La expansión del material viene causada por la presión osmótica. Los geles de silicato alcalino pueden ejercer grandes presiones de imbibición durante el proceso expansivo, resultando mayores que la resistencia a tensión del concreto. Las reacciones que se pueden distinguir son principalmente dos, y lo hacen simultáneamente:


92

Reacción 1. Reacción ácido-base, neutralización de los grupos silanol (Si-OH) por la solución alcalina con sosa cáustica:

En primer lugar el grupo silanol reacciona con el OH

- y da como producto Si-O

-,

que al reaccionar con el Na+, produce un gel de silicato:

Reacción 2. Ataque de los puentes de siloxeno por la solución alcalina, lo que provoca una desintegración de la estructura y el paso de la sílice en solución al estado de iones positivos (H2SiO4).

De las anteriores formulaciones, se puede apreciar la importancia que tienen los iones OH

- en las mismas, porque para que se produzcan es primordial la presencia de este

ión. Para que sea posible la reacción álcali-sílice, es necesaria la presencia de sílice reactiva, álcalis sodio y potasio y agua. Pero además, para que la reacción produzca fisuración y expansión, se requiere que las cantidades tanto de sílice reactiva como de álcalis disponibles, sean un tanto significativas y que el agua provenga de una fuente externa al material. Por otro lado, la reacción cesará cuando uno de los reactivos se consuma o cuando la concentración de ión hidroxilo sea tan baja que la sílice reactiva no sea atacada. En la Fig. 2.32, se pueden observar ejemplos donde se establece el equilibrio ya sea porque la reacción se ha completado, o bien porque se ha llegado al equilibrio físico:

Caso 1. La expansión se detiene cuando ya no hay agua disponible.

Caso 2. La expansión se estabiliza cuando se reduce todo el sílice disponible.

Caso 3. La concentración de metal alcalino o la de ión hidroxilo se reduce a un nivel umbral.

Dado que la expansión causada por la RAS se debe a los esfuerzos inducidos por el crecimiento del gel al absorber el fluido intersticial, ésta va a depender del volumen de concentración del gel, de su rapidez de crecimiento y de sus propiedades físicas. Si la rapidez de crecimiento es lenta, las fuerzas internas se disipan por la migración del gel a través del concreto, mientras que si la velocidad es relativamente rápida, las fuerzas internas pueden llegar a un nivel en el que pueden ocasionar fisuras y la expansión del concreto.

NaOH = Na+ OH

- 2.21

Si-OH + OH- → Si-O-+ H2O

Si-O- + Na

+ → gel de silicato (Si-ONa)

2.22

Si-O-Si + 2 OH- →Si-O

- + O

- - Si + H2O

→en solución H2SiO4 2.23


93

Fig. 2.32. Ejemplos de equilibrio. En la Fig. 2.33, se muestra un cierto nivel de formación de las fisuras debido a los esfuerzos internos. El nivel de crecimiento se puede categorizar en cuatro niveles: Fig. 2.33. Nivel determinado de crecimiento de fisuras debidas a la reacción álcali-agregado.

Nivel 1. El gel crece induciendo tensiones internas, pero no se dan microfisuras.

Nivel 2. Los esfuerzos inducidas son lo suficientemente grandes para causar microfisuras en la proximidad de las partículas reactivas, sólo ocurre una expansión insignificante.

Nivel 3. El gel migra hacia algunas microfisuras y hay un lento fortalecimiento de las fuerzas internas.


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Nivel 4. Las fuerzas internas inducidas alrededor del gel que llena las microfisuras son lo suficientemente grandes para causar microfisuras extensivas y se pueden producir grandes expansiones.

En algunas estructuras monitoreadas en Dinamarca, EE. UU. y Sudáfrica las fisuras tardaron en aparecer entre 1 y 3.5 años. En el caso de estructuras de concreto afectadas en el Reino Unido examinadas en 1976, el examen petrográfico muestra que las macro-fisuras se formaron probablemente algunos años antes del momento del examen, que en ese momento tenían entre 5 y 7 años. Como en todos los casos de expansión del concreto, las fisuras y expansiones causadas por la RAS, están influenciadas por la geometría del elemento del concreto, la presencia de armado y la carga aplicada. La anchura de las macro-fisuras inducidas por la RAS en la superficie expuesta del elemento de concreto puede oscilar desde menos de 0.1 mm hasta más de 10 mm en casos extremos. Si el proceso de la expansión no ha finalizado, las anchuras de las fisuras se incrementarán durante periodos húmedos prolongados. Las macro-fisuras se localizan normalmente en 25 a 50 mm de la superficie expuesta del elemento y se encuentran alineadas perpendicularmente a la superficie expuesta. Dado que las macro-fisuras inducidas por RAS están generalmente restringidas a una profundidad de 50 mm más o menos desde la superficie expuesta del elemento de concreto, puede deducirse que las capas de la superficie han estado sujetas a esfuerzos y el núcleo del concreto a compresión. Consecuentemente más expansión, y por lo tanto reacción, ocurre dentro del núcleo de concreto. Un modelo idealizado de posible micro y macro-fisuras causado por RAS se muestra en la Fig. 2.34. Según la experiencia, en concreto plano y armado, la profundidad de las macro-fisuras es una décima parte del espesor del elemento.

Fig. 2.34. Modelo idealizado de micro y macro-fisuras causadas por la reacción álcali-sílice en concreto.


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Factores que afectan la reacción Entre los factores que influyen en la reacción álcali-sílice destacan los siguientes:

Propiedades de los materiales: o Agregados: composición, granulometría o Cemento

Humedad ambiental

Temperatura

Propiedades de los materiales

Propiedades de los agregados

Composición Los agregados que se ven afectados por la RAS, son aquellos que en su composición cuentan con minerales silíceos. Los agregados que componen los concretos vienen de unas rocas que se encuentran en un estado distinto a sus condiciones naturales, por lo que evolucionarán hasta encontrar un nuevo equilibrio. Esto es lo que se conoce como reactividad, y dependerá tanto de los minerales como de las rocas de las que forman parte estos minerales. Por un lado, dependerá del tipo de mineral, y de su historia tectónica; y por otro, de la estructura, tamaño de los granos, porosidad, permeabilidad de la roca y de la composición de la misma. Se debe tener en cuenta que en el momento que se produzca la reacción, ésta será más rápida en tanto que más desordenada sea la estructura del mineral: si la forma de sílice se encuentra bien cristalizada o es relativamente densa, el ataque será superficial, mientras que si está pobremente cristalizada los iones hidroxilos y sodio o potasio entrarán en el interior, esto se puede apreciar en Fig. 2.35. En el caso (A) los iones no pueden penetrar y el ataque se reduce a la superficie, lo contrario sucede en el caso (B). Fig. 2.35. Ataque de los álcalis en sílice bien cristalizada (A) y en sílice amorfa (B).


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Debe tenerse en cuenta que el cuarzo es la forma más común de sílice y tiene una disposición ordenada del tetraedro de silicio y oxígeno que es estable bajo condiciones normales. Por otro lado, el ópalo es la forma más desordenada y reactiva de sílice, que forma una clase de retícula aleatoria de tetraedros con espacios entre los grupos de moléculas. En la Tabla 2.4, preparada por el CSIR en Pretoria, se detallan varios de los minerales, rocas y otras sustancias que resultan potencialmente nocivos para las reacciones de álcali-agregado:

Tabla 2.4. Minerales, rocas y otras sustancias potencialmente nocivas reaccionando con los álcalis del cemento. (Esta lista no es exhaustiva).

