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ESTUDIO DE LA ADHERENCIA RESIDUAL DE LA ARMADURA

PASIVA EN HORMIGÓN SOMETIDO A ALTAS TEMPERATURAS

Francisco de Borja Varona Moya

www.ua.es

www.eltallerdigital.com

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA CIVIL

ESCUELA POLITÉCNICA SUPERIOR

ESTUDIO DE LA ADHERENCIA RESIDUAL DE LA ARMADURA

PASIVA EN HORMIGÓN SOMETIDO A ALTAS TEMPERATURAS

FRANCISCO DE BORJA VARONA MOYA

Tesis presentada para aspirar al grado de

DOCTOR POR LA UNIVERSIDAD DE ALICANTE

PROGRAMA DE DOCTORADO EN INGENIERÍA DE MATERIALES, ESTRUCTURAS Y

TERRENO: CONSTRUCCIÓN SOSTENIBLE

Dirigida por:

Dr. SALVADOR IVORRA CHORRO, Catedrático de Universidad

Dr. FRANCISCO JAVIER BAEZA DE LOS SANTOS, Profesor Ayudante Doctor

i

AGRADECIMIENTOS Y DEDICATORIA

Esta tesis doctoral ha sido posible gracias a la extraordinaria ayuda de varias

personas. En primer lugar, deseo dejar constancia de mi más sincero y profundo

agradecimiento a mis tutores, los doctores Salvador Ivorra Chorro y Francisco Javier

Baeza de los Santos, sin cuya confianza y su paciente y exquisito apoyo esta labor no

podría haber salido adelante. Igualmente debo agradecer la imprescindible colaboración

de José Gabriel Sánchez Palacios, especialista técnico de los laboratorios del Dpto. de

Ingeniería Civil de la Universidad de Alicante. Asimismo deseo dejar constancia de la

gran labor desarrollada por Belén Peláez Lázaro, Vicent Amorós Valera y Gabriel Seguí

Ramos, todos ellos Ingenieros Técnicos de Obras Públicas y quienes realizaron sus

respectivos Trabajos de Fin de Carrera en esta línea de investigación, al igual que Miguel

Navarro Menargues y Borja Felipe Palos, Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos.

Otro gran merecedor de mi agradecimiento es el doctor Javier García Barba, que fue

quien me sugirió la idea de esta línea de investigación. Y también debo reconocer la

fantástica ayuda que me ha prestado el doctor Isidro Sánchez Martín para la

comprensión de los fenómenos y transformaciones que afectan al hormigón a

temperaturas elevadas. Agradezco también la desinteresada colaboración de las empresas

SIKA S.A.U., FerroAtlántica S.A., Aridur Hormigones S.L. y Prefabricados Saval

Hermanos S.L., las cuales han sido instrumentales a la hora de poder fabricar los

hormigones objeto de estudio.

Por último, deseo dedicar esta tesis a mi mujer Lorena y al resto de mi familia, sin

cuyo apoyo, cariño, comprensión y paciencia me hubiese sentido absolutamente incapaz

de llevar a cabo este trabajo.

iii

EPÍGRAFE

Dicebat Bernardus Carnotensis nos ese quasi nanos, gigantium humeris insidentes,

ut possimus plura eis et remotiora videre, non utique propii visus acumine aut eminentia

corporis, sed quia in altum subvehimur et extollimur magnitudine gigantea.

“Metalogicon” (1159). Juan de Salisbury (ca. 1115-1180) citando a su mentor,

Bernardo de Chartres (ca. s. XII).

The kind of education that Science offers to man (…). It teaches us first by tutors

and books, to learn that which is already known to others, and then by the light and

methods which belong to Science to learn for ourselves and for others; so making a

fruitful return to man in the future for that which we have obtained from the men of the

past.

“The Life and Letters of Faraday” (1870). Bence Jones (1814-1873), citando una

conferencia de Michael Faraday (1791-1867).

If you know what you are looking for and if you find it, you haven’t learn anything.

The important thing is finding what you don’t expect. That is how Science advances.

“Le mystère de la matière noire” (2015). Dr. Samuel Ting (n. 1936), Premio Nobel

de Física en 1976 junto con Burton Richter (n. 1931).

v

ÍNDICE

AGRADECIMIENTOS Y DEDICATORIA ............................................................ i

EPÍGRAFE ................................................................................................................... iii

ÍNDICE ........................................................................................................................... v

CAPÍTULO 1. INTRODUCCIÓN Y OBJETIVOS .............................................. 1

1.1 INTRODUCCIÓN ....................................................................................................... 1

1.2 OBJETIVOS E INTERÉS DE LA INVESTIGACIÓN ............................................... 8

CAPÍTULO 2. ANTECEDENTES .......................................................................... 11

2.1 EL HORMIGÓN SOMETIDO A ALTAS TEMPERATURAS ................................. 11

2.2 EL HORMIGÓN REFORZADO CON FIBRAS ........................................................ 46

2.2.1 Comportamiento a temperatura ambiente ............................................................... 50

2.2.2 Comportamiento a temperaturas elevadas ............................................................... 52

2.3 ADHERENCIA ENTRE ARMADURAS Y HORMIGÓN ......................................... 67

2.3.1 La adherencia acero-hormigón a temperatura ambiente .......................................... 69

2.3.2 La adherencia acero-hormigón a altas temperaturas ............................................... 93

vi

2.4 RESUMEN DEL ESTADO DEL ARTE .................................................................. 108

CAPÍTULO 3. METODOLOGÍA .......................................................................... 119

3.1 FASE EXPERIMENTAL PRELIMINAR ................................................................ 120

3.2 FASE EXPERIMENTAL PRINCIPAL ................................................................... 123

3.2.1 Dosificaciones y materiales .................................................................................... 126

3.2.2 Proceso de elaboración de los hormigones ............................................................. 131

3.2.3 Planificación y descripción de los ensayos ............................................................. 135

CAPÍTULO 4. RESULTADOS Y DISCUSIÓN ................................................. 149

4.1 RESUMEN DE RESULTADOS DE LA FASE EXPERIMENTAL PRELIMINAR

................................................................................................................................... 149

4.2 RESULTADOS DE LA FASE EXPERIMENTAL PRINCIPAL ............................ 153

4.2.1 Resistencia a compresión ....................................................................................... 153

4.2.2 Resistencia a tracción ............................................................................................ 155

4.2.3 Densidad ................................................................................................................ 157

4.2.4 Módulo de elasticidad dinámico ............................................................................. 159

4.2.5 Resistencia a flexo-tracción .................................................................................... 162

4.2.6 Comportamiento adherente mediante ensayo de pull-out ...................................... 172

4.3 DISCUSIÓN DE RESULTADOS DE LA FASE EXPERIMENTAL PRINCIPAL

....................................................................................................................................... 186

4.3.1 Estudio comparativo de la evolución de la resistencia a compresión ..................... 187

vii

4.3.2 Estudio comparativo de la evolución de la adherencia máxima ............................. 198

4.3.3 Relación entre la adherencia máxima y la resistencia a compresión ...................... 205

4.3.4 Curva de adherencia a temperaturas elevadas y energía de adherencia ................ 213

CAPÍTULO 5. CONCLUSIONES Y FUTURAS LÍNEAS DE

INVESTIGACIÓN .................................................................................................... 225

REFERENCIAS Y BIBLIOGRAFÍA .................................................................... 229

A. COMUNICACIONES CIENTÍFICAS, LIBROS Y TESIS DOCTORALES ............. 229

B. NORMATIVAS Y REGLAMENTOS ....................................................................... 244

APÉNDICE ................................................................................................................. 247

A.1 EVOLUCIÓN DE LA RESISTENCIA A TRACCIÓN Y DEL MÓDULO DE

ELASTICIDAD DINÁMICO ......................................................................................... 247

A. 2 EVOLUCIÓN DEL COMPORTAMIENTO A FLEXO-TRACCIÓN ..................... 258

Estudio de la adherencia residual de la armadura pasiva en hormigón sometido a altas temperaturas

1

CAPÍTULO 1. INTRODUCCIÓN Y OBJETIVOS

1.1 INTRODUCCIÓN

Desde finales del siglo XIX una de las características más importantes del hormigón

como material estructural ha sido su buen comportamiento frente al fuego. La

reglamentación internacional cubre adecuadamente las variables que definen este

comportamiento y los reglamentos de diseño recogen prescripciones para el

dimensionamiento: tablas para elección de recubrimientos en función de la resistencia a

fuego (RF), métodos simplificados para la determinación de la resistencia de las secciones

de elementos estructurales y métodos más avanzados con modelización numérica que

tienen en cuenta los fenómenos reológicos inherentes a la propia naturaleza del hormigón

en su comportamiento a temperatura ambiente más los provocados por el propio proceso

de calentamiento y los cambios físicos y químicos que produce en los materiales.

El hormigón armado comenzó a ser utilizado como material estructural en la

segunda mitad del siglo XIX y una de las razones que propiciaron su utilización fue su

buen comportamiento frente a las altas temperaturas que podían generarse durante un

incendio, comparado con el del otro gran material de construcción de aquella época: la

fundición de acero. Hoy en día, la comparación con el acero estructural sigue siendo

ventajosa para el hormigón. El hormigón puede estar sometido a altas temperaturas

superiores a los 800 °C en una eventual situación extraordinaria de incendio; pero

también puede estar sometido a temperaturas elevadas en determinados procesos

industriales, como puede ser el caso de tanques de gasificación en centrales de ciclo

combinado, donde se producen temperaturas de entre 1000 °C y 2000 °C (Bažant y

Capítulo 1. Introducción y objetivos

2

Kaplan (1996)). Aunque los primeros estudios sobre el comportamiento del hormigón se

remontan a las primeras décadas del siglo XX, fue a finales de la década de 1960 cuando

comenzó a desarrollarse una extensa labor de investigación centrada en el

comportamiento del hormigón sometido a la acción de las altas temperaturas, tanto en lo

referente a los cambios que sufren sus componentes como en la formulación de cómo

evolucionan sus propiedades estructurales y sus modelos de comportamiento a

temperaturas elevadas. Ese interés fue debido principalmente a la inminente crisis

energética y la proliferación de la energía nuclear, ya que el blindaje (shielding) de

protección aislante contra la radiación generada en el reactor se construía y se sigue

construyendo actualmente en hormigón.

La exposición de una estructura de hormigón armado a las elevadas temperaturas

que se desarrollan en un incendio, afecta a su composición química y a sus prestaciones

mecánicas. El daño producido puede ser variable en función de los materiales

almacenados en la estructura, ya que la naturaleza de estos define su combustibilidad y

su tendencia a propagar el fuego. Uno de los fenómenos que más riesgo lleva asociado en

el comportamiento estructural del hormigón cuando está sometido a altas temperaturas

de forma fortuita en incendios o de forma prolongada en el tiempo es el spalling, el cual

consiste en la separación progresiva de capas de hormigón superficial de un elemento al

someterlo a un proceso de calentamiento. Esta desintegración puede producirse de forma

lenta y progresiva (sloughing off) o bien de forma violenta (explosive spalling) y puede ser

localizada en bordes o partes concretas de la superficie del elemento o afectar a la

integridad del mismo. El fenómeno de spalling tiene fundamentalmente dos efectos

negativos: por un lado, acelera el calentamiento en las capas de material que

anteriormente estaban protegidas del foco de calor y, con ello, el deterioro de las

prestaciones estructurales y de seguridad del elemento; en segundo lugar, la expulsión

súbita de fragmentos de hormigón resta capacidad de aviso a los mecanismos de colapso

de la estructura y puede producir graves lesiones por impacto en los usuarios del edificio

o infraestructura durante su evacuación y en los equipos humanos encargados de las

tareas de rescate y extinción del fuego. En este sentido, incendios relevantes en


3

estructuras y túneles, tales como los ocurridos en el túnel del Canal de la Mancha en

1996 (Kirkland (2002), Msaad y Bonnet (2006), Carvel (2008)), en el túnel de Tauern

(Austria) en 1999 (Leitner (2001)), en el túnel de Mont Blanc (Francia) en 1999 (Faure y

Karray (2007)) y en el Edificio Windsor (Madrid) en 2005 (Menendez y Vega (2010),

Pérez et al. (2010), Capote et al. (2011)) han mostrado que las condiciones de exposición

térmica de incendios confinados con una elevada carga de combustible y un incremento

rápido de las temperaturas, pueden provocar daños muy severos a las estructuras de

hormigón, manifestándose diversos fenómenos como el citado explosive spalling. Ello

provoca una disminución súbita de la sección resistente, comprometiendo la integridad de

la estructura y su capacidad para soportar las cargas actuantes.

Esta concatenación de circunstancias quedó especialmente patente en el citado

incendio que se produjo el 18 de noviembre de 1996 en uno de los tres túneles del Canal

de la Mancha entre Calais (Francia) y Kent (Reino Unido). El recubrimiento de la mayor

parte de los tres túneles está formado por anillos prefabricados de hormigón de alta

resistencia, de 1,5 m de ancho y espesor variable entre 40 y 80 cm. El fuego se inició en

uno de los camiones transportados por un tren de HGV (heavy goods vehicles) que

viajaba en dirección a Inglaterra por el túnel sur y a unos 19 km de la entrada francesa.

Según Kirkland (2002) se estima que las temperaturas alcanzaron los 1000 °C en el punto

más virulento del inendio. En los 50 m de túnel más afectados por el incendio, el espesor

del recubrimiento de hormigón reventó por el fenómeno de spalling explosivo, viéndose

reducido a una media de 17 cm, con mínimos de 5 cm y con descuelgue e incluso

desaparición de la ferralla de armado. El hormigón del sostenimiento no resultó afectado.

En otras zonas de túnel, aunque el spalling fue menos destructivo, si se llegó a desprender

la capa más superficial llevándose consigo incluso partes de la capa más superficial de

armado. Aunque el spalling severo del recubrimiento de la sección transversal del túnel

no llegó a afectar gravemente a la estabilidad de la estructura, los fragmentos de

hormigón desprendidos sí que supusieron graves problemas de seguridad. Por un lado,

fragmentos de la estructura cayeron sobre los vagones de HGV y sobre las vías y rutas de

acceso, dificultando la evacuación de usuarios y acceso de equipos de extinción y rescate.


4

Adicionalmente, el desprendimiento violento de cascotes de hormigón a alta temperatura

llegó a ocasionar lesiones en personal integrante de dichos equipos humanos.

Bažant y Kaplan (1996) y Chan et al. (1999), entre otros, describen cómo el

spalling puede tener dos mecanismos desencadenantes. Uno es la incompatibilidad en las

deformaciones impuestas por los gradientes térmicos dentro en el volumen del elemento

estructural, puesto que las capas externas están más calientes y tratan de dilatarse

respecto de las capas más interiores que coaccionan ese movimiento; en el caso del

recubrimiento del túnel, el estado tensional de compresiones es un factor que puede

generar inestabilidad (pandeo) y suma su efecto al de los gradientes térmicos para hacer

más probable el desprendimiento de la capa externa de hormigón. El segundo mecanismo

se debe a que el incremento de la temperatura produce la evaporación e aumento de la

presión tanto del agua libre como de la que va paulatinamente liberándose en la

deshidratación de los componentes del hormigón; este agua es retenida en los poros de la

microestructura en los que la presión (pore pressure) puede llegar a ser superior a la

resistencia a tracción del hormigón. Según Kodur y Sultan (1996) la presión de poro a

300 °C puede llegar a unos 8 MPa, un valor superior a la resistencia a tracción del

hormigón tras la exposición a dicha temperatura.

Este segundo mecanismo se cree que es el responsable de que los hormigones de

alta resistencia sean más sensibles que los convencionales al fenómeno de explosive

spalling debido a su estructura más compacta y menos porosa, que ofrece más bloqueo a

la migración de humedad a lo largo de la microestructura. Actualmente, la forma más

extendida de evitar el spalling es la dosificación de fibras de polipropileno en el hormigón

fresco, aunque también existen recomendaciones relativas a las disposiciones

constructivas de armado de los elementos. La fusión de las citadas fibras en torno a los

170 °C crea en el hormigón una red capilar que permite liberar la presión de vapor del

agua generada por la descomposición de la porlandita y de los silicatos de calcio

hidratados a temperaturas elevadas. Por lo tanto, a altas temperaturas estas fibras no

tienen función estructural sino que su función es la de mejora de la resistencia al fuego

del hormigón. De hecho, la normativa europea Eurocódigo 2 (2004) hace referencia al


5

fenómeno de spalling cuando la adición de humo de sílice en los hormigones de alta

resistencia es elevada con respecto al contenido de cemento y recomienda dosificar un

contenido mínimo de fibras de polipropileno. Por otro lado, estudios como el llevado a

cabo por Chan et al. (1999), entre otros, también demuestran la relación existente entre

el riesgo de spalling y tanto el grado resistente del hormigón como el contenido de

humedad del hormigón a la hora de exponerlo a altas temperaturas.

Actualmente, existe abundante bibliografía y propuestas de normalización en lo

referente a las propiedades resistentes y comportamiento del hormigón sometido a

temperaturas elevadas, así como a los métodos de cálculo. Bažant y Kaplan (1996)

realizaron una profunda revisión del estado del arte en lo referente a la descripción de los

cambios químicos y físicos por los que atraviesa el hormigón sometido a altas

temperaturas, la influencia que tienen variables tales como el tamaño y forma de los

elementos, las adiciones empleadas, los tipos de áridos, los regímenes de calentamiento y

enfriamiento y el grado resistente del hormigón. También describen cómo evolucionan las

propiedades resistentes del hormigón e incluyen formulaciones para la modelización

numérica del fenómeno. Anderberg y Thelandersson (1976), Schneider (1986), Diederichs

(1987), Bažant y Kaplan (1996) y Li y Purkiss (2005), entre otros, describen el proceso

general de cálculo de una estructura de hormigón sometida a altas temperaturas; en

primer lugar debería realizarse un análisis en el tiempo de la transmisión de calor, con el

fin de determinar los perfiles de temperatura para diferentes instantes temporales; la

segunda fase se basaría en las distribuciones térmicas determinadas anteriormente para

realizar el análisis tensional, teniendo en cuenta las modificaciones en las propiedades

resistentes a las temperaturas de partida, las deformaciones producidas por los gradientes

térmicos (free thermal strain) y las deformaciones asociadas a la fluencia con la

temperatura (creep strain y transient creep strain). El estado tensional no sólo depende

de las acciones exteriores y de la temperatura sino que también depende del tiempo; a

pesar de ello, por lo general no se tienen en cuenta inercias térmicas o modelos de

amortiguamiento y el análisis térmico-tensional en el tiempo es cuasi-estático.


6

Sin embargo, uno de los aspectos menos investigados y que aún no aparecen

cubiertos en la reglamentación es el de las condiciones de adherencia entre el acero

corrugado y el hormigón tras someter ambos materiales a altas temperaturas.

Actualmente existe poca bibliografía que trate este aspecto y, a fecha de redacción de la

presente tesis doctoral y con el grado de exhaustividad con el que se ha realizado la

revisión del estado del arte, dicha bibliografía se reduce a las contribuciones de

Milovanov y Salmanov (1954), Kasami et al. (1975), Reichel (1978), Diederichs y

Schenider (1981), Hertz (1982), Morley y Royles (1983), Ahmed et al. (1992), Haddad y

Shannis (2004) y Haddad et al. (2008), Bingöl y Gül (2009), Aslani y Samali (2013) y

Lublóy y György (2014). Por otro lado, los reglamentos estructurales Eurocódigo 2, la

Instrucción Española de Hormigón Estructural EHE-08 y el Código Modelo 2010 no

incluyen datos orientativos ni modelos para cuantificar la variación de las condiciones de

adherencia entre el hormigón y el acero cuando las estructuras de hormigón armado o

pretensado se someten a altas temperaturas. Algunas de las contribuciones citadas más

arriba han tratado de extender la validez de la ley de adherencia local del Código Modelo

2010 a la exposición a altas temperaturas realizando las modificaciones oportunas.

El mecanismo resistente de las estructuras de hormigón armado depende

fuertemente de la hipótesis de adherencia hormigón-acero. Especialmente en el caso de

estructuras sometidas a la acción sísmica, un buen comportamiento adherente acero-

hormigón es responsable de la disipación de energía por histéresis en las zonas de anclaje

(Eligehausen et al. (1982) y Soroushian et al. (1994)). A este respecto, ha cobrado

importancia en la última década el estudio de la posible influencia que en la adherencia

puede tener la aportación de fibras de acero o de otros materiales al hormigón. En

Hameed et al. (2013) se indica la complicación que añade el anclaje en patilla a 90° en

aquellos casos con insuficiente espacio para anclaje por prolongación recta; las patillas y

los propios radios de doblado incrementan la congestión de armaduras, lo que complica el

hormigonado y el vibrado del hormigón para su compactación. La solución puede ser o

bien redefinir geométricamente la terminación de las barras corrugadas (placa o cabeza

de anclaje), o bien introducir fibras de acero o poliméricas de altas prestaciones en el


7

hormigón, o bien empleo de hormigón autocompactante. Los trabajos de Spencer et al.

(1982) y Yerex et al. (1985) fueron de los primeros en aplicarse al estudio de la

adherencia del acero corrugado a hormigones reforzados con fibras de acero y de

polipropileno, respectivamente. En el caso de las fibras de acero, se concluyó que su

adición incrementaba el nivel de carga para el que aparecían las primeras fisuras

indicativas del fallo de adherencia y en el caso de las fibras de polipropileno, necesarias

para el control de spalling en determinados hormigones que pueden ser sometidos a altas

temperaturas, su adición no parecía afectar negativamente a la adherencia. Ezeldin y

Balaguru (1989) estudiaron la adherencia en hormigones convencionales y de alta

resistencia, introduciendo el concepto de ductilidad para entender el comportamiento tras

el nivel máximo (post-peak residual bond) y llegando a la conclusión de que ésta es

mejorada en presencia de fibras, las cuales incrementan también la adherencia máxima.

Una conclusión similar obtuvieron Rodriguez et al. (1992). En otra campaña llevada a

cabo por Hamad et al. (2001) se fabricaron vigas de escala casi real con hormigón de alta

resistencia y contenido de fibras de hasta el 2% en volumen, lo que incrementó la

resistencia máxima a adherencia en un 55% sobre la de un hormigón sin fibras. En otra

campaña con ensayos a escala real de nudos viga-pilar, Bilal et al. (2011) llegaron a

conclusiones similares, puesto que las fibras de acero permitían incrementar la adherencia

máxima, la ductilidad y la curva de carga-deformación.

El mecanismo de adherencia puede verse gravemente comprometido cuando, en

situación de incendio, se elevan las temperaturas de los materiales y se generan

importantes gradientes a lo largo de un elemento estructural por la diferencia entre la

conductividad térmica de ambos materiales. Por esta razón se plantea el presente estudio

que pretende caracterizar la pérdida de adherencia en elementos de hormigón sometidos a

altas temperaturas. Ello se va a realizar en tres tipos de hormigones: los de resistencia

convencional, los de alta resistencia y los reforzados con fibras de acero.


8

1.2 OBJETIVOS E INTERÉS DE LA INVESTIGACIÓN

Se citan a continuación las tesis doctorales relacionadas con la adherencia acero-

hormigón, de acuerdo con una búsqueda realizada en la base de datos de tesis doctorales

(TESEO) del Ministerio de Educación, Cultura y Deporte con fecha 2 de diciembre de

2015:

Propiedades mecánicas y de adherencia de hormigones con fibras de acero

contaminados con cloruros.

Estudio de los mecanismos combinados de fisuración y adherencia en elementos

de hormigón armado y pretensado.

Estudio experimental de la adherencia de cordones pretensos en hormigones de

altas prestaciones iniciales.

Estudio experimental de la adherencia hormigón-acero en hormigones de altas

prestaciones antes acciones cíclicas.

Investigación experimental sobre las características mecánicas del hormigón, el

comportamiento de las juntas de hormigonado y la adherencia hormigón-

armaduras en los hormigones sumergidos.

Modelización numérica del comportamiento adherente acero-hormigón en

presencia de compresión transversal.

Bond of reinforcing bars to steel fiber reinforced concrete (SFRC).

Se citan a continuación las tesis doctorales relacionadas con el comportamiento del

hormigón sometido a temperaturas extremas, de acuerdo con una búsqueda realizada en

la base de datos TESEO con fecha 2 de diciembre de 2015:

Fractura del hormigón a temperaturas criogénicas.

Análisis de estructuras de hormigón armado expuestas al fuego.

Análisis experimental de la resistencia al fuego de pilares tubulares circulares de

acero esbeltos rellenos de hormigón.

Validación y corrección de un modelo hidro-térmico del comportamiento del

hormigón en caso de incendio.


9

Fire behaviour of blind-bolted connections to concrete filled tubular columns

under tension.

Una vez expuesto lo escaso de la información y provisión reglamentaria en las

normas de cálculo estructurales españolas y europeas y dado también que el

comportamiento adherente entre las armaduras de acero y el hormigón a altas

temperaturas es un área de investigación en el que no se ha redactado prácticamente

ninguna tesis doctoral a nivel nacional, se propone como objetivo principal de esta

tesis el estudio experimental de la adherencia entre la armadura pasiva y el

hormigón sometido a altas temperaturas. La adherencia a medir será la residual, es

decir, la adherencia resistente tras el calentamiento del hormigón y el enfriamiento a

temperatura ambiente, lo cual será justificado en la presentación de los antecedentes.

Puesto que en la bibliografía y reglamentos que tratan el comportamiento del

hormigón a temperaturas elevadas es habitual realizar un tratamiento diferenciado de la

evolución de las propiedades de los hormigones de resistencia convencional y las de los

hormigones de alta resistencia, un objetivo particular de esta tesis doctoral es que el

estudio experimental abarque dos hormigones con grados resistentes bien diferenciados:

hormigón de resistencia convencional (normal strength concrete, NSC) y hormigón de

alta resistencia (high strength concrete, HSC). Otros objetivos particulares de esta tesis

doctoral son los siguientes:

Aportar datos sobre la evolución de propiedades resistentes de hormigones de

alta resistencia, fabricados con adición de humo de sílice y áridos de naturaleza

calcárea.