Minerales

Ópalo, calcedonia, tridimita, cristobalita, cuarzo vitrificado cripto-cristalino, micro-cristalino, cuarzo de grano grueso intensamente fracturado, granulado y deformado con incrustaciones sub-microscópicas, siendo la ilita una de las más comunes; sílice volcánica cristalizada, intermedia y básica, cuarzo jaspeado

Rocas

Ígneas

Granitos, más del 30% de cuarzo deformado con 25˚ o más de extensión ondulante, granodiorita, charnockites, pómez, riolita, andesitas, sílice o sílice intermedia, rica en cristales volcánicos, cristales desvitrificados, tridimita, dacitas, latitas, perlitas, obsidiana, toba volcánica, basalto, calcedonia, cristobalita, palagonita, vidrio volcánico básico

Metamórficas Gneis, más del 30% de cuarzo deformado con 25˚ o más de extensión ondulante, esquisto, cuarcita, cuarzo con 5 % o más de sílice, corneana, cuarzo micro-cristalino a cripto- cristalino, filita, argilita

Sedimentarias

Areniscas, 5 % o más de sílice, ópalo, grauwacas, cuarzo micro-cristalino a cripto-cristalino, limos, cuarzo micro-cristalino a cripto-cristalino, pizarras, tillitas, cuarzo micro-cristalino a cripto-cristalino, sílice, cuarzo cripto-cristalino; calcedonia ópalo, sílex, diatomita ópalo, cuarzo cripto-cristalino, calizas arcillosas dolomíticas, dolomita, filosilicatos expuestos por dedolomitización, dolomitas arcillosas cálcicas, calcita arcillosa dolomítica con cuarzo

Otras sustancias Vidrio sintético, gel de sílice

En algunas investigaciones se ha estudiado la expansión producida en barras de mortero al utilizar formas distintas de sílice. Los ensayos se llevaron a cabo utilizando distintas proporciones de constituyentes reactivos con arenas de cuarzo inerte. Todas las barras de mortero tenían un contenido alcalino de cemento de 6.2 kg/m

3 y fueron

almacenadas a 20 ºC. Los resultados que obtuvieron son los de la Tabla 2.5. En base a los resultados de la expansión, se puede concluir que los minerales silíceos ensayados pueden ordenarse en base a su potencial reactividad como sigue: ópalo, calcedonia, cristobalita, tridimita, cuarzo criptocristalino. Los citados autores, además llegaron a la conclusión de que los agregados que contenían formas menos reactivas de sílice como cristobalita, tridimita y cuarzo criptocristalino posiblemente no reaccionarán en presencia de mayores concentraciones de álcalis que otras formas más reactivas de sílice.


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Tabla. 2.5. Resultados obtenidos de constituyentes agregado a mezcla.

Constituyente agregado a mezcla y su porcentaje en masa total del agregado que provocó expansiones del mas de 0.05% en 6 meses

·Ópalo, 5, 10 y 20%

·Calcedonia, 20% ·Esquisto (ópalo y calcedonia), 5 y 20% ·Esquisto (calcedonia y cuarzo cripto cristalino), 10 y 20% ·Pirex, 10, 50 y 100%

Constituyente agregado a mezcla y su porcentaje en masa total del agregado que provocó expansiones del mas de 0.05% en 4 a 5 años

·Cristobalita, 10, 20 y 50%

·Tridimita, 10 y 20% ·Calcedonia (cuarzo micro cristalino y calcedonia), 5% ·Esquisto (cuarzo cripto cristalino), 20%

Efecto pésimo Si se comparan las expansiones que se producen al variar las proporciones de agregado reactivo, se puede observar que se produce un pico para una proporción dada. Esto significa que hasta un determinado porcentaje, la expansión aumenta a medida que lo hace el contenido de agregado reactivo, pero se llega a un punto a partir del cual, al seguir aumentando la proporción de agregado, la expansión disminuye. Esto es lo que se conoce como el efecto pésimo y se puede observar en la Fig. 2.36. Fig. 2.36. Influencia del contenido de agregados reactivos frente a la expansión. La cantidad de agregado reactivo para el que se produce este pico de la expansión variará en función del tipo de agregado determinado: para algunos de alta reactividad


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como el ópalo, se sitúa en un 3.5 % mientras que para otros menos reactivos la proporción es de un 10-20 %. La explicación que se puede dar a este comportamiento es la siguiente: si la proporción de sílice reactivo en el total de los agregados es pequeña y está libre, será consumida rápidamente por la reacción y la cantidad de gel no será suficiente para provocar daño, mientras que si la proporción es grande, la concentración de iones alcalinos en el agua intersticial se reduce debajo de un cierto nivel durante el tiempo de endurecimiento del concreto y por consiguiente el volumen de gel formado no provoca una expansión total. Algo similar ocurre con la relación expansión/tiempo como se puede observar en la Fig. 2.37. Para proporciones muy grandes o muy pequeñas no se dan expansiones, pero si se observan los valores intermedios, la expansión es mayor cuanto menor es la edad de comienzo de las expansiones, es decir, que con la proporción de agregado reactivo del efecto pésimo además de comenzar antes a expandirse, esta expansión será la mayor posible.

Fig. 2.37. Relación expansión-tiempo.

El efecto pésimo se esquematiza en la Fig. 2.38 para relaciones agua/cemento y agregado/cemento de 0.4 y 2.75 respectivamente y un contenido de álcali de 6 kg/m

3, y

su desarrollo se explica a continuación. Región A. El contenido de sílice reactivo es bajo y crecimiento del gel después del endurecimiento del concreto no es de la suficiente intensidad como para inducir fisuras. El crecimiento del gel ocurre sin ningún efecto adverso en el concreto. Región B. La reacción continúa después de que el concreto ha endurecido, y la intensidad de la reacción es suficiente para inducir fisuración. La expansión se detiene cuando todo el sílice reactivo se ha reducido o cuando la reacción cae a un nivel lo suficientemente bajo. En esta región hay un exceso de álcalis. Región C. La reacción continua después de que el concreto se ha endurecido, se produce fisuración y la expansión se detiene cuando los álcalis del agua intersticial se reducen a un nivel umbral o se han reducido totalmente. En esta región hay un exceso de sílice reactiva.


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Región D. El contenido de sílice reactivo es tan alto y la reacción tan rápida que cuando el concreto se ha endurecido, la velocidad de crecimiento del gel es demasiado lenta para inducir el agrietamiento. Pueden formarse grandes cantidades grandes de gel sin ningún efecto adverso en el concreto. Fig. 2.38. Efecto pésimo.

Granulometría La reacción álcali-sílice puede producirse al utilizar arena o bien grava procedente de un agregado reactivo. Hay muchos casos en que la expansión y fisuración del concreto se produce en presencia de agregados reactivos con un tamaño comprendido en el rango de 1 a 5 mm (es decir, las partículas más gruesas de agregado fino), aunque en algunos casos la reacción ha ocurrido en el agregado grueso. Esto se debe a que la cantidad de sílice que reacciona depende de la superficie específica del agregado de modo que cuanto mayor sea la relación superficie/volumen, más cantidad estará disponible. En el caso de la fracción arena, experimentalmente se ha comprobado que la expansión del concreto es mayor cuánto menor el tamaño de la partícula, hasta llegar al tamaño de 75 mm. Por debajo de este tamaño, la reacción se produce de una manera muy dispersa, sin producir expansiones importantes y no dando lugar a concentración de esfuerzos, por lo que la fisuración es menor. Por otro lado, respecto a la gradación de los agregados, cuando un agregado fino reactivo se combina con un agregado grueso inocuo, la porosidad del agregado grueso afecta a la reactividad global, pues cuánto mayor es su porosidad, menor es el daño que produce. Esto se debe a que los poros actúan como cámara de expansión, de


100

modo que los productos de la reacción, al aumentar de volumen, ocupan en primer lugar estos poros sin provocar esfuerzos adicionales. Cuando se trata de un agregado grueso reactivo, la expansión es menor a una edad temprana, pero aumentará continuamente a lo largo del tiempo debido a que la superficie específica es menor que en un agregado fino. En la Fig. 2.39, se muestra la relación expansión - edad en concretos en que las partículas de agregado reactivo varían entre 150-300 mm hasta aproximadamente 13 mm. Estos concretos tenían un contenido de álcalis de 5 kg / m3 y fueron ensayados con la relación sílice/ álcali más crítica, sus relaciones agua / cemento y agregado / cemento de 0,41 y 3 respectivamente.