Comprobar la efectividad de las fibras de polipropileno a la hora de reducir el

riesgo de spalling al someter el hormigón a temperaturas elevadas.

Comprobar la efectividad de la dosificación de bajos volúmenes de fibras de

acero en la mejora de la ductilidad del comportamiento adherente de la

armadura y el hormigón, tanto a temperatura ambiente como a altas

temperaturas.


10

Comprobar la efectividad de la dosificación de bajos volúmenes de fibras de

acero en el comportamiento a flexo-tracción a temperaturas elevadas.


11

CAPÍTULO 2. ANTECEDENTES

2.1 EL HORMIGÓN SOMETIDO A ALTAS

TEMPERATURAS

Uno de los primeros antecedentes publicados relativos al estudio del hormigón

sometido a altas temperaturas es el de Lea (1920) quien ensayó la resistencia a

compresión residual tras el enfriamiento de probetas cilíndricas que habían sido

calentadas durante dos horas hasta temperaturas elevadas. Se observó que si la

temperatura objetivo no superaba los 450 °C, la resistencia residual apenas se veía

afectada. En cambio, por encima de esa temperatura, llegando a calentar hasta los 700

°C, la resistencia residual caía fuertemente hasta situarse en el torno del 20% de la

resistencia a temperatura ambiente. Esta merma de la resistencia se atribuyó a una

posible pérdida de adherencia entre el árido y la pasta de cemento. También se observó

que una serie de probetas que sí se habían ensayado a alta temperatura, sin esperar al

enfriamiento, tenían una resistencia en torno a un 10% mayor que la resistencia residual

determinada tras el enfriamiento. En todos los casos, las probetas se ensayaron sin

precarga alguna. Según Castillo y Durrani (1990) y Bažant y Kaplan (1996), Lea fue el

primero en proponer que la resistencia residual resultaba inferior a la resistencia medida

a alta temperatura.

Malhotra (1956) ensayó probetas cilíndricas de hormigón de 2’’×4’’ (50,8×101,6

mm) a compresión de acuerdo con los siguientes procedimientos: ensayos a alta

temperatura bajo tensión (stressed tests), en los que cada probeta se precargó hasta una

determinada fracción de su resistencia última, la cual se mantuvo durante el proceso de

Capítulo 2. Antecedentes

12

calentamiento; ensayos a alta temperatura sin carga (unstressed tests) en los que cada

probeta se ensayó sin precarga alguna y de forma lo más inmediata posible al instante en

que alcanzó la temperatura objetivo; y ensayos de resistencia residual a alta temperatura

(residual unstressed tests), en los que cada probeta se calentó hasta la temperatura

objetivo para dejar posteriormente que se enfriase hasta temperatura ambiente, siendo

entonces cuando se aplicó la carga hasta la rotura. El rango de temperaturas utilizado en

los ensayos fue de entre 200 °C y 600 °C. Otras variables estudiadas en su campaña

fueron las relaciones agua/cemento (A/C) y la dosificación árido/cemento. Su campaña

permitió confirmar las conclusiones de Lea (1920) y también permitió observar que las

probetas precargadas antes y durante el calentamiento experimentaban pérdidas de

resistencia menores que las probetas sin precarga. Malhotra propuso que este fenómeno

se debía probablemente a un retardo en la evolución del agrietamiento por la presencia

de una tensión de compresión. Variaciones de la relación A/C en el rango de 0,4 a 0,65

apenas influyeron en la resistencia del hormigón en altas temperaturas; por otro lado,

dosificaciones más elevadas de árido/cemento tenían proporcionalmente menores pérdidas

de resistencia.

Zoldners (1960) llevó a cabo ensayos de resistencia a compresión residual en

probetas cilíndricas de hormigón y vigas de pequeño tamaño sin precarga y expuestas a

temperaturas en el rango de entre 23 °C y 800°C, durante tiempos que oscilaban entre 2

y 2½ h. Ensayó hormigones fabricados con distintos tipos de áridos. En el caso de los que

se fabricaron con árido calizo, se observó que en el rango de temperaturas de 100 °C

hasta 200 °C la caída en la resistencia fue de un 15%. En cambio, en el rango de 200 °C

hasta 300 °C la resistencia residual era similar a la de las probetas a temperatura de

referencia, incluso hasta un 10% superior; en este rango, sin embargo, se producía una

pérdida de resistencia a flexo-tracción de un 55%. Para temperaturas entre 350 °C y 500

°C se producía una ligera pérdida de resistencia a compresión (24%) y una mayor pérdida

de la resistencia a flexo-tracción (80%). Por encima de los 560 °C la reducción de

resistencia a compresión era más abrupta y se apuntó como causa la deshidratación de

los constituyentes químicos del hormigón.


13

Hannant (1963) y Lankard et al. (1971) diseñaron experimentos para determinar la

posible influencia del contenido de humedad previo al calentamiento y ensayo de las

probetas. En el caso de Hannant se ensayaron probetas cilíndricas de hormigón de

6’’×12’’ parte de las cuales permanecieron selladas entre el instante de su fabricación y

su ensayo. Las probetas, selladas y si sellar, fueron sometidas a procesos de

calentamiento de 18 horas a temperaturas de 50 °C, 100 °C y 150 °C. Los ensayos

permitieron concluir que la cantidad de humedad en el instante de realización del ensayo

influía en la resistencia del hormigón tras exponerlo a dichas temperaturas. Esta

conclusión se apoyó en dos observaciones: primera, que a una misma temperatura

máxima, la resistencia era mayor cuanto mayor era la pérdida previa de humedad; y

segunda, que en el caso de las probetas sin sellar, parte de la resistencia perdida a 100°C

se recuperaba a 150°C puesto que la retención de humedad podía liberarse, mientras que

en el caso de probetas selladas, la resistencia a 150°C era menor que a 100°C. En el caso

de Lankard et al. se ensayaron probetas cilíndricas de hormigón de 4’’×8’’ (101,6×203,2

mm), selladas y sin sellar, y sometidas a calentamiento durante tiempo prolongado (entre

75 y 105 días). Se hicieron ensayos sin precarga y ensayos de tensión residual sin

precarga. De forma similar a las observaciones de Hannant, en el caso de las probetas no

selladas, observaron que a 120 °C se perdía ligeramente algo de resistencia, mientras que

a 200 °C se incrementaba respecto de la de temperatura ambiente, para volver a

reducirse a 300 °C. Estas variaciones en la resistencia, a la alza o a la baja, dependían

además del contenido de humedad en el momento de realización del ensayo. Concluyeron

que el contenido de humedad era un factor determinante en la variación de resistencia en

los rangos de temperatura ensayados.

Abrams (1971) realizó una campaña de ensayos similar a la de Malhotra (1956),

con los tres tipos de ensayo a compresión a altas temperaturas. Una de las conclusiones

que se propuso respaldaba la tesis de Malhotra en el sentido de que las menores pérdidas

de resistencia a compresión correspondían a las probetas ensayadas con precarga; este

hecho se justificó en base a que la formación de fisuras pudiera estar de algún modo

inhibida en estas probetas debido a su estado tensional. De igual forma que lo observado


14

por Malhotra, la mayor pérdida de resistencia se observó en los ensayos de tensión

residual, y Abrams lo justificó apuntando a la propagación de fisuras durante la etapa de

enfriamiento. Una segunda conclusión extraída de su campaña fue que ni las variaciones

de la precarga en el rango de 0,25 a 0,55 veces la resistencia a temperatura ambiente

(23°C) ni las variaciones de la resistencia original de la amasada en el rango de 3900 psi

a 6300 psi (el rango de los hormigones convencionales, de 26,9 MPa a 43,4 MPa) llegaban

a afectar al comportamiento del hormigón expuesto a altas temperaturas.

Thelandersson (1972) realizó una revisión de los modelos de predicción de la

resistencia a compresión del hormigón sometido a altas temperaturas pero puso el acento

en la poca información existente en aquel momento sobre la evolución de la resistencia a

tracción a altas temperaturas. Realizó una campaña experimental para determinar el

comportamiento a tracción hasta los 800 °C de temperatura. Los parámetros estudiados

fueron también las velocidades de calentamiento y enfriamiento, la composición del

hormigón y el tiempo transcurrido entre el proceso de calentamiento y el momento del

ensayo. Se empleó el ensayo de hendimiento (brasileño) sobre probetas cilíndricas para la

determinación de la resistencia a tracción indirecta.

Los hormigones ensayados eran de áridos silíceos y de resistencia convencional

(NSC), correspondiendo a dos clases resistentes distintas (25 y 40 MPa). Parte de los

ensayos a altas temperaturas se realizaron entre los 58 y 68 días de fabricación, mientras

que otros ensayos se realizaron a 28 días de fabricación. El calentamiento se planteó de

dos velocidades distintas. El calentamiento rápido se realizaba precalentando el horno

hasta la temperatura de ensayo y, una vez alcanzada, se introducían en él las probetas

durante cinco horas, tiempo suficiente para calentarse hasta la temperatura del horno. Se

consiguió mayor variedad de velocidades de calentamiento envolviendo algunas de las

probetas en un aislante de roca sintético. El calentamiento lento se realizaba

introduciendo las probetas en el horno frío y calentándolas a partir de esa temperatura

de partida; al alcanzar la máxima temperatura, ésta se mantenía durante dos horas. En

ese momento, la mitad de las probetas se extraían para ensayarlas a alta temperatura y

la otra mitad permanecía dentro del horno para ser ensayadas posteriormente tras el


15

enfriamiento natural. Las probetas extraídas a alta temperatura, se ensayaban con un

aislante de lana sintético, controlando que el tiempo transcurrido entre la extracción y el

ensayo fuese inferior a un minuto y medio.

Thelandersson matizó que la validez del ensayo de hendimiento podría ser

cuestionada puesto que se basa en que el material ensayado debe ser elástico y con

fractura frágil; sin embargo, el hormigón sometido a altas temperaturas no satisfacía

enteramente ambas condiciones y algunos resultados experimentales sugerían que el

ensayo de hendimiento podría sobrestimar la resistencia a tracción. Aun así, se consideró

que el ensayo reflejaba de una forma casi adecuada el comportamiento de la resistencia a

tracción con la temperatura.

En el intervalo entre temperatura ambiente y 100 °C se observó una ligera caída de

la resistencia a tracción que luego se mantenía más o menos constante hasta los 300 °C.

Thelandersson comenta que en estudios anteriores, Weigler y Fischer (1968) proponían

que la evolución de la resistencia a tracción hasta los 300 °C podía depender de la edad y

las condiciones de curado del hormigón: en el caso de un elevado grado de humedad, el

calentamiento a temperaturas no demasiado elevadas podía provocar un secado y un

incremento de la resistencia a tracción; mientras que con hormigones más secos, el

incremento en resistencia a tracción ya se ha producido previo al calentamiento y no se

aprecia mejora de la resistencia en el rango hasta 300 °C. En el caso de los ensayos de

Thelandersson, las probetas se encontraban curadas al aire y podía asumirse que se

encontraban más o menos secas (“rather dry”). El autor sugiere que la pérdida de

resistencia a tracción observada hasta los 100 °C puede deberse a incompatibilidad de

deformaciones entre la matriz del hormigón y los áridos, lo que puede originar una

fisuración en este rango de temperaturas. Este efecto afecta en mayor medida a la

resistencia a tracción que a la resistencia a compresión. En el intervalo de 300 hasta 600

°C la caída de resistencia a tracción va desde el 80% hasta el 20-30%. La causa de este

notable deterioro es un efecto combinado de varios factores: la incompatibilidad entre

hormigón y árido señalada más arriba; la deshidratación de los clinkers de la matriz de

cemento y la transformación del cuarzo a aproximadamente 575 °C. En el intervalo de


16

600 hasta 800 °C los resultados apuntaron a que el hormigón perdía prácticamente toda

su resistencia a tracción; el autor vuelve a avisar de que con valores muy bajos de

resistencia a tracción, el ensayo de hendimiento puede sobreestimar la resistencia a

tracción. Los resultados experimentales permitieron concluir que el aislamiento de las

probetas no parecía tener una influencia decisiva en la resistencia a tracción a altas

temperaturas. La velocidad de calentamiento tampoco pareció afectar a la evolución de la

resistencia a tracción; únicamente se apreció cierta diferencia en el rango de los 400 °C en

el que las probetas sometidas a calentamiento rápido y ensayadas a alta temperatura

tenían una resistencia en torno al 65% de la correspondiente a temperatura ambiente,

mientras que las sometidas a calentamiento lento y ensayadas a alta temperatura estaban

más próximas al 80%. De forma general, aunque especialmente por encima de los 400 °C,

se observó que la resistencia residual (que se mide en probetas enfriadas tras el

calentamiento) resultaba ligeramente inferior a la resistencia medida a altas

temperaturas; esto parece coincidir con lo observado por Malhotra (1956) y Abrams

(1971) para la resistencia a compresión. Por último, la resistencia a tracción medida en

probetas ensayadas días después del calentamiento y enfriamiento hasta 20 °C es aún

menor; en el caso de probetas ensayadas hasta los 600 °C la resistencia obtenida

inmediatamente después del enfriamiento fue de un 28% de la de temperatura ambiente;

sin embargo, probetas conservadas en un ambiente a 20 °C con una humedad relativa del

65% y ensayadas 7 días después del enfriamiento tuvieron una resistencia del 7,2%.

Anderberg y Thelandersson (1976) realizaron una campaña experimental que les

permitiera definir un modelo constitutivo del hormigón sometido a altas temperaturas.

Para ello contaron con un equipo que combinaba un horno eléctrico para calentamiento y

una prensa hidráulica para poder cargar las probetas. Las velocidades de calentamiento

eran variables entre 25 °C/min (en los primeros minutos del proceso) y en torno a 5

°C/min (para temperaturas por encima de los 600 °C). Durante los ensayos se medía la

temperatura en 3 puntos del interior de las probetas mediante termopares. En ensayos de

calibración previos se determinó que en general era suficiente mantener la temperatura

máxima de cada ensayo unas dos horas para conseguir una distribución homogénea de


17

temperaturas en la probeta, con gradientes no superiores a los 20 °C. El equipo era capaz

de medir carga aplicada, desplazamientos y pérdida de masa durante el ensayo. Las

probetas eran cilíndricas de 75×150 mm con un hueco tubular en el eje para permitir

alojar los tubos de cuarzo que permitían medir los desplazamientos entre la cara superior

y la inferior durante los ensayos. Las probetas se fabricaron con cemento Pórtland, arena

de río y grava de cuarzo, con relación A/C de 0,6. El curado se mantuvo en 5 días y

posteriormente se mantenían las probetas en una atmósfera con humedad relativa del

65% a 20 °C hasta la edad de ensayo a las 21 semanas de la fabricación (aunque los

intervalos reales estuvieron entre las 19 y las 27 semanas). Se fabricaron además probetas

cúbicas de 150 mm de arista para medir la resistencia a compresión a la edad de ensayo

de cada amasada, las cuales oscilaron entre 42,3 y 65,6 MPa.

Se realizaron los siguientes tipos de ensayo. El ensayo tipo A consistía en cargar la

probeta hasta un determinado nivel de tensión, tras lo cual se calentaba hasta rotura,

aunque no por encima de 800 °C. El ensayo tipo B consistía en calentar las probetas

hasta una determinada temperatura (mantenida durante dos horas), tras lo cual se

cargaban hasta rotura, manteniendo dicha temperatura. El ensayo tipo C comenzaba

igual que el tipo B, pero una vez alcanzada la temperatura se cargaba la probeta hasta

un determinado nivel de tensión y se determinaba la deformación por fluencia a

temperatura constante hasta 3 horas; pasado dicho tiempo, se realizaba también la

medida de la recuperación de deformaciones. Los modelos de compresión-deformación del

hormigón resultantes de la campaña pueden resumirse de la siguiente manera: a 20 °C la

deformación última no era superior al 3‰; a 130 °C se observaba una ligera ganancia de

resistencia a compresión; a 440 °C la resistencia a compresión era de en torno al 75% de

la original a temperatura ambiente, con una deformación última de casi el 7‰ y un

módulo de elasticidad longitudinal de en torno al 45% del original; a 650 °C la resistencia

a compresión era de en torno al 40% de la original, con deformación última superior al

8‰ y un módulo de elasticidad de aproximadamente un 20% del original; y a 770 °C la

resistencia a compresión no llegaba al 20%, con deformación última superior al 8‰ y un

módulo de elasticidad en torno a un 15% del original. El conjunto de resultados de los


18

tres tipos de ensayo realizados permitió construir los siguientes modelos constitutivos:

ecuación para la deformación libre inducida por la variación de la temperatura;

ecuaciones para la ley tensión-deformación instantánea debida a la compresión y para la

deformación unitaria última; ecuación para la deformación diferida o de fluencia en

función del tiempo y la temperatura; y la ecuación para la deformación debida a la

transición (transient strain) por descomposición química durante el primer ciclo de

calentamiento, la cual es irrecuperable. Esta última deformación no se puede medir

directamente sino que se mide por diferencia entre las tres componentes de deformación

anteriores y la deformación total.

Castillo y Durrani (1990) estudiaron el comportamiento del hormigón de alta

resistencia (high strength concrete, HSC) sometido a temperaturas en el rango de 100 °C

hasta 800 °C. Las variables ensayadas fueron la resistencia a compresión simple, el

diagrama tensión-deformación y la influencia de posibles precargas. El hormigón HSC se

fabricó con métodos y materiales convencionales, aunque empleando superplastificante

ASTM tipo F sin adición de cenizas volantes. Las probetas de hormigón convencional

(normal strength concrete, NSC) fabricadas para contraste tenían una resistencia de 3000

psi (que equivale aproximadamente a 20,7 MPa) y las de HSC eran de 8000 psi de

resistencia (lo que equivale aproximadamente a 55,2 MPa). Las probetas eran cilíndricas

de 2’’×4’’ (50,8×101,6 mm). El calentamiento se realizó en un horno eléctrico, con una

velocidad de entre 7 °C y 8 °C por minuto. Una vez alcanzada la temperatura objetivo,

ésta se mantenía durante un tiempo de entre 10 y 15 minutos. Algunas probetas se

precargaron hasta el 40% de su resistencia última a temperatura ambiente (23 °C) antes

de iniciar el calentamiento. No se empleó ningún tipo de recubrimiento superficial, a fin

de que no se bloquease la evaporación de la humedad retenida en la red capilar del

hormigón. Los ensayos permitieron concluir que la exposición a temperaturas en el rango

de los 100 °C hasta 300 °C disminuía la resistencia a compresión del HSC en un 15-20%

respecto de la medida a temperatura ambiente. Para temperaturas en el rango de los 400

°C hasta 800 °C se producía una pérdida de resistencia hasta el 70%. En forma similar a

lo apuntado por Zoldners (1960), Hannant (1963) y Lankard et al. (1971) se observó que,


19

tras la pérdida inicial de resistencia, para temperaturas un poco más altas se recuperaba

la resistencia a compresión, que podía llegar a ser entre un 8% y un 13% superior a la

resistencia a temperatura ambiente. Esta recuperación de resistencia se atribuyó a la

eliminación del agua retenida al incrementarse la temperatura. Se observó también que,

aparentemente, cuanto mayor fuera la resistencia-ambiente del hormigón ensayado, la

temperatura a la que se producía la recuperación de la resistencia era también más

elevada.

Para temperaturas superiores a 400 °C la aplicación de la precarga en las probetas

de HSC controlaba la pérdida de resistencia frente a los ensayos de las probetas sin

precarga, algo que ya habían observado Malhotra (1956) y Abrams (1971) en el NSC.

Los ensayos también permitieron observar una disminución del módulo de elasticidad

longitudinal en todas las probetas, independientemente de la presencia o no de una

precarga y de la resistencia del hormigón. El módulo de elasticidad del HSC descendía

entre un 5% y un 15% en las probetas expuestas al rango de 100 °C a 300 °C. Para

temperaturas entre los 300 °C y los 800 °C el módulo de elasticidad se reducía hasta un

20%-25% de su valor a temperatura ambiente. En el rango de temperaturas de 600 °C a

800 °C la evolución de la pérdida de resistencia a compresión y la paulatina reducción del

módulo de elasticidad fueron más lentas, lo cual se atribuyó a la absorción de calor en

reacción endotérmica de calcinación de la caliza. Aproximadamente un tercio de las

probetas de HSC ensayadas con precarga fallaron de forma explosiva (explosive spalling).

Los autores señalaron la relación existente entre el fenómeno de spalling y la retención de

vapor de agua en la microestructura tan compacta típica del HSC.

Bažant y Kaplan (1996) realizaron una exhaustiva revisión bibliográfica sobre el

comportamiento del hormigón a temperaturas elevadas y los cambios químicos y físicos

que experimenta junto con sus componentes. El primero de los cambios que se producen

a medida que se eleva la temperatura del hormigón hasta el rango de los 105 °C es la

pérdida del agua libre por evaporación. Hilsdorf (1967) propuso expresiones para la

determinación del contenido de humedad en este rango de temperaturas en función,

además, del grado de maduración de la pasta de cemento. Para temperaturas superiores,


20

una vez que el contenido de agua libre se ha evaporado, comienza la deshidratación de la

tobermorita, que es una de las fases del gel C-S-H (calcium silicate hydrates), la cual se

descompone principalmente en -silicato dicálcico, -silicato cálcico (o -wollastonita) y

agua. Aproximadamente, a los 500 °C se ha completado el 70% de la deshidratación del

gel C-S-H, la cual es prácticamente completa a los 850 °C. Este proceso de deshidratación

tiene dos picos de aceleración, a los 200 °C y a los 700 °C. Por otro lado, la

deshidratación del hidróxido de calcio comienza un poco antes de los 400 °C y es más

rápida que la del gel C-S-H puesto que es casi completa a los 600 °C. Definidos estos

procesos de deshidratación, el contenido de humedad en el rango de los 105 °C a 600 °C

fue definido matemáticamente por Hilsdorf (1967) apoyándose en los trabajos de Wilson

y Martin (1935). Los procesos descritos quedan perfectamente reflejados en los análisis

diferenciales térmicos (differential termal analysis, DTA) llevados a cabo por Lankard

(1970) y Khoury et al. (1985) en los que se aprecian claramente los picos endotérmicos

correspondientes a la evaporación del agua libre y la primera fase de deshidratación del

gel C-S-H a los 150 °C y a la deshidratación del hidróxido de calcio a los 500 °C. Bažant

y Kaplan terminan esta primera fase de su revisión indicando que la temperatura de

fusión de la pasta de cemento Pórtland común se sitúa aproximadamente en los 1350 °C,

basándose en los trabajos de Petzold y Röhrs (1970) y Schneider (1982).

En lo referente a los áridos, Bažant y Kaplan señalan la importancia de la

porosidad de los áridos en el comportamiento a temperaturas elevadas. Los áridos más

porosos son los calizos, mientras que los áridos de granito son los menos porosos. La

porosidad de los áridos silíceos es intermedia. El agua absorbida por la porosidad de los

áridos empleados en la fabricación del hormigón, se evaporará a altas temperaturas.

Adicionalmente, en el caso de los hormigones que se pueden emplear en los elementos de

protección frente a la radiación de neutrones (en centrales nucleares de producción de

energía), puede ser común emplear áridos especiales como la serpentina

(3MgO.2SiO2.2H2O), la limonita (2Fe2O3.3H2O) y la goethita (Fe2O3.H2O) los cuales

contienen agua en su composición, entre un 10%-12%. En el caso de la serpentina, en

Hungerford et al. (1959) se señala que la mayor parte de ese contenido de agua aún no se


21

ha liberado a los 500 °C. Y en el caso de la limonita, Davis (1967) señala que su

contenido de agua no comienza a liberarse hasta los 200 °C. Bažant y Kaplan se apoyan

en los estudios de Harmathy y Allen (1973) para indicar que la mayor parte de áridos

son estables hasta los 500 °C. Los áridos silíceos con cuarzo (SiO2) experimentan una

transformación de la estructura cristalina entre los 500 °C y los 650 °C, cuando el -

cuarzo con estructura trigonal trapezoédrica pasa a -cuarzo con estructura hexagonal.

Según Schneider (1982) esta transformación es reversible y endotérmica y debe destacarse

que lleva pareja un significativo incremento de volumen del árido. La siguiente

transformación del -cuarzo no se produce hasta los 1000 °C ó 1200 °C, dando lugar a la

-cristobalita. En el caso de los áridos de naturaleza caliza el proceso más importante a

altas temperaturas es la descarbonatación que experimentan entre los 600 °C y los 900

°C, cuando el carbonato cálcico (CaCO3) da lugar a óxido de calcio más una considerable

expulsión de dióxido de carbono. Basándose en Harmathy y Allen (1973), Bažant y

Kaplan describen cómo estas transformaciones de los áridos llevan asociadas pérdidas de

masa del orden del 50% y del 9% en el caso de áridos calizos y silíceos, respectivamente,

observadas ambas en el rango de los 1000 °C. Los autores hacen el siguiente resumen de

estos cambios químicos que se producen durante el proceso de calentamiento del

hormigón: el agua libre evaporable desaparece un poco por encima de los 100 °C; a los

180 °C comienza la deshidratación del gel C-S-H; en el caso de los hormigones con áridos

ligeros de arcilla, debe tenerse en cuenta la disociación de la arcilla a los 390 °C; a los 500

°C se produce la máxima velocidad de deshidratación del hidróxido cálcico; a los 570 °C

se produce en los áridos silíceos con cuarzo la transformación cristalina del cuarzo; a los

700 °C se ha deshidratado el gel C-S-H prácticamente por completo; a los 800 °C se

produce en los áridos calizos la descarbonatación del carbonato cálcico; finalmente, en el

rango de los 1150 °C a 1200 °C se produce la fusión de la pasta de cemento y de diversos

tipos de áridos.