Fig. 2.39. Tamaño de la partícula reactiva en la relación expansión y edad.

Propiedades del cemento, álcalis Los álcalis sodio y potasio en el cemento tienen su origen en las materias primas usadas para la manufactura del cemento portland, arcillas, roca caliza, tizas y esquistos y si el carbón se usa como combustible, también pueden venir de las cenizas de éste. Los compuestos alcalinos en el clínker son sulfatos alcalinos, álcali–aluminatos y alumino-ferritas y álcali-silicatos. El contenido de ácido soluble de un cemento portland se calcula convencionalmente como equivalente en óxido de sodio usando la fórmula siguiente:


101

En la Fig. 2.40, se puede apreciar que para las rocas estudiadas las expansiones son mucho mayores para el caso de cementos con alto contenido en álcalis, es decir, un contenido mayor al 0.6 %. Si los álcalis proveniesen también de fuentes externas se calcula de la forma siguiente:

Donde: A=Contenido en álcali reactivo del concreto, kg/m

3

C=Contenido medio de cemento portland en el concreto, kg/m3

a=Contenido de álcali reactivo del cemento, % E=Contenido medio de escorias o cenizas en el concreto, kg/m

3

d=Promedio de álcali reactivo en escorias o cenizas proporcionado por el fabricante, kg/m

3

Ns=Contenido en iones cloruro de la arena NC=Contenido en iones cloruro de agregado grueso MS=Contenido de arena, kg/m

3

MC=Contenido de agregado grueso, kg/m3

Fig.2.40. Influencia del contenido en álcalis en la expansión del concreto.

(Na2O)e = Na2O + 0.658 (K2O) 2.24

100

MNMN0.76EdCaA ccss 2.25


102

Fig. 2.41. Expansión en función de la relación álcali/sílice.

Variando el contenido de álcali de un cemento en un concreto, cambia la concentración de ion hidroxilo, el contenido de álcali disponible y por tanto la relación sílice/álcali. El efecto que los cambios en el contenido de álcalis del cemento pueda tener en la expansión se muestra en la Fig. 2.41, para morteros almacenados continuamente en agua. El contenido de cemento de los morteros es de 670 kg/m

3. El examen de esta

Figura muestra que la curva pésima se ensancha mientras que el contenido en álcali del cemento aumenta y que la máxima expansión ocurre para una relación sílice/álcali común de 4.5, las relaciones agua/cemento y agregado/cemento eran de 0.41 y 2 respectivamente, a 20 ºC. En ensayos que se realizados con morteros con contenidos de cemento entre 340 y 1250 kg/m

3 con diferentes niveles de álcalis, algunos de los cuales se prolongaron

durante 5 años, se observó que ningún mortero se había agrietado ni expandido si el contenido de álcali era inferior a 3.5 kg/m

3. Aunque este ensayo fue con cementos de

Gran Bretaña y no se pueden extrapolar a otros, ya que estos tienen un exceso de potasio sobre sodio. Además se comprobó que todos los morteros que se fisuraron lo hicieron antes de 320 días. Por encima de 3.5 kg/m

3 se observaron incrementos

máximos en expansión a largo plazo, la mayor expansión fue sobre el 2.5 %. Para contenidos similares de álcalis se dan variaciones importantes de la expansión. Estas variaciones pueden atribuirse a los siguientes factores:

Diferentes velocidades de liberación de álcalis de los cementos

Variaciones en la relación sodio/potasio de los cementos

Diferentes velocidades de desarrollo de la resistencia En la Fig. 2.42, la máxima apertura de la fisura a una edad de 14 años se muestra en


103

la gráfica frente al contenido de álcalis. Las anchuras de fisura medibles sólo se notaron en concretos con cantidades de álcali superiores a 5.8 kg/m

3. Todos los

concretos que se fisuraron por causa de la RAS, en estas series de muestras, lo hicieron antes de los 56 días indicando que el constituyente reactivo de la arena reaccionaba a alta velocidad. Fig. 2.42. Variación de la máxima abertura de la fisura a los 14 años. Los criterios sobre el valor del contenido máximo de álcalis son diversos, por lo general se dice que un cemento con bajo contenido tiene menos de un 0.6 %, pero hay opiniones que difieren como sugiere un artículo de la Concrete Society Working Party, donde se propone reducir el límite para minimizar el riesgo de agrietamiento debido a la RAS en construcciones nuevas usando la siguiente ecuación.

Donde: c=Contenido de cemento portland del concreto, kg/m

3

a=Contenido de álcali reactivo en el concreto (porcentaje en masa del cemento). Basado en los ensayos de los cementos del Reino Unido el límite de álcalis de 3 kg/m

3

es conservador si los álcalis disponibles provienen un sólo cemento portland.

Humedad ambiental Para que se produzca la reacción álcali-sílice se necesita un cierto contenido de agua. Se considera que no se producirá daño, o que su evolución cesará, si la humedad

3kg/m3.0100

ca

2.26


104

ambiental es inferior al 80 %, suponiendo el aire como la única fuente de humedad. Se debe de tener en consideración, que determinadas estructuras de concreto, como las presas, están en contacto permanente con agua. Éstas, tienen por un lado, contacto permanente con la misma en el paramento aguas arriba y por otro, en su interior, dado que el concreto tiene un cierto grado de permeabilidad, también habrá cierto grado de humedad.

Temperatura En general, la velocidad de reacción y la formación de gel aumentan con la temperatura. Pero se debe tener en cuenta que al mismo tiempo, el gel a altas temperaturas es menos viscoso y se introduce con mayor facilidad por las fisuras y huecos del concreto, pudiendo disiparse en parte la expansión.

Reacción Álcali-Carbonato

Reacción La reacción álcali-carbonato se presenta en concretos compuestos de rocas carbonatadas como agregados. Existen dos clases de reacciones álcali-carbonato: en la primera, las rocas carbonatadas reaccionan con los álcalis presentes en los poros del concreto produciendo expansiones y fisuraciones nocivas, en la segunda, las zonas periféricas de las partículas de agregado en contacto con la pasta de cemento, se modifican, desarrollándose bordes sobresalientes entre la partícula y la pasta alterada que la rodea. Sin embargo, esta reacción no parece ser nociva para el concreto. Estos bordes se pueden observar en la Fig. 2.43. Teniendo en cuenta el tipo de roca que reacciona, y los problemas que provoca, se pueden distinguir los siguientes tipos de reacción álcali-carbonato:

Fig. 2.43. Superficies de testigos que muestran bordes de reacción.


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1. Reacciones que afectan a rocas carbonatadas no dolomíticas. Se caracterizan por que los bordes, que en este caso son negativos, de la reacción son visibles a lo largo de los márgenes de las secciones transversales de las partículas del agregado. Esta reacción no se considera nociva para el concreto e incluso puede resultar benéfica. __________ Se habla de bordes negativos cuando la zona de borde de reacción se disuelve con mayor rapidez que el interior de la partícula.

2. Reacciones que afectan a dolomías o a rocas carbonatadas muy dolomíticas.

También se caracteriza por bordes de la reacción visibles en las secciones transversales. Salvo en casos puntuales, no hay datos para indicar que sea una reacción dañina.

3. Reacciones que afectan a rocas dolomíticas impuras. Estas rocas presentan

una composición y textura características. Esta textura consiste en una matriz de grano fino de calcita y arcilla que rodea una serie de grandes cristales de dolomía diseminados en el interior de dicha matriz. La roca consiste en cantidades importantes de dolomita y calcita en la parte carbonatada, con cantidades significativas de residuo insoluble en ácido, en su mayoría arcilla. Hay dos tipos de reacción que afectan a estas rocas:

a. Reacciones de silicificación de los bordes. No hay datos de que esta

reacción sea nociva para el concreto, aunque podría estar relacionada con el retraso de la velocidad de adquisición de resistencia del mismo. La reacción se caracteriza por el enriquecimiento en sílice de la periferia de las partículas que reaccionan, y al atacarlas con ácido clorhídrico diluido, los márgenes se observan como positivos o sobresalientes.

b. Desdolomitización. Esta es la reacción que produce las expansiones en el concreto y se va a tratar de ahora en adelante.