En lo referente al fenómeno del spalling, Bažant y Kaplan lo definen como la

separación de parte del hormigón superficial de un elemento cuando se somete a un

proceso de calentamiento. Existen tres tipos de spalling: desprendimiento progresivo de


22

material por capas (sloughing off) que puede producirse tanto al inicio del calentamiento

como en sus fases finales; spalling local, consistente en una expulsión violenta y localizada

de parte de la superficie de hormigón, desprendimiento del árido o rotura por los bordes

o aristas; spalling generalizado y destructivo, el cual puede llegar a producirse incluso

durante la fase inicial del calentamiento con daño generalizado en todo el elemento que

se produce de forma violenta o explosiva. Se admiten dos posibles causas para este

mecanismo de fallo; una de ellas es la incompatibilidad de deformaciones entre capas de

hormigón que tienen distintas temperaturas, de forma que la capa más caliente ve

coaccionada su dilatación por capas de hormigón más frías, pudiendo producir bien un

aplastamiento de la capa más caliente o una inestabilidad o pandeo local. La otra posible

explicación es que el incremento de temperatura provoca un incremento de la presión del

vapor de agua retenida o liberada en los poros de la microestructura del hormigón; este

incremento de presión genera tensiones de tracción que llevan al fallo por spalling. En

este sentido, se citan varias campañas de ensayos llevadas a cabo con el objeto de medir

la presión de poro, entre las que cabe destacar las llevadas a cabo por England y Ross

(1972) y Zhukov y Shevchenko (1974); las temperaturas de ensayo fueron,

respectivamente, de 150 °C y 1100 °C y, concretamente, en el caso de Zhukov y

Shevchenko (1974) los ensayos se realizaron sobre bloques masivos de 1,45×1,05×0,5 m.

De acuerdo con estas campañas experimentales, la presión de poro rara vez superaba 1

MPa (lo que contrasta con valores aportados por algunos investigadores posteriores,

como Kodur y Sultan (1996) que predicen hasta 8 MPa). Por otro lado, en una revisión

de estas campañas, Bažant et al. (1982) sugieren que la presión en los poros durante el

calentamiento, podría llegar a ser órdenes de magnitud superior a dichas observaciones

experimentales si se dieran circunstancias que dificultasen el incremento de la

permeabilidad o porosidad del hormigón a la velocidad a la que se caliente. Bažant y

Kaplan proponen una relación de causas relacionadas con este fenómeno:

La probabilidad de spalling es tanto mayor cuanto más rápido sea el proceso de

calentamiento. Asimismo, también influye si la fuente de calor se sitúa a un

lado o a varios lados del elemento.


23

Una de las variables que influyen en el spalling es el contenido de humedad del

hormigón, en el sentido de que es más probable cuanto mayor sea el contenido

de humedad.

La composición mineralógica del árido y la dosificación del hormigón también

influyen en la probabilidad de spalling.

La forma y, sobre todo, el tamaño del elemento estructural también influyen.

Se indica que, por ejemplo, a mayor espesor, la probabilidad de spalling es

menor.

La tensión existente en el hormigón en el momento de someterlo a un

calentamiento incrementa la probabilidad de desarrollo de spalling.

Por último, la concentración de armaduras en las proximidades de las aristas o

bordes de los elementos también incrementa la probabilidad de spalling.

En lo referente a la resistencia a compresión del hormigón a altas temperaturas,

Bažant y Kaplan señalan que no sólo depende de los procesos de deshidratación,

transformaciones químicas, aumento de la porosidad, incrementos de presión en poros y

de las deformaciones impuestas por los gradientes térmicos, sino que también influyen la

dosificación, la naturaleza de los materiales y las condiciones de los ensayos,

especialmente, cuánto tiempo duró la exposición a temperaturas elevadas y cuáles fueron

las velocidades de calentamiento y enfriamiento. De hecho, en la revisión que realizaron

de los resultados concluidos de un elevado número de campañas previas, se observaban

grandes discrepancias, motivadas por estos últimos factores y agravadas por el hecho de

que varios autores omitían información estos y otros parámetros relevantes. Bažant y

Kaplan realizan una clasificación de dos tipos de ensayos. Por un lado, están los ensayos

a temperatura constante (steady state tests), en los que la probeta sin pre-carga alguna es

sometida a un calentamiento hasta una temperatura máxima, para proceder a

continuación a un ensayo de rotura, el cual puede realizarse cuando la probeta está aún a

temperatura elevada o bien cuando se ha enfriado; estos ensayos son repetidos a distintos

niveles de temperatura máxima. De otro lado, están los ensayos en situación transitoria

(transient state tests) en los que la carga se aplica con anterioridad al proceso de


24

calentamiento y se mantiene constante durante el mismo, el cual se realiza a velocidad

controlada hasta que se produce el fallo de la probeta; la temperatura a la que se produce

el fallo es registrada y lo que se varía de unos ensayos a otros es el nivel de pre-carga de

las probetas. Este tipo de ensayos admite una variante como es la de pre-cargar y elevar

la temperatura hasta un determinado nivel si producir el fallo para, a continuación,

manteniendo la temperatura constante, incrementar la carga hasta rotura. Y dentro de

esta variante, también sería posible dejar enfriar tras llegar a la máxima temperatura y

ensayar a rotura posteriormente. Los autores citan que las particularidades e

implicaciones de cada uno de estos tipos de ensayos en situación transitoria son

comentadas por Schneider (1982). La ventaja principal de los ensayos en estado

transitorio es su similitud con las condiciones que se desarrollan en una estructura

durante un incendio real. Sin embargo, tienen un importante inconveniente como es el de

la temperatura dentro de los elementos no es uniforme y no es posible saber con certeza a

qué temperatura corresponden los resultados derivados del ensayo; además la influencia

que pueden tener las tensiones residuales que se van acumulando en zonas de las

probetas ensayadas tampoco es clara. Por el contrario, los ensayos a temperatura

sostenida o constante sí permiten dar una idea representativa del deterioro de resistencia

que supone la exposición a una determinada temperatura durante larga duración y,

supuesto que esa temperatura se mantenga el tiempo suficiente, son menos sensibles a la

falta de homogeneidad de la temperatura en el interior de la probeta. Bažant y Kaplan

también avisan de la importancia que tiene el contenido de humedad o, más

exactamente, el control del mismo durante los ensayos de calentamiento. Proponen las

siguientes conclusiones extraíbles a partir de toda la batería de ensayos comentados:

En el caso de probetas sin sellar durante el proceso de calentamiento, sin

bloqueo a la variación del contenido de humedad, se estima una pérdida de

entre el 10% y el 35% tras exposición a temperaturas en el rango de los 80 °C a

90 °C. Sin embargo, a temperaturas superiores, de hasta los 200 °C la

resistencia a compresión no sólo no se reduce sino que incluso podría ser

superior a la de temperatura ambiente. Entre los 200 °C y los 800 °C se


25

produce una paulatina reducción de la resistencia a compresión, que puede

llegar a ser entre el 20% y 50% de la resistencia a temperatura ambiente. Esta

discrepancia de resultados puede ser aún más abismal, como por ejemplo en el

caso de los hormigones fabricados con áridos no convencionales, en los que en el

rango de los 200 °C se estiman variaciones del ±50%.

Aparentemente, los hormigones fabricados con áridos calizos y con áridos

ligeros sufren una menor pérdida de resistencia a altas temperaturas que los

hormigones fabricados con áridos silíceos, tal y como se recoge en Abrams

(1971).

Dosificaciones de hormigón ricas en cemento (i. e. con menor proporción de

árido frente a la de conglomerante) muestran una mayor caída de resistencia a

altas temperaturas, frente a otras dosificaciones, tal y como se recoge en

Malhotra (1956).

En el caso de la proporción agua/cemento (A/C), ésta no parece tener una gran

influencia o, cuando menos, claramente definida en la evolución de la resistencia

a altas temperaturas.

Cuanto mayor sea la velocidad de calentamiento, mayor será la reducción de

resistencia; sin embargo, esta tendencia es menos apreciable cuanto mayor es la

temperatura máxima que se alcanza en la rampa calentamiento, conclusión que

apoyan en Mohamedbhai (1986).

Las probetas sin sellado y ensayadas sin pre-carga sufren mayores pérdidas de

resistencia tras el enfriamiento que cuando se ensayan a alta temperatura,

conclusión que se apoya en los resultados de Malhotra (1956) y Weigler y

Fischer (1972).

La pérdida de resistencia en las probetas ensayadas sin pre-carga es mayor que

en las probetas pre-cargadas antes y durante el calentamiento, con la condición

de que la pre-carga no supere un determinado nivel de servicio frente a la

resistencia a temperatura ambiente.

Cuanto mayor sea el período de exposición a altas temperaturas, mayor será el

deterioro en la capacidad resistente del hormigón, de acuerdo con las


26

conclusiones de Lankard et al. (1971), Carette et al. (1982) y Mohamedbhai

(1986).

El control de la variación de humedad de las probetas durante el calentamiento

mediante sellado de las mismas influye en la evolución de la resistencia a

temperaturas elevadas. Las probetas selladas sufren mayor pérdida de

resistencia que las que no son selladas durante la exposición a temperaturas

elevadas. Además, al contrario que las probetas sin sellar, las probetas selladas

ensayadas a alta temperatura pueden llegar a tener menor resistencia que la

residual obtenida tras su enfriamiento.

En el caso de exposición a ciclos de calentamiento-enfriamiento, la pérdida de

resistencia es mayor. La mayor parte de esta pérdida se produce tras exposición

a unos pocos ciclos.

En cuanto a la forma de las probetas, los cubos de hormigón dan lugar a una

resistencia residual superior a la de los prismas. Y las probetas pequeñas llevan

a concluir una mayor pérdida de resistencia que probetas de mayor tamaño. En

este sentido, el tamaño y la forma del árido también influyen.

En lo referente a la resistencia a tracción del hormigón cuando se somete a altas

temperaturas, Bažant y Kaplan citan varias campañas, entre las que cabe destacar las

llevadas a cabo por Harada et al. (1972), Thelandersson (1972), Kaplan y Roux (1972),

Schneider (1982) y Carette et al. (1982). La campaña de Thelandersson (1972) ya ha sido

comentada anteriormente. Harada et al. (1972) y Kaplan y Roux (1972) llegaron a

ensayar temperaturas de hasta 400 °C y determinaron la resistencia a tracción mediante

ensayos de hendimiento y de flexo-tracción, respectivamente. Los resultados arrojan

discrepancias sensiblemente notorias, como en el caso de hormigones fabricados con

áridos silíceos tras exposición a 400 °C, las resistencias residuales diferían entre el 50%

respecto de la de temperatura ambiente en el caso de Harada et al. (1972) y más del 70%

en el caso de Kaplan y Roux (1972). La campaña de Carette et al. (1982) es digna de

mencionar por tratarse de ensayos en los que la tras alcanzar la temperatura máxima,

ésta se mantuvo durante largos períodos de tiempo. Se llevaron a cabo ensayos sobre


27

hormigones fabricados tanto con cemento Pórtland si adiciones, como otros que

incorporaban adiciones de escorias de horno alto y cenizas volantes. En todos los casos,

se trató de hormigones con áridos calizos. Los ensayos de tracción fueron los de

hendimiento sobre probetas cilíndricas. Las temperaturas máximas ensayadas en cada

fase fueron 75 °C, 150 °C, 300 °C, 450 °C y 600 °C y en los ensayos principales, se

mantuvieron durante 1 mes, al término del cual, las resistencias a tracción, con respecto

a las originales a temperatura ambiente, fueron del 90%, 80-90%, 69-76%, 53-62% y 25-

50%, respectivamente. En el rango de los 600 °C las menores reducciones de resistencia se

produjeron en los hormigones con adiciones. Cabe destacar también que se realizaron

ensayos de resistencia a compresión y la evolución de ambas resistencias, a tracción y a

compresión, con la temperatura fueron similares, salvo en el caso de los 450 °C, en las

que se producía una mayor reducción en la resistencia a compresión. La campaña

también incluyó ensayos con exposición a alta temperatura durante 4 y 8 meses. Por

último, otra campaña de interés reseñada por Bažant y Kaplan fue la llevada a cabo por

Morley y Royles (1983), la cual será comentada posteriormente, en el apartado

correspondiente al comportamiento adherente acero-hormigón. Las conclusiones recogidas

por Bažant y Kaplan en lo referente a la evolución de la resistencia a tracción a

temperaturas elevadas son las siguientes:

Al igual que la resistencia a compresión, la resistencia a tracción del hormigón

sufre un deterioro tras la exposición a altas temperaturas. La mayor parte de

campañas experimentales parecen apuntar a que la resistencia a tracción es más

sensible y se producen mayores reducciones a alta temperatura que en el caso

de la compresión.

El tipo de árido influye en la evolución de la resistencia a tracción con la

temperatura. Aparentemente, según los resultados apuntados por Harada et al.

(1972) y Schneider (1982), los hormigones fabricados con áridos silíceos

conservan mejor su resistencia a tracción a altas temperaturas que los

fabricados con áridos calizos.


28

De forma similar a como ocurre en el caso de la resistencia a compresión, las

dosificaciones ricas en cemento (con menor proporción de árido frente a

conglomerante) sufren un mayor deterioro de su resistencia a tracción.

La resistencia residual a tracción es inferior a la resistencia a tracción medida a

alta temperatura.

Por encima de los 150 °C, cuanto mayor sea el período de exposición a alta

temperatura, mayor será la pérdida de resistencia a tracción.

De nuevo de forma similar a como ocurre con la resistencia a compresión, los

ciclos de calentamiento-enfriamiento reducen aún más la resistencia a tracción,

produciéndose la mayor parte de esta pérdida en unos pocos ciclos iniciales.

Bažant y Kaplan indican que las deformaciones debidas a la tensión en hormigón a

altas temperaturas son aún más dependientes del tiempo de aplicación de la carga que a

temperatura ambiente, por lo que debe hablarse de deformaciones viscoelásticas que

corresponderían a bajos niveles de tensión y de deformaciones viscoplásticas cuando los

niveles de tensión sean elevados. Definen la fluencia como el diferencial entre la

deformación inducida por la tensión sostenida en el tiempo con respecto a la que

estimaría un cálculo en el rango elástico. En el caso de elementos de hormigón expuestos

a temperaturas elevadas, existen además las deformaciones derivadas por los gradientes

térmicos y las deformaciones debidas a la retracción, las cuales pueden en principio

desacoplarse de las debidas a fluencia. Hasta los 100 °C se produce un paulatino

incremento del efecto de la fluencia a tensiones moderadas, lo que se debe

fundamentalmente a la ruptura de los enlaces en la tobermorita y otras fases de los geles

de la pasta de cemento, así como a la migración de humedad entre los microporos del gel

y a lo largo de los poros y red capilar de mayor tamaño. Además, por debajo de los 105

°C se produce también un efecto de aceleración de la hidratación del cemento y una

aceleración de su envejecimiento. Sin embargo, por encima de los 105 °C el calor produce

deshidratación la cual, en el caso de elementos cargados, acelera la fluencia. De esta

forma, la fluencia en los elementos que han perdido su agua evaporable se va acelerando

cuanto más elevada sea la temperatura de exposición; estudios como los llevados a cabo


29

por Thelandersson (1972) y Maréchal (1972) han verificado esta tendencia hasta los 400

°C. Para temperaturas superiores, Bažant y Kaplan se apoyan en Fischer (1970) y

señalan que el efecto de la fluencia decrece y, por ejemplo, a 600 °C es inferior que los

400 °C. La explicación puede ser achacable a la deshidratación acelerada del gel C-S-H

que tiene lugar entre los 450 °C y los 600 °C.

En lo referente al módulo de elasticidad, al igual que ocurre con las resistencias a

tracción y compresión, también se produce una reducción cuanto más elevada sea la

temperatura. Diversos estudios tratan de determinarlo a través de ensayos de carga a

compresión (Lankard et al. (1971), Harada et al. (1972), Maréchal (1972) y Schneider y

Kordina (1975)) o bien mediante ensayos a flexión (Sullivan y Labani (1974)) y los

resultados poseen cierto grado de discrepancia que es atribuida por Bažant y Kaplan al

efecto de la fluencia incluso con cortas duraciones de los ensayos de cargas, en el orden

de pocos minutos. En este sentido, señalan la validez de los ensayos para la

determinación del módulo de elasticidad dinámico (Berwanger y Sarkar (1973)), el cual

apenas es afectado por el efecto de la fluencia y puede servir para dar una mejor medida

de cómo afecta la temperatura a la componente puramente elástica del hormigón. La

campaña experimental de Maréchal (1972) también incluyó el estudio de la variación del

coeficiente de Poisson que, a 400 °C puede verse reducido a la mitad del valor a

temperatura ambiente.

Chan et al. (1996) llevaron a cabo un estudio comparativo del comportamiento de

hormigón NSC y hormigón HSC sometidos a temperaturas elevadas. Las propiedades

ensayadas fueron las resistencias a compresión y tracción residuales así como la

microestructura mediante porosimetría de mercurio. Las probetas se fabricaron con

cemento Pórtland sin adiciones, áridos de granito y fracción de arena en distintas

dosificaciones. Las resistencias a compresión a temperatura ambiente y a 28 días fueron:

28 y 47 MPa, dentro del rango de los NSC y 76, 79 y 94 MPa, dentro del rango de los

HSC. Una vez finalizada su etapa de curado de 28 días, aquellas probetas que iban a ser

sometidas a altas temperaturas se mantuvieron en una atmósfera controlada a 20 °C y

humedad relativa del 75% hasta la edad de ensayo a los 90 días. Se empleó un horno


30

eléctrico para exponerlas a temperaturas de hasta 400, 600, 800, 1000 y 1200 °C. En cada

caso la temperatura máxima se mantuvo durante una hora. La velocidad de

calentamiento osciló entre 5 °C/min en la rampa inicial y 1,7 °C/min para temperaturas

superiores a 600 °C. El enfriamiento hasta temperatura ambiente se realizó de forma

natural. Los resultados permitieron concluir que el HSC tendía a mantener su resistencia

en el rango de 20 °C a 400 °C mejor que el hormigón NSC. En el rango de 400 °C hasta

800 °C la pérdida de resistencia seguía una tendencia pareja a la del hormigón

convencional, aunque sí se observó que la pérdida era más significativa por encima de los

600 °C, rango en el que se produce la deshidratación del gel C-S-H. Por encima de los

800 °C sólo se conservaba un pequeño porcentaje de la resistencia original (entre un 10%

y un 12%) y se aprecian daños estructurales en las probetas. El estudio indica que

algunas probetas sufrieron el fenómeno de spalling explosivo durante el proceso de

calentamiento, en el rango de temperaturas entre 400 °C y 500 °C. La resistencia residual

a tracción experimentaba una pérdida más acusada: en el caso de las probetas de HSC se

midió en torno a 6 MPa a temperatura ambiente, para verse reducida a en torno a 1

MPa a 600 °C y a 0,5 MPa a 1200 °C. En lo que respecta a la microestructura interna,

los estudios con porosimetría de mercurio muestran un notable incremento del volumen

de los poros (pore coarsening effect) a altas temperaturas. Este efecto se observó en

similar medida tanto en el NSC como en el HSC y los autores propusieron la hipótesis de

que este fenómeno fuera el responsable de la pérdida de resistencia a temperaturas

inferiores a 600 °C, previas a las correspondientes a la deshidratación del gel C-S-H. Los

autores terminaban señalando que, como la mayor parte de la pérdida de resistencia se

producía en el rango de los 400 °C a los 800 °C, las futuras líneas de investigación debían

ir encaminadas a estudiar y tratar de mejorar el comportamiento del hormigón en dicho

rango.

Kodur y Sultan (1998) llevaron a cabo un estudio del comportamiento de columnas

de hormigón HSC sometidas a fuego. Se fabricaron tres columnas de hormigón armado de

3810 mm de altura y sección transversal cuadrada de 305 mm de lado. Dos de las

columnas se construyeron con hormigones HSC de 81 y 83 MPa de resistencia a los 28


31

días, armadas con 8 redondos longitudinales de Ø20 y estribos de Ø10 cada 225 mm. La

tercera columna fue construida con hormigón NSC de 34 MPa de resistencia a 28 días y

se armó con 4 redondos longitudinales de Ø20 y estribos de Ø8 cada 305 mm. El límite

elástico del acero corrugado era 400 MPa. En la columna fabricada con HSC de 81 MPa

se ha empleó árido grueso silíceo, mientras que en las otras dos se empleó árido de caliza

(dolomite carbonate aggregate). La instalación de calentamiento permitía ensayar las

columnas de hormigón sometidas a cargas de hasta 1000 toneladas. Cada columna se

sometió a la acción del fuego en sus 3 metros centrales. A medida que se calentaban, los

extremos no expuestos de la columna tenían un diferencial de rigidez superior al de la

parte central sometida a mayor temperatura. Teniendo en cuenta este hecho, los autores

estimaron que la longitud equivalente de pandeo de cada columna estaría en torno a 2 m.

La columna de hormigón NSC fue sometida al 60% de su carga última, lo mismo que la

columna de HSC de árido calcáreo. La carga última se estimó de acuerdo con la norma

canadiense CSA-A23.3-94 (1994). La columna de HSC fabricada con árido silíceo se

sometió al 50% de su carga última. Estas cargas fueron aplicadas a temperatura

ambiente, 45 minutos antes de la aplicación del fuego y fueron mantenidas constantes a

lo largo de los ensayos. La curva de calentamiento se ajustó lo máximo posible a la de la

norma ASTM E119-88e1 (1988). Los ensayos finalizaron en el momento en el que el

accionamiento hidráulico no podía seguir manteniendo la carga.

En los tres casos, la temperatura del interior de las columnas alcanzó rápidamente

los 100 °C y luego la velocidad de calentamiento remitió. Kodur y Sultan sugieren que

este hecho es conforme a lo apuntado por Lie & Celikkol (1991), donde se propone que en

el período de calentamiento inicial hasta 100 °C se produce una migración de la humedad

retenida en la estructura de hormigón hacia el interior de la sección transversal. La

variación en la longitud de las columnas fue análoga en los tres casos: tras una primera

fase de dilatación térmica, se produjo una pérdida de longitud debida a la fluencia a altas

temperaturas. En el caso de la columna de hormigón NSC, el fenómeno de spalling

explosivo no se observó hasta el momento del fallo; sin embargo, en el caso de las

columnas de HSC, a los 30 minutos se originaron fisuras indicativas de spalling cuya


32

abertura se incrementó significativamente a los 60 minutos. El spalling fue más acusado

en la columna de HSC fabricada con árido grueso silíceo, porque el calor específico de

este tipo de árido es del orden de 10 veces inferior al del árido calizo a 600 °C. Los

autores sugirieron que este hecho parecía avalar que los áridos calizos se comportasen

mejor en situaciones con temperaturas muy elevadas. La resistencia al fuego de la

columna de hormigón NSC fue, aproximadamente, 6 horas mientras que las de HSC

fueron de 3¾ y 3 horas, siendo la columna fabricada con árido silíceo la que menor

resistencia mostró. Por otro lado, la comparación entre el hormigón NSC y el HSC

(fabricados ambos con árido calizo) permitió observar que el incremento de temperatura

en el interior del HSC es más lento que en el interior del NSC, debido a la menor

porosidad de su estructura. La dilatación inicial resultó inferior en el HSC y ello fue

debido no sólo al menor incremento de temperatura sino también al menor coeficiente de

dilatación térmica. En cuanto las armaduras longitudinales comenzaron a perder rigidez

debido a la fluencia por alta temperatura, se transfirió parte de la carga del acero al

hormigón, cuya resistencia se veía reducida por el incremento de la temperatura. El

acortamiento en la columna de hormigón NSC fue mayor y el fallo fue más dúctil que en

el caso del HSC.

Chan et al. (1999.a) estudiaron la influencia del contenido de humedad y del grado

de resistencia del hormigón en el posible fallo por spalling explosivo del hormigón

sometido a altas temperaturas. Se citan dos mecanismos como posibles causantes de ese

fenómeno, el basado en el incremento de la presión de vapor en los poros y el originado

por las tensiones derivadas de los gradientes térmicos. También se señala la importancia

de la componente de deformación por transición (transient termal gradient) explicada en

Anderberg y Thelandersson (1976). La campaña experimental estudió la resistencia a

compresión de cinco amasadas distintas de hormigón, con las siguientes resistencias a 28

días: 47, 65, 78, 115 y 128 MPa. Todas ellas se fabricaron con cemento Pórtland,

contenido de humo de sílice y áridos gruesos de granito provenientes de machaqueo. Las

relaciones de agua/conglomerante variaron entre 0,60 hasta 0,21 y se emplearon

superplastificantes en las cuatro amasadas de HSC, ajustando su dosificación para un


33

asiento de 200 mm en los hormigones frescos. De cada una de las cinco amasadas se

prepararon probetas cúbicas que fueron curadas por inmersión en agua durante 90 días.

Al término de dicho período las probetas se extrajeron del tanque y fueron pesadas a

intervalos de pocas horas hasta que sus pesos eran compatibles con los contenidos de

humedad previos a ensayo que se buscaban (100%, 88%, 75%, 63%, 50%, 25% y 0%).

Una vez ajustado el peso de una probeta, ésta se sellaba con una lámina de polietileno

hasta el instante del calentamiento. El calentamiento se realizó en un horno quemador de

aceite, alimentado de forma que la curva de temperatura se ajustase a la ISO 834

normalizada. De las amasadas con resistencias 65 y 115 MPa se fabricaron además sendas

losas de 800×2100 mm con espesor de 100 mm, armadas con emparrillado inferior.