Desdolomitización La desdolomitización, es la reacción del carbonato cálcico y magnésico con una solución alcalina dando como producto la brucita (hidróxido magnésico) y la regeneración de hidróxido alcalino según las siguientes reacciones:

CaMg (CO3)2+2 NaOH → Mg (OH)2+CaCO3+Na2CO3 Dolomita Brucita Calcita

2.27

O bien:

CaMg (CO3)2+2 NaOH+5H2O → CaNa2 (CO3)2·5H2O+ Mg (OH)2 2.28

Regeneración del ión álcali (por ejemplo, NaOH):

Na2CO3 + Ca (OH)2 → 2 NaOH + CaCO3 2.29


106

Portlandita Calcita

Al formarse Mg (OH)2, que es un producto relativamente insoluble, se produce un debilitamiento de la unión de la pasta de cemento y una zona porosa alrededor del agregado con lo que el agua puede penetrar fácilmente. Además, el hecho de que se produzca la regeneración del ión álcali en solución hace que la desdolomitización sea un proceso continuo que puede afectar a grandes cantidades de agregado. Existe otra propuesta de una reacción de desdolomitización en la que no intervienen los cationes alcalinos. En este caso, no se refiere al álcali-carbonato aunque obviamente, igualmente se trata de una reacción expansiva sólo que en este caso no intervienen esos iones:

CaMg (CO3)2+Ca(OH)2 → Mg(OH)2+2CaCO3 2.30

Aquí, la dolomita reacciona directamente con la portlandita para dar brucita y calcita sin que sea necesaria la presencia de álcalis en solución.

Mecanismo de expansión Se han dado distintas explicaciones a la expansión debida a la reacción álcali-carbonato. Las principales son:

Mecanismo indirecto. Los agregados que provocan expansiones por álcali-carbonato tienen una estructura con matriz de grano fino de calcita y arcilla que rodea una serie de grandes cristales de dolomía. El mecanismo de expansión propuesto por esta teoría consiste en que la fuerza expansiva se debe a la absorción de agua por las arcillas de las superficies expuestas. La disolución de la dolomía favorece la circulación de agua entre los granos de agregado y la incorporación de la solución en la estructura de las arcillas.

Mecanismo directo. La desdolomitización produce un aumento de volumen, y la presión de cristalización de la calcita y la brucita es la que provoca la expansión y consecuente fisuración.

Factores que afectan a la reacción

Alcalinidad La expansión y fisuración se presentan cuando los agregados descritos anteriormente se usan como agregado grueso en concretos y cementos con alto contenido en álcalis. Los álcalis provendrán principalmente del cemento, aunque también pueden provenir de otros componentes del concreto y de fuentes externas: adiciones minerales, aditivos, agregados contaminados con sal, etc.


107

En cuanto al efecto de la variación de la alcalinidad, por un lado se puede afirmar que el aumento de la alcalinidad provoca un aumento en la velocidad de la reacción. Pero por otro, se dice que en una reacción no intervienen directamente los iones álcali. En estudios realizados a temperatura ambiente, se produce una ligera disminución de la velocidad de la reacción con el aumento de la alcalinidad mientras que a 75 ºC, la cinética de la reacción aumenta a medida que lo hace la alcalinidad.

Tamaño del agregado Cuánto menor es el tamaño del agregado reactivo, menor es la expansión observada. Dado que se produce una mayor expansión en el contacto pasta-agregado, el porcentaje relativo de volumen de expansión de las partículas de agregado menores es mayor que el de las partículas más grandes, pero la expansión absoluta es al contrario. Rodeadas de una interfase porosa y flexible, las partículas más pequeñas contribuyen menos a la expansión del concreto que los agregados más grandes. Si la porosidad de la interfase se reduce, se produce el efecto contrario. La fisuración y expansión se dan únicamente en las calizas dolomíticas arcillosas con la textura requerida y la composición apropiada: cristales romboédricos de dolomita (un tamaño de 50 micras o menor) distribuidos de una forma relativamente dispersa en una matriz de calcita micrítica, en la que hay entre un 5 y un 25 % de residuo insoluble en ácido, compuesto de illita y clorita, con algo de cuarzo sedimentario. El mayor potencial expansivo de los agregados se produce cuando la relación calcita-dolomita es de 1:1.

Ataque Sulfático

Reacción El ataque sulfático del concreto es un proceso complejo y a pesar de que se ha investigado durante décadas, aún no existe pleno consenso sobre los mecanismos mediante los cuales se activa y desarrolla la degradación del concreto por la acción de los sulfatos. Lo que sí se reconoce con cierta confiabilidad es que este tipo de compuestos reaccionan fundamentalmente con los componentes del cemento, dando lugar a una serie de nuevas sustancias cuyo volumen es, en la mayoría de los casos, mayor que los productos de reacción. Este incremento de volumen provoca un hinchamiento diferencial en el seno del concreto cuyos esfuerzos internos asociados pueden superar la resistencia a tensión del material, causando la fisuración del mismo. Las fuentes del sulfato pueden ser externas (soluciones agresivas) o internas (contenido en sulfatos del cemento, agua de amasado o agregados). El estudio de los mecanismos de ataque del concreto por fuentes externas de sulfatos es un tema de plena actualidad científica. La extensión del ataque depende de la cantidad de sulfato en solución que, a su vez está relacionada con las de otros cationes y aniones. Así, la agresividad de los sulfatos es, en orden descendiente, amonio magnesio, sodio, potasio y calcio.


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Las formas de ataque pueden ser dos, según la concentración y la fuente de iones sulfato:

1. Expansión del concreto por cristalización de sales complejas, que tiene origen en dos reacciones químicas:

a. Reacción con el aluminato tricálcico hidratado para formar etringita (aumento de volumen del 227%) que causa la expansión del concreto. El concreto fisura, provocando disgregación final del material al penetrar el agua fácilmente.

b. Relación con otros componentes procedentes de la hidratación del cemento, como la cal y la magnesia hidratadas, para producir sulfato cálcico hidratado. La formación de yeso como resultado de las reacciones de intercambio de cationes también puede producir expansiones (aumento de volumen del 125%), aunque el deterioro del concreto por formación de yeso se debe a un proceso que supone una reducción de la resistencia y rigidez, seguido de expansión y fisuración y la transformación del material en una masa sin cohesión.

2. Pérdida de resistencia y de masa debido al deterioro en la cohesión de los

productos de hidratación del cemento, y puede originarse por la actuación del sulfato magnésico o bien por la formación de la thaumasita. Según el sulfato contenido, se dará una u otra reacción:

Sulfato cálcico. reacciona con el aluminato de de calcio hidratado y se origina etringita:

3(CaSO4·2H2O)+3CaO·Al2O3·6H2O+19H2O → 3CaO·Al2O3·3CaSO4·31H2O 2.31

Sulfato de sodio. Reacciona con la portlandita dando yeso secundario:

Ca (OH)2+Na2SO4·10H2O → CaSO4·2H2O+2NaOH+8H2O 2.32

También se produce la reacción con aluminato tricálcico hidratado, con formación de etringita:

3·(Na2SO4·10H2O)+3CaO·Al2O3·12H2O → 3CaO·Al2O3·3CaSO4·31H2O+ 2Al(OH)3+6NaOH+17H2O

2.33

Sulfato de magnesio. Reacciona con la portlandita dando hidróxido de magnesio (que forma una capa protectora del concreto) y yeso secundario, para formar a continuación etringita:

Ca (OH)2+MgSO4+2H2O → CaSO4·2H2O+Mg(OH)2 2.34

3(CaSO4·2H2O)+3CaO·Al2O3·6H2O+19H2O → 3CaO·Al2O3·3CaSO4·31H2O 2.35


109

En el ataque por sulfato de sodio, el hidróxido de sodio resultante garantiza el mantenimiento de una alta alcalinidad en el material, lo que es esencial para la estabilidad de los compuestos de silicato hidratados. En cambio, el ataque del sulfato de magnesio es relativamente insoluble y poco alcalino, reduciendo la estabilidad de los compuestos de silicato hidratados y permitiendo que continúe el ataque por la solución ácida:

3MgSO4+3CaO·SiO2·3H2O+8H2O → 3(CaSO4·2H2O)+3Mg(OH)2 + 2SiO2·2H2O

2.36

En este caso, se trata de una reacción del segundo tipo: se origina un deterioro en la cohesión de los productos de hidratación de la pasta del cemento. Asimismo, el agua que contiene es eminentemente agresiva dado que la solubilidad de esta sal es muy elevada.

Algunos sulfuros de hierro como la pirita, pirrotina, marcasita o calcopirita se oxidan en presencia de oxígeno gracias a las condiciones alcalinas del concreto, produciendo hidróxidos de hierro y ácido sulfúrico. El sulfato ferroso y el ácido sulfúrico reaccionan con los constituyentes alcalinos de la disolución de los poros del concreto para dar una serie de sulfatos alcalinos y de calcio además de hidróxido férrico. Esto da lugar a expansiones por ser mayor el volumen de los productos de oxidación. Posteriormente se produce una expansión secundaria debida a la formación de etringita en la interfase agregado pasta del cemento, al producirse un ataque por sulfatos convencional:

Oxidación de los sulfuros:

Pirita y/o pirrotina+O2+H2O → FeSO4+H2SO4 2.37

Ataque por sulfatos:

FeSO4+Ca(OH)2+2H2O → CaSO4·2H2O+Fe(OH)2 2.38

H2SO4+Ca(OH)2 → CaSO4·2H2O 2.39

3(CaSO4·2H2O)+3CaO·Al2O3·6H2O+19H2O → 3CaO·Al2O3·3CaSO4·31H2O

2.40

La expansión producida por la reacción de oxidación supone tan solo un 13 % de la expansión total.

Si el ataque sulfático se da en presencia de carbonatos bajo


110

condiciones de elevada humedad y temperaturas de entre 0 y 10 ºC y el contenido de Al2O3 de los aluminatos iniciales del cemento está entre 0.4 y 1.0 %, puede formarse CaSiO3·CaCO3·CaSO4·15H2O (thaumasita), con consecuencias peores que la formación de etringita, porque ataca al silicato cálcico hidratado, lo que puede desintegrar completamente el concreto endurecido.

Origen del ataque

Fuentes externas

Aguas subterráneas. Los sulfatos más peligrosos se encuentran en suelos y aguas

subterráneas. De todos los sulfatos presentes en los suelos, solamente el contenido en yeso (CaSO4·2H2O) está limitado por la solubilidad del mineral. Dicha solubilidad es equivalente a una concentración de 1200 ppm de SO3 en aguas subterráneas. Sin embargo, cuando el valor es inferior al citado no debe pensarse en el yeso como única fuente de sulfatos. Cualquiera de los cationes (principalmente sodio, potasio y magnesio) también puede estar presente en forma de sulfato ya que, por ejemplo, las solubilidades de los iones sodio y magnesio son unas 150 a 200 veces superiores a las del yeso. Proceden de la oxidación de sulfuros (piritas), la descomposición biológica de materia orgánica y la contaminación industrial. Como las dos primeras fuentes requieren oxígeno, las capas superiores del suelo tienen mayor concentración de sulfatos que aquellas capas inferiores. También las rocas seleníticas en la cimentación pueden producir ataques por sulfatos.

Aguas marinas. La acción química del agua marina sobre el concreto se debe

principalmente al sulfato de magnesio. El sulfato de magnesio reacciona con el hidróxido de calcio de los cementos portland para dar sulfato de calcio e hidróxido de magnesio. De todas formas, en presas, no será esta la fuente de los sulfatos.

Aguas del embalse. Las rocas yesíferas en la zona del embalse pueden producir ataque por sulfatos.

Fuentes internas

Cemento. El cemento portland incorpora yeso en su proceso de fabricación, como

regulador del fraguado. En las normas europeas se limita el contenido de SO3 para evitar problemas de expansiones posteriores.

Agregados. El contenido en yeso de un agregado debe limitarse (recomendable 4.5 %

si se emplea cemento portland normal y 6 % si se emplea cemento portland resistente a sulfatos) ya que la expansión por formación de etringita secundaria puede deteriorar el material.

Agua de amasado. Se recomienda limitar su contenido.


111

Factores que afectan a la reacción

Concentración y naturaleza del sulfato La velocidad del ataque dependerá tanto de la concentración de sulfatos en medio acuoso como de la naturaleza del sulfato: la velocidad aumenta rápidamente hasta el momento en el que la concentración de sulfato de magnesio o sulfato de sodio alcanzan, respectivamente, valores de aproximadamente 0,5 y 1 por ciento. Para concentraciones superiores, el ataque sulfático continúa pero a una velocidad cada vez menor. La acción relativa de los sulfatos de sodio y magnesio depende también de la composición del cemento. Mientras que el sulfato de sodio tiende a atacar a de forma más severa a los cementos con un alto contenido en aluminato tricálcico, el sulfato de magnesio a aquellos con un bajo contenido del mismo. Debido a su baja solubilidad, la acción del sulfato de calcio sobre morteros y concretos de baja porosidad es mucho más lenta que la de los sulfatos mencionados (de sodio y magnesio), pero su efecto final es comparable al de una solución concentrada de sulfato de sodio. Esto no sucede en morteros y concretos con una porosidad considerable, donde esta acción puede ser relativamente rápida.

Agua Para considerar la importancia del papel del agua en el ataque sulfático del concreto, hay que tener en cuenta factores como la permeabilidad del suelo, si el agua circula o está estancada, y la localización del nivel freático. La zona más atacada es la zona en la que oscila el nivel de agua, ya que se produce cristalización de las sales y esto agudiza el ataque. La circulación de agua también es más peligrosa que cuando está estancada, ya que en este caso, la renovación de sulfatos es continua.

Modo de construcción Las vigas fabricadas sin ningún tipo de compactación muestran altos contenidos en sulfatos después de cinco años, que se concentraban preferentemente en las zonas más rugosas de la superficie del concreto. Esta observación pone de manifiesto la importancia de un buen cimbrado y una buena ejecución del mismo para asegurar un moldeado de la superficie adecuado, y así minimizar las rugosidades. Asimismo, el deterioro es más rápido en estructuras con pequeños espesores que en otras más masivas. En cuanto al caso de estructuras que tengan una superficie por la que se pueda perder humedad, ya sea por filtración o por evaporación, y la otra pueda renovarse, es peor que si está en contacto por ambas superficies.


112

2.4. Procesos Físicos

2.4.1. Hielo-Deshielo En regiones de climas fríos uno de los problemas más persistentes es la deterioración del concreto causado por el hielo-deshielo, H-D, tema que no ha sido completamente resuelto. Los cementos y aditivos inclusores de aire se han venido utilizando para impartir resistencia al H-D en el concreto desde los años 30 s del siglo pasado. Debido a que ciertos porcentajes de aire incluido se limitan algunas propiedades del material (como por ejemplo su resistencia), el objeto de la inclusión de aire el asegurar cierta resistencia los efectos del H-D, pero no más del necesario. Aún más, los inclusores de aire se pueden utilizar por economía o para mejorar la trabajabilidad.

Fig. 2.44. Factor de durabilidad para diferentes niveles de contenidos de aire.