Dichas losas se curaron en cámara húmeda durante 28 días y se mantuvieron

posteriormente en un almacén con atmósfera controlada hasta la edad de ensayo a los 90

días, al cual el contenido de humedad estaba en torno al 60%. El ensayo consistió en

cargar las losas con una carga superficial uniformemente repartida y someterlas a fuego

por la parte inferior. El equipo de incineración se calibró para ajustar su velocidad a la de

la curva ISO 834 normalizada. Durante el ensayo de cada losa se midieron

desplazamientos del punto central y temperaturas en distintos puntos de las mismas.

Ninguna de las probetas cúbicas fabricadas con hormigones de 47 y 65 MPa

presentó spalling durante el calentamiento, ni siquiera con un 100% de saturación de

humedad. En el caso del hormigón de 78 MPa, sólo se produjo spalling en una de las tres

probetas ensayadas con un 100% de saturación de humedad inicial. En el caso de los

hormigones de mayor resistencia (115 y 128 MPa), el spalling se produjo a partir del 88%

de saturación, con una frecuencia del 33% (una de las tres probetas de cada serie).

Además, en el caso específico del hormigón de 128 MPa, todas las probetas cúbicas con

un 100% de saturación de humedad rompieron con spalling durante su calentamiento. Se

concluyó que a mayor resistencia y mayor contenido de humedad al inicio del

calentamiento, se incrementaba la probabilidad de spalling explosivo. En todos los casos,

el fenómeno se produjo en el rango de los 480 a 500 °C, contradiciendo las observaciones

apuntadas en comunicaciones y artículos publicados en aquel entonces. En el caso de las


34

losas ensayadas, no se produjo spalling explosivo, lo que concordaba con los resultados

obtenidos en la serie de probetas cúbicas porque su contenido humedad era inferior al

63%. El ensayo de calentamiento de las losas terminaba en el instante en que la flecha de

centro de vano alcanzaba 1/20 de la luz libre: el tiempo transcurrido se identificó con la

resistencia a fuego según la norma China. La temperatura del horno cuando se alcanzó la

flecha máxima fue de algo más de 1000 °C en ambas losas, mientras que la temperatura

máxima en el interior de la losa de hormigón llegó a unos 600 °C. La losa fabricada con

hormigón de 115 MPa tuvo una resistencia de 123 minutos, superior a la de la otra losa

de hormigón de 65 MPa, que fue de 110 minutos.

Chan et al. (1999.b) completaron su estudio de la influencia del contenido de

humedad con otra campaña de ensayos sobre probetas cúbicas de 100 mm de arista,

fabricadas con NSC y con HSC, empleando ambos cemento Pórtland. Las resistencias a

compresión a 28 días fueron 39, 76 y 94 MPa. Las condiciones de fabricación y ensayo

fueron prácticamente idénticas a las de Chan et al. (1996) y los resultados fueron,

lógicamente, análogos. El spalling se observó en algunas probetas durante la fase de

calentamiento en el rango de temperaturas entre 400 °C y 500 °C, tanto en probetas de

NSC como en las de HSC, aunque no se da información sobre el número de probetas

afectadas. Los hormigones HSC ensayados conservaron prácticamente su resistencia a

compresión a temperatura ambiente hasta temperaturas de 400 °C, mientras que el NSC

sufría una pérdida de en torno al 20%. En el rango de 400 °C hasta 800 °C los tres

hormigones perdieron la mayor parte de su resistencia a compresión, quedándose entre un

20% y un 30% de la ambiental y, al igual que en Chan et al. (1996), lo atribuyeron a la

deshidratación del gel C-S-H. Por otro lado, la pérdida de resistencia residual a tracción

del hormigón a temperaturas elevadas fue más brusca que la caída de la resistencia

residual a compresión. En el caso del estudio de la microestructura, el volumen

acumulado de poros de diámetro mayor que 1,3 m tras alcanzar 600 °C se triplicaba

respecto del valor a temperatura ambiente en el caso del NSC, mientras que en el caso

del HSC el volumen acumulado a 600 °C se llegaba a cuadruplicar. Los autores sugirieron

que dicho incremento de la porosidad podría ser uno de los factores que contribuyera a la


35

pérdida de resistencia y, de hecho, aportaron la definición de dos índices de

empeoramiento que podrían usarse para comparar el comportamiento del NSC y del HSC

a altas temperaturas. Por un lado, el índice d1,600 mediría el valor medio de pérdida de

resistencias residuales a compresión y a tracción a 600 °C; y otro índice d2,600 mediría el

empeoramiento de la durabilidad asociada a la permeabilidad en función del ratio del

volumen acumulado de poros mayores de 1,3 m a temperatura ambiente entre el

acumulado a 600 °C. El empleo de estos índices permitiría caracterizar cualitativamente

el comportamiento, de forma que un índice de 0 significaría que no se produce

empeoramiento o pérdida y un índice de 1 significaría empeoramiento absoluto. Conforme

a los resultados de su campaña de ensayos, los autores obtuvieron índices d1,600 = 0,682 y

d2,600 = 0,652 para el NSC y d1,600 = 0,615 y d2,600 = 0,716 para el HSC de 94 MPa de

resistencia. Según estos resultados, el NSC sufrió a 600 °C una mayor caída de resistencia

mayor que el HSC que, por el contrario, sufrió más daños en su microestructura. Los

autores concluyeron finalmente que, hasta temperaturas de 600 °C la pérdida de

propiedades en hormigones expuestos a altas temperaturas se deben en mayor medida al

efecto de incremento de volumen de los poros (microstructure coarsening effect) mientras

que por encima de los 600 °C la deshidratación del gel C-S-H es más severa que en el

rango de 20 °C hasta 400 °C y pasa a ser la causa principal de que la pérdida de

resistencia se acelere.

Poon et al. (2001) publicaron un estudio comparativo de la resistencia y

durabilidad de hormigones de resistencia convencional y hormigones de alta resistencia

tras exposición a temperaturas elevadas. Los hormigones de alta resistencia (HCS)

analizados fueron, a su vez, de distintos tipos por su composición, según incorporasen

humo de sílice, ceniza volante o escoria de horno alto. Los ensayos de resistencia fueron

del tipo unstressed residual test a compresión, mientras que los ensayos para

caracterización de la durabilidad fueron de difusión rápida de cloruros, porosimetría de

mercurio e inspección visual de los patrones de fisuración. Los hormigones NSC incluían

una amasada de control con cemento Pórtland sin adiciones, dos amasadas incorporando

distintas dosificaciones de ceniza volante y otras dos amasadas con sendas dosificaciones


36

de escoria de horno alto. Estos hormigones dieron resistencias a 28 días de entre 35,8 y

46,4 MPa. En el caso de los HSC, además de la amasada de control sin adiciones, se

prepararon dos amasadas con adición de humo de sílice en distinta proporción (5% y 10%

del peso de cemento), tres con adición de ceniza volante (20%, 30% y 40% del peso de

cemento), dos con adición de escoria de horno alto (30% y 40% del peso de cemento) y

una novena amasada con mezcla de humo de sílice más ceniza volante. Estos hormigones

obtuvieron resistencias de entre 76,7 y 108,3 MPa a 28 días; la amasada que consiguió

mayor resistencia fue la que incorporó un 10% de humo de sílice respecto del cemento.

En todos los casos se empleó arena de río y árido grueso de machaqueo de granito. Tras

el curado por inmersión en agua durante 28 días, las probetas se mantuvieron

almacenadas a 20 °C y 75% de humedad relativa durante un mes previo a los ensayos de

calentamiento. Además de la temperatura de control ambiental, se establecieron 4

intervalos de altas temperaturas en 200, 400, 600 y 800 °C. El calentamiento de las

probetas de 10 cm de arista se realizó en un horno eléctrico a una velocidad de 2,5 °C por

minuto, manteniendo la temperatura máxima de consigna durante una hora para

estabilizar la temperatura en el interior de las probetas, de forma similar a como había

sido llevado a cabo por Mohamedbhei (1986). El enfriamiento hasta la temperatura de

ensayo ambiental se realizó de forma natural al aire. Hasta los 200 °C los hormigones que

incorporaban adiciones de ceniza volante y escorias de horno alto experimentaron

incrementos de resistencia, mientras que los que incluían adición de humo de sílice o

estaban exentos de adiciones sufrieron una ligera merma de resistencia. Hasta los 400 °C,

los HSC mantuvieron prácticamente su resistencia original a temperatura ambiente, al

contrario que los NSC, que experimentaron una pérdida de entre el 19% y el 26% de

resistencia, debido al fenómeno de pore coarsening effect recogido en Chan et al. (1996)

al cual parece ser más sensible este tipo de hormigones. A 600 °C la resistencia residual

de los NSC se situaba en torno al 40% de la de control a temperatura ambiente, mientras

que los HSC conservaban una resistencia residual media del 56%; de entre el grupo de los

HSC, aquellos que incorporaban adiciones de humo de sílice comenzaron a presentar

desprendimientos por spalling y fueron los que menor resistencia residual obtuvieron de

este grupo (concretamente, el 44% para el caso del HSC con un 10% de humo de sílice


37

respecto del peso de cemento). El HSC que mejor se comportó fue el que incorporaba un

30% de adición de ceniza volante, lo que los autores achacaron a la menor cantidad de

hidróxido de calcio en la composición de este hormigón. A 800 °C todos los hormigones

experimentaron un severo deterioro atribuido a la descomposición del gel C-S-H. La

resistencia residual media de los NSC fue del 17% mientras que la de los HSC fue del

26%; nuevamente se señaló el efecto del incremento de volumen de poro como la razón

para que los NSC fueran más deteriorables a temperaturas elevadas, frente a los HSC,

que eran capaces de mantener una estructura más compacta. Los hormigones con

adiciones, tanto los NSC como los HSC fueron los que se comportaron mejor a

temperaturas elevadas, especialmente los que incluían las cenizas volantes. Por el

contrario, en lo referente a la durabilidad asociada a la permeabilidad, los hormigones

que experimentaron mayor deterioro fueron los HSC, especialmente aquellos con adición

de humo de sílice. En estos, el patrón de fisuras superficiales mostraba mayores aberturas

que el resto de HSC, con una distribución de fisuras más finas. Los autores apuntaron la

conclusión final de que, en la medida de lo posible, deberían evitarse dosificaciones con

una proporción de humo de sílice superior al 5% por el peligro de spalling explosivo lo

que, en cierta medida, está de acuerdo con el Eurocódigo 2 (2004), que recomienda

medidas específicas en estas situaciones.

Kodur (2005) hizo una revisión sintetizada del estado del conocimiento en lo

relativo al comportamiento del hormigón HSC sometido a fuego. El riesgo fundamental

del HSC en estas condiciones se atribuía al fenómeno de spalling explosivo, ya observado

en situaciones reales y no sólo en condiciones de laboratorio. El spalling ocasiona una

rápida pérdida de los recubrimientos de los elementos de hormigón armado en las fases

iniciales de calentamiento y, con ello, provoca la exposición de las capas más interiores de

hormigón y de los refuerzos de acero a temperaturas elevadas. Por esta razón, a pesar de

que, teóricamente, un elemento de HSC transmite más lentamente el calor en su interior,

como ya apuntaron Kodur y Sultan (1998), el spalling provoca que las zonas interiores

queden expuestas y acelera, de hecho, el calentamiento de las mismas. Además, el

estallido explosivo del recubrimiento de hormigón, supone un riesgo para la seguridad de


38

las personas en un incendio, porque puede producirse de forma prematura e incluso llegar

a coincidir en el tiempo con las tareas de evacuación. Una situación así se produjo en el

incendio del Túnel del Canal de la Mancha en 1996, donde 8 personas resultaron heridas

por impacto de fragmentos de hormigón desprendidos de forma explosiva. A 300 °C de

temperatura se estima que la presión de vapor saturado en el interior de los poros puede

llegar a los 8 MPa, un valor por encima de la resistencia a tracción de un HSC que puede

situarse en el entorno de los 5 MPa.

En esta contribución se presentó una campaña de ensayos similar a la de Kodur y

Sultan (1998), ampliando la variedad de dosificaciones de HSC que se prepararon para la

fabricación de las columnas, con resistencias a compresión en el rango de los 80 hasta los

110 MPa. Se emplearon termopares para medir las temperaturas tanto de la cámara de

incineración, las armaduras y temperaturas en distintos puntos del hormigón en la

sección central de la columna. Asimismo, se midieron las deformaciones (desplazamientos

y rotaciones) hasta el fallo de cada columna, precargada antes de ser expuesta al fuego.

La evolución del calentamiento en el interior de las columnas de HSC fue, generalmente,

más lento que en la columna de NSC fabricada para contraste, lo que se atribuyó a la

mayor compacidad (o menor porosidad) del HSC. A las 3 horas de exposición al fuego se

llegaban a desarrollar y propagar grandes fisuras en las columnas de HSC, en

comparación con las de NSC. Las deformaciones de la columna seguían un patrón de

dilatación hasta los 100-150 minutos de exposición al fuego, tiempo a partir del cual el

acero de refuerzo comenzaba a experimentar fluencia por temperatura elevada y,

conjuntamente al hormigón, comenzaba a comprimirse por efecto de la carga aplicada.