Algunos trabajos iniciales de investigación desde los años 40 s hasta los 60 s del siglo pasado, establecieron los requisitos para el contenido de aire de al menos 3% en volumen para proteger al concreto de los efectos del H-D (Fig. 2.44). Investigación más avanzadas indican que si bien, los poros del aire protegen la pasta, el contenido requerido de aire depende del contenido de pasta que está en función del tamaño del agregado y la graduación para un contenido mínimo de cemento. Por lo que un 3% de aire en volumen de concreto puede ser suficiente para mezclas pobres, pero no para aquellas ricas en cemento. La fuente de burbujas de aire en el material se puede clasificar como natural y artificial. Los poros de aire natural son relativamente grandes, de 1 a 10 mm de diámetro por lo general. Los poros de aire artificial son mucho más pequeños que aquellos, siendo desde 0.01 a 1 mm de diámetro presentes en el concreto, los cuales provienen de la acción de un aditivo inclusor de aire. La cantidad de poros de aire natural en el concreto están en función del tamaño del agregado y graduación del agregado


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(especialmente el agregado fino) y por lo general comprenden del 1 al 2% del volumen del concreto, pero en algunos otros casos puede ser del 3 al 4%. El aditivo o cemento inclusor de aire hace que la estructura porosa del material se reduzca a diámetros menores, quedando pocos poros de diámetro mayor. Las Instituciones Americanas como el ACI, ASTM y muchos Departamentos de Transporte especifican un contenido de aire del 5 al 7% en el concreto fresco para tamaños máximos de agregado desde 50 hasta 12.5 mm con tolerancias de ±2%. Estas especificaciones están tomadas de los resultados de ensayos volumétricos y de presión de la ASTM y AASHTO, que desafortunadamente ofrecen la estimación del aire total y no la distribución de tamaños de poros, siendo además que estos ensayos se realizan antes de cualquier actividad en obra, como colado, compactación y acabado, que pueden alterar el sistema y pueden diferenciarse en mucho al concreto fresco en la etapa de caracterización. Otro parámetro aceptado comúnmente para concreto endurecido es el factor de espaciamiento de poros de 0.2 mm o menos para la resistencia H-D.

2.4.2. Retracción por secado y fluencia El concreto soporta cambios volumétricos en servicio debido a estímulos como esfuerzos, cambios de humedad y cambios en temperatura. La respuesta del concreto a estos estímulos es compleja resultando en deformaciones dependientes del tiempo, reversibles e irreversibles.

Retracción plástica El concreto en su etapa plástica (antes de llegar a su fraguado) si experimenta una rápida pérdida de humedad debida a condiciones ambientales adversas, como una combinación o el actuar independientemente de altas temperaturas, bajas humedades y viento, puede verse sujeto a generar agrietamiento si no se puede prevenir. El agrietamiento es generado por el desarrollo de presiones capilares (de valor menor a la presión atmosférica) generadas a partir de la ausencia de agua en su estructura porosa, que obligarán a la pasta a retraerse, sin contar con una resistencia del material que contribuyera a contrarrestar los efectos. Estas presiones capilares continuarían desarrollándose hasta llegar a una presión de irrupción, donde el agua contenida en los poros ya no está dispersa uniformemente en la pasta y se arregla para formar zonas discretas de agua con oquedades intermedias. El índice máximo de retracción plástica ocurre justo antes de la presión de irrupción, siendo después menor el índice de retracción. El efecto del agregado sobre la retracción plástica se puede ver en la Fig. 2.45. Tal comportamiento hace ver que la magnitud esperada de retracción plástica sugiere ser directamente proporcional a la cantidad de pasta de cemento.


114

Fig. 2.45. Efecto del agregado sobre la retracción plástica.

El agrietamiento por retracción plástica (Fig. 2.46) es más común se encuentre en estructuras con relaciones área/espesor grandes, como las estructuras de losas.

Fig. 2.46. Agrietamientos por retracción plástica en losas.

La evaporación es el parámetro que se ha estudiado como el más importante para que se lleve a cabo el efecto de la retracción plástica. Valores de este parámetro han sido limitados a 1.0 kg/m

2·hr por el ACI como medida preventiva de evitar estos efectos. Sin

embargo, se pueden tomar medidas preventivas en la práctica en el material como el adicionar aditivos para reducir la exudación del concreto, aditivos reductores de retracción que han tenido efectos muy positivos y membranas de polietileno que cubran la superficie del elemento.


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Retracción por secado El término retracción por secado se reserva por lo general al concreto en estado endurecido. Éste representa la deformación causada por la pérdida de agua en el material endurecido. Casos especiales de retracción por secado son la retracción autógena, la cual ocurre cuando el concreto puede auto-desecarse durante la hidratación y la retracción por carbonatación que sucede en la carbonatación del concreto con los mecanismos de la pasta del cemento hidratado con el CO2 de la atmósfera. La retracción es una propiedad de la pasta; en el concreto, el agregado tiene una influencia de restricción en los cambios de volumen que tienen lugar en la pasta.

Parámetros que afectan la retracción por secado La retracción por secado en el concreto endurecido es un fenómeno de mucha importancia. La consideración inadecuada de sus efectos en el diseño y construcción de la estructura pueden llevar a agrietamientos de alabeo debido a restricciones presentes durante la retracción. El ejemplo más común es el de proveer juntas de contracción en las losas. Aún con un buen sistema de juntas, la retracción irregular causada por la pérdida de humedad en la parte superior de la losa puede causar alabeo en sus esquinas (Fig. 2.7). Los factores que afectan la retracción se enlistan en la Tabla 2.6.

Tabla 2.6. Parámetros que afectan la retracción por secado y fluencia del concreto.

Parámetros de la pasta Porosidad Edad de la pasta

Relación a/c y grado de hidratación

Temperatura de curado Composición del cemento Contenido de humedad Aditivos

Parámetros del concreto Rigidez del agregado Contenido de agregado Relación vol/sup Espesor

Parámetros medioambientales Esfuerzo aplicado Duración de la carga

Afectan sólo la fluencia

Humedad relativa Índice de secado Tiempo de secado

Comportamiento de la pasta de cemento En resultados obtenidos en laboratorio por medio de probetas de pasta de cemento, que puede tener una muy buena relación al comportamiento del concreto es el hecho


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que parte de la retracción total que ocurre en su primera etapa de secado es irreversible (Fig. 2.47). De esa forma, las expansiones subsecuentes de volumen que ocurren en el re-humedecimiento y las retracciones volumétricas que ocurren en el secado subsecuente son pequeñas

Fig. 2.47. Comportamiento típico del concreto en secado y re-humedecimiento.

Retracción reversible Se tiene certeza de que tres fenómenos contribuyen a la retracción total: esfuerzo capilar, presión de desligamiento y la energía superficial libre. Estos fenómenos resultan de la naturaleza espacial de la pasta de cemento ya sea su alta porosidad con una red de poros capilares pequeños, los enlaces de Van Der Waals en el C-S-H, el área superficial y micro-porosidad intrínseca del C-S-H.

Esfuerzo capilar. El agua contenida en los poros capilares está parcialmente

bajo la influencia de las interacciones ejercidas por las paredes de los poros, por lo que agua no se puede remover por evaporación, a menos que la humedad relativa, H.R se reduzca a cierta cantidad dependiendo del radio del poro, r, y dado por la ecuación:

r

2γKln(HR) 2.41

Donde, γ es la energía superficial libre (tensión superficial) del agua y K, es una constante. El agua puede perderse sólo por la formación de meniscos, los cuales requieren energía. El menisco adopta una superficie curva y el agua está en un estado de tensión hidrostática, Pcap, donde:

K

ln(HR)

r

2γPcap

2.42


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El agua ejerce una compresión hidrostática sobre el esqueleto sólido y si ocurre un arreglo interno de partículas, puede ocurrir que algunos poros se vuelvan más pequeños.

Presión de dislocamiento. La adsorción del agua entre las superficies del C-S-H crea

una presión de dislocamiento (por la orientación de las moléculas en la película de agua adsorbida). La presión de dislocamiento se incrementa con el aumento en el espesor de esa película entre esas partículas, hasta que se exceden las fuerzas de atracción de Van der Waals cuando las partículas se separarán creando dilatación o aumento de volumen. El C-S-H se forma en el estado de dilatación durante la hidratación y los espacios saturados de agua son los micro-poros. Por lo tanto, en la primera etapa de secado, la disminución de la presión de dislocamiento viene acompañada de una H.R baja, lo que causa que las partículas sean atraídas por las fuerzas de Van der Waals existiendo una reducción neta de volumen. Esta presión de dislocamiento es importante en valores de H.R mayores de 45% y demuestra una dependencia a la H.R similar a aquella de esfuerzo capilar.

Energía superficial libre. Debajo de 45% de H.R los esfuerzos capilar y de dislocamiento no pueden tener influencia y la retracción se puede explicar por medio de los cambios de energía superficial. Cuando el agua adsorbida es removida, la energía superficial libre del sólido comienza a incrementarse significativamente.

3

S2γPesl 2.43

Donde, Pesl, es la presión de energía superficial libre en J, γ es la energía superficial, en J/m

2 y S es la superficie específica del sólido en m

2/gr. Dado que S es de valor muy

grande (≈400 m2/gr), en el caso del C-S-H , Pesl, puede ser grande y causará

compresión en el sólido.

Retracción irreversible En la Fig. 2.47, se puede ver que una parte considerable del cambio de longitud en el primer efecto de secado es irreversible. Se ha demostrado que en el incremento de la retracción por secado en el uso de algunos aditivos, se debe al incremento en el componente irreversible en el primer secado y no la porción reversible. La irreversabilidad también se puede ver afectada por la historia de secado de la pasta. Si ésta es secada lentamente, la retracción total es menos que si la pasta se seca directamente a una H.R baja. El origen de la irreversabilidad se puede atribuir a la naturaleza amorfa de las partículas del C-S-H, donde ocurrirá un arreglo de su estructura. Estos cambios pueden conllevar a la alteración de los enlaces entre los cristales y la creación de nuevos meso-poros.


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Composición del cemento. La composición del cemento puede influenciar la retracción de la pasta, la correlación más factible es la relación entre la retracción y el contenido de C3A, de lo cual se concluye que los sulfo-aluminatos contribuyen a la retracción.

Factores que influencian la retracción

Efecto de los agregados En general, la retracción del concreto será menor que el que sufra la pasta, debido a la influencia restrictiva del agregado. Esta magnitud de restricción dependerá del porcentaje de su contenido en el concreto, su rigidez y tamaño máximo. Los efectos combinados del contenido de agregado y rigidez se expresan en la siguiente ecuación.

napcon V1εε 2.44

Donde, εcon y εp son las deformaciones por retracción del concreto y pasta respectivamente; Va es la fracción de volumen del agregado y n, varía entre 1.2 y 1.7 dependiendo de las propiedades elásticas del agregado.

Geometría del espécimen El tamaño y geometría del elemento de concreto determinará la zona de pérdida de humedad y de esa forma el índice y magnitud de la retracción por secado. En un concreto en masa, se llevará aproximadamente un mes para que a una profundidad de 75 mm la estructura alcance el contenido de equilibrio de humedad, 1 año para 225 mm, y 10 años para 600 mm para alcanzar el equilibrio. De esa forma, puede decirse que las relaciones volumen/área superficial serán importantes y las relaciones altas se considera en menos retracción; una sección de viga T, secará más rápido que una de sección rectangular, pero tendrá menos retracción última. El índice de pérdida de humedad depende del área superficial y la longitud media del patrón de difusión. Entre menor sea la sección del elemento, mayor el índice inicial de retracción, pero menor la magnitud de retracción a edad mayor. De forma similar, con áreas superficiales reducidas, los índices pequeños de retracción se extrapolan a una retracción última mayor. Así entonces, el índice de retracción temprano es inversamente proporcional a la retracción última. Esto es contrario a lo observado en pastas, cuya contradicción se debe al incremento en la hidratación a los especímenes en secado lento, pero también causado por la retracción restringida.

Fluencia La fluencia se conceptualiza como la deformación bajo carga sostenida. El origen de fundamental para la fluencia del concreto, ocurren bajo cambios significativos de volumen en el medio ambiente.


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La fluencia y retracción están interrelacionados debido a similitudes entre estos dos. Las curvas deformación-tiempo son muy similares, las magnitudes de las deformaciones son en gran medida las mismos que afectan la fluencia y comparten además una considerable cantidad de irreversabilidad. Los orígenes de la fluencia se cree residen en la respuesta del C-S-H al esfuerzo. Una curva típica de fluencia se muestra en la Fig. 2.48.

Fig. 2.48. Curva típica de fluencia para un concreto simple.

Cuando un espécimen es descargado, la recuperación instantánea es aproximadamente la misma que la deformación instantánea en la aplicación de la carga y una porción considerable de la fluencia total es irreversible. Se ha observado que la suma de la retracción libre sujeta a cierto índice de secado y la fluencia básica considerando el espécimen cargado pero sin secado, es menor que la deformación total determinada en secado y fluencia simultáneos. La fluencia es por lo general descrita en términos de coeficiente de fluencia:

e

cr

ε

εC 2.45

Donde, εcr y εe son la fluencia y deformaciones instantáneas respectivamente bajo la carga aplicada.

Factores que influencian la fluencia

Esfuerzo aplicado. Se asume por lo general que las deformaciones por

fluencia están linealmente relacionados con el esfuerzo aplicado en un 50% de la resistencia última del concreto. sin embargo, de acuerdo a datos experimentales, se representa con mayor precisión con una relación no lineal.


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RT

VσsenhCεcr 2.46

Donde, C, es una constante, V, es el volumen de activación, R, es la constante de los gases, T, es la temperatura absoluta y σ es el esfuerzo aplicado. Sin embargo, para razones prácticas, se utiliza una relación lineal proporcional dando el concepto de fluencia específica:

σ

εφ,específicaFluencia cr 2.47

La fluencia específica permite a la fluencia ser comparada con diferentes especímenes de concreto cargados a diferentes niveles de esfuerzo. Un valor típico es 150×10

-6/MPa.

Relación a/c. En general, la fluencia específica se incrementa con el incremento de la relación a/c.

Condiciones de curado. El tiempo de curado húmedo del concreto en la carga afecta la magnitud de la fluencia.

Temperatura. Si el concreto se mantiene a temperaturas elevadas mientras está sujeto a carga, la fluencia se incrementa sobre aquella del concreto mantenido a temperatura controlada. La fluencia se incrementa casi con una temperatura cercana de 80˚ C donde es aproximadamente tres veces el valor de la temperatura ambiente.

Humedad. La presencia de la humedad libre en el concreto es una condición necesaria para la fluencia siendo función del agua evaporada en el concreto.

Composición del cemento. El contenido de C3A y disminuyendo el contenido de C3S parece incrementar la fluencia. El cemento tipo I parece ser más crítico que el cemento tipo III en el desarrollo de la fluencia.

Aditivos químicos. Es generalmente aceptado que los aditivos pueden incrementar la retracción por secado y también la fluencia.

Agregado. El papel del agregado es similar a aquel de la retracción; restringe las deformaciones potenciales de la pasta.

Geometría del elemento. La relación volumen/superficie y el espesor del espécimen afectan la fluencia total de la misma forma que la retracción es influenciada.


121

2.4.3. Desgaste En ciertas aplicaciones un desgaste severo en las superficies de concreto conlleva a problemas de serviciabilidad. Se distinguen tres tipos de desgaste:

1. Abrasión. Es un desgaste por roce o frotamiento constante de la superficie por un proceso de fricción. Este término se usa para referirse a tráfico en pavimentos o pisos industriales.

2. Erosión. Desgaste por la acción abrasiva de fluidos y sólidos suspendidos. La erosión es un caso especial de abrasión y ocurre en estructuras hidráulicas, como canales, tubería, etc.

3. Cavitación. Es un daño de impacto causado por un flujo de líquido a gran velocidad perturbado. Es común encontrarlo en aliviaderos o cimacios de presas e instalaciones de irrigación.

Abrasión La pasta de cemento en sí, no tiene buena resistencia a la abrasión y su desempeño depende en gran medida de la dureza de los agregados utilizados. En especial los agregados tales como rebaba o bolas de hierro, se utilizan como recubrimientos resistentes a la abrasión para pisos industriales. Los concretos de alta resistencia con relaciones a/c bajas son menos dependientes del tipo de agregado y con esas relaciones a/c bajas, se puede proveer un concreto fuerte y denso que sea resistente a la abrasión (Fig. 2.49), asegurando que se usen correctamente técnicas de acabado superficial, la superficie debe ser con acabado de llana metálica. Se pueden usar además químicos especiales para dar endurecimiento adicional. Fig. 2.49. Influencia de la relación a/c en la resistencia a la abrasión del concreto.


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Es difícil valorar la resistencia a la abrasión del concreto, dado que la acción del daño depende de la causa exacta de desgaste. Se puede requerir de pruebas especiales de agregados para aplicaciones particulares, por ejemplo, la resistencia al deslizamiento para pavimentos es una consideración importante dado que el pulimento gradual de los agregados causaría una superficie cada vez más deslizable.

Erosión La erosión del concreto depende mucho de la cantidad y propiedades de los sólidos suspendidos que hagan contacto con el material. La erosión por aguas libre de sedimentos es probable sea de menor impacto, a menos que ocurra un ataque químico. De la misma forma, la resistencia a la erosión se determina por la resistencia a compresión del concreto (relación a/c). Parece ser una ventaja que se utilicen agregados de tamaño grande. Como en el caso de abrasión, s sólo la superficie de concreto que está sujeta a la erosión, por lo que se debe poner mucha atención en la calidad de la superficie del elemento.

Cavitación El daño por cavitación es aún más serio que la erosión, ya que se puede presentar en un concreto de muy buena calidad. La cavitación ocurre cuando un fluido a alta velocidad, sufre un cambio abrupto de dirección o velocidad. Esto causa una zona de baja presión que ocurre en la superficie inmediatamente aguas abajo, y esta caída de presión es suficiente para la formación de burbujas o cavidades de vapor. Estas burbujas de vapor colapsan catastróficamente, dejando la zona de baja presión y ese colapso causa un impacto localizado de alta energía sobre la superficie del concreto. Este impacto de la implosión de las cavidades puede generar presiones localizadas de hasta 700 MPa, suficientes para afectar materiales muy resistentes como el concreto mismo o inclusive metales. La mejor defensa contra la cavitación es tener un diseño de geometría adecuado, como la eliminación de irregularidades geométricas y el reducir las velocidades de los flujos hasta a 12 m/seg. La inclusión de aire al flujo puede amortiguar el efecto de la cavitación y puede reducir el daño. La experiencia puede decir que utilizando concretos de altas resistencias, bajas relaciones a/c, agregados pequeños, concretos con fibras y con polímeros entre demás cosas puede ofrecer una buena resistencia a estos efectos.

2.4.4. Exposición a altas temperaturas A elevadas temperaturas, las propiedades del concreto cambian debido a cambios en su contenido de humedad y sus componentes químicos por la deterioración progresiva de la pasta y en algunos casos del agregado. Estos procesos dependen de las condiciones de exposición, índice de temperatura, máxima temperatura y el tiempo de


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exposición. Esta respuesta también depende de las propiedades iniciales y aquellas de sus constituyentes, por lo que la predicción del comportamiento a temperaturas elevadas es un problema difícil.

Resistencia A menos que se presenten diferenciales de temperatura (como un calentamiento rápido), la resistencia a compresión del concreto a temperaturas elevadas se puede mantener hasta en 300 ˚C de temperatura. Sin embargo a valores mayores las condiciones cambiarán (Fig. 2.50). Fig. 2.50. Efectos de la temperatura sobre la resistencia y el módulo de elasticidad. La magnitud de la disminución depende de la naturaleza del agregado y del contenido de humedad inicial en el elemento. los cambios en resistencia y módulo se pueden atribuir a la descomposición de la pasta hidratada, el agregado y las incompatibilidades térmicas entre la pasta y agregado llevando a concentraciones de esfuerzo y micro-agrietamiento. El efecto sobre la resistencia a flexión será más marcado, dado que ésta es más sensible al micro-agrietamiento térmico. Cuando los concretos están a temperatura ambiente, antes de ensayarse, la resistencia es menor que si estuviesen calientes antes de ensayar.

Deformaciones El módulo de elasticidad también disminuye con el incremento de temperatura (Fig. 2.50) y el cambio es más marcado que la resistencia a compresión. La deformación es mayor de la que pudiera esperarse de un cambio en las energías de enlace, y se cree


124

que el micro-agrietamiento interno en la interface pasta-agregado contribuye al cambio en el módulo.

Exposición al fuego Comparado con el concreto estructural, el concreto tiene propiedades excelentes de resistencia al fuego, por lo que a veces se le utiliza como protector de acero de los efectos del fuego. El concreto posee una conductividad térmica muy baja y alto calor específico frente a los metales. Sin embargo, como se ha comentado, el concreto se daña por la exposición a altas temperaturas, donde sufrirá pérdida de resistencia, agrietamiento y deslaminado. Las ventajas frente al fuego son:

1. Bajo índice de penetración 2. Conservación de la resistencia si no se expone por tanto tiempo 3. Ausencia de humos tóxicos

El índice bajo de la penetración de calor es consecuencia de la baja conductividad térmica. El concreto de agregado ligero tiene una mejor resistencia que el concreto ordinario, pero además otros factores pueden también reducir el índice de temperatura en el concreto. El agua tiene un alto calor específico y dado que se consumen grandes cantidades de calor en la evaporación del agua, por lo que un concreto húmedo puede calentarse lentamente y la inherente retracción puede conducir al agrietamiento y deslaminado. Bajo ciertas circunstancias, los agregados pueden mejorar la resistencia al fuego. Por ejemplo, los agregados dolomíticos pierden dióxido de carbono cuando se calientan a 600 ˚C; este proceso y también forma una capa de material poroso calcinado que puede aislar térmicamente el interior de la sección del concreto. Los concretos fabricados con agregados calizos y silíceos muestran un cambio de color cuando están expuestos al calentamiento (Fig. 2.50). Este cambio de color persiste aun cuando se enfría y puede ser una guía muy útil para estimar el nivel de daño. Aquel concreto que que ha pasado más allá del color rosado es probablemente que haya sufrido un daño muy severo.

2.5. Procesos de Desempeño en Servicio

2.5.1. 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:


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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 2.48

Fig. 2.51. 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.


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b

A

n

bhA 2.49

nb=Número de varillas en sección. La Fig. 2.51 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 2.7 se muestran otros valores de anchos de grietas para distintos niveles de exposición de estructuras de concreto.

Tabla 2.7. 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

2.6. Ejemplos Prácticos

2.6.1. 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/mm

2, expuesta

permanentemente a una humedad relativa, RH=60%. Solución

Cálculo del índice de carbonatación

D≈0.95 En la gráfica de la Fig. 2.22


127

para una HR=60%, el valor de D≈0.95.

6.780.950.12620

172D0.126

f'

172k

c

k se calcula con la Ec. 2.12.

mm34256.78tkd La profundidad d, será de 34 mm.

2.6.2. 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. 2.14.

2.6.3. 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 m

2/seg.

Solución

Cálculo de la ferror

x=0.03 m Dap=1×10

-13 m

2/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 2.4, obteniéndose un valor de 0.29742

Cálculo de Cx


128

Cs=0.05

0.0350.2974210.05tD2

xf1CC

ap

errorsx

=3.5%

El valor de Cx se calcula según la Ec. 2.19. El valor resultante de Cx, puede compararse con el valor de la Fig. 2.19 y será igual.

capítulo 2 patologías en estructuras de concreto...una vez despasivada la capa o película formada...

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