En el caso del HSC la dilatación inicial fue menor que la del NSC, lo que se atribuyó a su

menor coeficiente de dilatación y a la menor velocidad de calentamiento. Cuando el acero

comenzaba a ceder por efecto de la fluencia a altas temperaturas, su carga pasaba a

soportarla el hormigón, cuya resistencia a altas temperaturas era cada vez menor, lo que

llevó en última instancia al colapso de la columna. El spalling afectó localmente a las

esquinas de las columnas de NSC, mientras que en el caso del HSC las armaduras

llegaron a quedar expuestas antes del fallo último. Kodur se apoyó en este hecho para


39

justificar la menor resistencia fuego de las columnas de HSC (en torno a 220-240

minutos) frente a la de NSC (366 minutos). Basándose en estos resultados, Kodur

enumeró y describió los factores que influyen notablemente en el comportamiento del

HSC sometido a altas temperaturas:

Los elementos de hormigón en el rango de los HSC tienden a presentar menor

resistencia al fuego y son más susceptibles de desarrollar spalling, especialmente

con resistencias por encima de los 70 MPa.

El spalling suele ser más acusado cuanto mayor sea la humedad relativa de los

elementos de hormigón. Concretamente, en el caso de HSC y con humedad

relativa igual o superior al 80%, se produce un importante desprendimiento del

recubrimiento exterior. Además, el HSC suele requerir de más tiempo que el

NSC para que su contenido de humedad relativa baje a niveles aceptables por

debajo del 75%. Esta circunstancia puede ser un factor que gobierne

parcialmente el diseño y protección de elementos de HSC en estructuras off-

shore, que pueden presentar un elevado contenido de humedad relativa durante

la mayor parte de su vida útil.

Se cita la campaña descrita en Bilodeau et al. (1998), que permite concluir que

los hormigones HSC fabricados con árido ligero son aún más susceptibles de

sufrir spalling al exponerlos a fuego, debido a que este tipo de áridos retienen

mayor cantidad de humedad y, por lo tanto, pueden sufrir un mayor

incremento de presión dentro de los poros.

El spalling en hormigones HSC es mucho más severo en situaciones de incendio

con altas velocidades de calentamiento, como es el caso de aquellos relacionados

con la combustión de hidrocarburos, situación que puede ocurrir en túneles de

carretera.

El riesgo de spalling explosivo es más elevado cuanto mayores sean las

dimensiones de la sección transversal y los elementos estructurales. A mayor

tamaño, mayor cantidad de humedad y potencial de migración de la misma con

el incremento de la temperatura. Sin embargo, en caso de adoptar medidas para


40

control de spalling, parece estar demostrado que el riesgo de spalling explosivo

es menor en elementos de mayor tamaño.

El efecto de confinamiento que se consigue incrementando la densidad de

armadura transversal e incluso disponiendo estribos en cruz, mejora la

resistencia a fuego. Concretamente, se recomienda que en el caso de los

hormigones HSC se disminuya la separación entre estribos a tres cuartas partes

de la separación requerida en elementos de NSC y también se recomienda que el

atado de los cercos se realice con un doblado a 135° hacia el interior de la

sección.

Especialmente en el caso de columnas de HSC, a mayor carga, la tensión de

compresión será mayor lo que, unido a tensiones locales internas originadas por

la presión de vapor en los poros, puede producir estados tensionales localizados

con elevadas tensiones principales. Además, la pérdida de resistencia a

compresión del HSC a altas temperaturas es mayor que la del hormigón NSC.

Los áridos de tipo calizo tienen mayor calor específico que los áridos de tipo

silíceo y, por lo tanto, se comportan mejor sometidos a altas temperaturas. Las

campañas realizadas permiten predecir que la resistencia a fuego de hormigones

de áridos calizos pueda ser un 10% mayor que la de aquellos con áridos silíceos.

Los HSC reforzados con determinados tipos de fibras pueden comportarse mejor

a altas temperaturas. Citando nuevamente a Bilodeau et al. (1998), en el caso

de hormigones con fibras de polipropileno, éstas se funden al alcanzar

temperaturas por encima de los 170 °C de forma que en su lugar se genera una

red intersticial de canales o capilares que permiten la evacuación del vapor de

agua y disminuyen la presión de poro. Concretamente, se propone una

dosificación de entre 0,1% y 0,15% de este tipo de fibras. En el caso de las

fibras de acero, Kodur se basa en una campaña previa realizada sobre columnas

mixtas a escala real de tubo estructural de acero relleno de hormigón HSC

reforzado con fibras de acero, las cuales presentaron mejor resistencia a fuego

que otras columnas mixtas fabricadas con un HSC sin fibras. Se sugiere que la


41

mejor resistencia a tracción de un hormigón fibro-reforzado puede controlar las

tensiones derivadas del incremento de la presión de vapor en los poros.

Li y Purkiss (2005) elaboraron una revisión de los modelos existentes en aquel

momento para la descripción del comportamiento del hormigón sometido a altas

temperaturas. El examen crítico de los distintos modelos que discutieron se centraba

fundamentalmente en si se realizaba o no distinción entre las distintas componentes de la

deformación unitaria () del hormigón sometido a altas temperaturas. En el caso del

acero la deformación unitaria total tiene tres componentes: la deformación libre debida a

la variación de temperatura, la deformación unitaria debida al estado tensional y la

deformación unitaria debida a la fluencia (creep strain) a altas temperaturas. En el caso

del hormigón se añade la cuarta componente denominada transient creep strain y

explicada en Anderberg y Thelandersson (1976). Los autores explican que la componente

creep strain es consecuencia de las dislocaciones en las microestructuras del material,

mientras que la componente transient creep strain es consecuencia de los cambios en la

composición química del hormigón durante el primer ciclo de calentamiento y también

durante el primer ciclo de enfriamiento. Según los autores, despreciar esta cuarta

componente o no tenerla en cuenta de forma adecuada con las demás componentes de la

deformación, puede derivar en resultados del lado de la inseguridad a la hora de construir

modelos numéricos, especialmente en aquellos elementos estructurales cuyo

comportamiento depende en gran medida del hormigón en compresión, como es el caso de

los soportes. De entre los modelos que contrastaron, el propuesto por Anderberg y

Thelandersson (1976) era el único que realizaba una distinción explícita de las cuatro

componentes de deformación del hormigón. Basándose en ese modelo, Li y Purkiss

propusieron uno revisado y obtuvieron la ley tensión-deformación del hormigón a

distintas temperaturas (entre 40 y 700 °C), comparando los modelos con el Eurocódigo 2.

La principal conclusión que obtuvieron es que el modelo del Eurocódigo 2 podría resultar

inseguro a partir de los 600 °C de temperatura, prediciendo un comportamiento

sensiblemente más dúctil en la ley tensión-deformación del hormigón del que predecían

los modelos de Anderberg y Thelandersson (1976) y el suyo propio.


42

Alonso et al. (2008) estudiaron la alteración de las propiedades mecánicas de las

barras de acero de armado tras la exposición a temperaturas elevadas. Los distintos

parámetros mecánicos objeto de estudio se analizaron tanto en el estado a temperatura

elevada como tras el enfriamiento (valores residuales). Adicionalmente a la variable

asociada a la temperatura de exposición, otra variable estudiada fue la influencia del

diámetro de la propia barra en la respuesta. Los resultados del análisis concuerdan con

los valores de los antecedentes previos comentados por los autores, incluyendo normas y

reglamentos códigos. No obstante, estos antecedentes son, en general, más conservadores

que los datos experimentales. Al parecer, se acepta sin discusión que las propiedades de

las armaduras activas son más sensibles de ser afectadas por las altas temperaturas que

las pasivas. Asimismo, hay también acuerdo en que a temperaturas moderadamente

elevadas, no superiores a los 400 °C, las armaduras de acero son capaces de mantener la

mayor parte de sus propiedades mecánicas, en especial la resistencia máxima o de rotura;

otros parámetros importantes como el módulo de elasticidad y el límite elástico son más

afectados, pero los estudios previos sobre ambos arrojan bastante dispersión.

En lo referente a las propiedades residuales, los aceros empleados en las armaduras,

son capaces de recuperar parte de sus propiedades mecánicas tras la exposición a altas

temperaturas, tal y como se representa en las figuras Fig. 2.1.a y Fig. 2.1.b para los casos

de la carga máxima y el límite elástico. Por ejemplo, tras la exposición a 800 °C y el

enfriamiento hasta temperatura ambiente, el acero conservaría aproximadamente un 90%

de su carga máxima y casi un 70% de su límite elástico. De hecho, los autores

concluyeron que era posible establecer una función de correlación entre las propiedades

determinadas a alta temperatura y que se podría predecir el comportamiento durante el

desarrollo del incendio, en la situación a alta temperatura, a partir de las propiedades

mecánicas residuales obtenidas tras el enfriamiento. Con respecto a la posible influencia

del diámetro de las armaduras en la evolución de sus propiedades a altas temperaturas,

los autores señalaron que se trataba de una variable con apenas ninguna influencia.


43

(a)

(b)

Fig. 2.1 Comportamiento de las armaduras pasivas a altas temperaturas y tras el enfriamiento (valor residual): (a) evolución de la carga máxima; (b) evolución del límite elástico (tomada de Cruz et al. (2008)).

Aslani y Bastami (2011) publicaron una extensa comparativa entre distintos

modelos de predicción de las propiedades de NSC, HSC e incluso de hormigones de áridos

ligeros sometidos a altas temperaturas. Las propiedades analizadas fueron la resistencia a

compresión, la resistencia a tracción, el módulo de elasticidad y la curva de

comportamiento tensión-deformación. Entre los numerosos modelos contrastados cabe

destacar los propuestos por Bažant y Chern (1987), Li y Purkiss (2005) y Chang et al.

(2006), así como los recogidos en el ASCE Manual (1992) y en la normativa EN 1992-1-2.

Esta comparativa entre modelos y ajustes de regresión sobre datos experimentales ya

existentes en el momento permitieron proponer unas nuevas ecuaciones de predicción de

las propiedades del hormigón a temperaturas elevadas. Las figuras Fig. 2.2, Fig. 2.3 y

Fig. 2.4 representan gráficamente estas ecuaciones para la resistencia a compresión, la

resistencia a tracción y el módulo de elasticidad a compresión, respectivamente.

En lo referente a las propiedades del hormigón de alta resistencia a temperaturas

elevadas, Kulkarni et al. (2011) publicaron una revisión del estado del conocimiento en lo

relativo a los materiales empleados en la dosificación, las características del fuego y los

modelos numéricos existentes para la previsión de su comportamiento. Al igual que otros

autores, incidieron en el riesgo de spalling explosivo en los hormigones de alta resistencia

con adición de humo de sílice, debido a la densa microestructura de poros del hormigón y

señalan los 700 °C como temperatura crítica. En lo referente al tipo de árido empleado,

se señaló que, tras la exposición a altas temperaturas, el HSC fabricado con áridos


44

silíceos era el que poseía menor resistencia residual; por lo tanto, el modelo propuesto por

Aslani y Bastami (2011) para los HSC (ver Fig. 2.2) resultaría conservador en el caso de

áridos silico-calizos y áridos calizos. La explicación que propusieron los autores fue que el

coeficiente de dilatación del árido silíceo era superior al del árido calizo, según se recogía

en Robert y Colina (2009). Ello fue atribuido a la calcinación del árido calizo y de los

óxidos de calcio durante la exposición a temperaturas elevadas, con lo que se absorbía

parte del calor al que estaba expuesto el hormigón.

Fig. 2.2 Resistencia a compresión según Aslani y Bastami (2011) (elaboración propia).

Fig. 2.3 Resistencia a tracción según Aslani y

Bastami (2011) (elaboración propia).

Fig. 2.4 Módulo de elasticidad según Aslani y

Bastami (2011) (elaboración propia).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 200 400 600 800 1000 1200

f c,T

/ fc

Temperatura [°C]

NSC Calcareous NSC Siliceous HSC (≤80 MPa) Siliceous HSC (>80 MPa)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 200 400 600 800 1000 1200

f ct,T

/ fct

Temperatura [°C]

NSC & HSC

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 200 400 600 800 1000 1200

E c,T

/ Ec

Temperatura [°C]

NSC & HSC


45

En lo referente a las adiciones al cemento, las observaciones recogidas por Kulkarni

et al. (2011) son similares a las propuestas en Poon et al. (2001) a la hora de discutir la

influencia del humo de sílice, la escoria de horno alto y las cenizas volantes. En el caso de

los HSC reforzados con fibras de acero, la presencia de éstas no tiene apenas influencia en

una posible reducción del riesgo de spalling; sin embargo, al ser capaces de controlar la

propagación de fisuras es posible que puedan mejorar el comportamiento del HSC a

temperaturas elevadas. Los autores indican que según Lau y Anson (2006) y Kodur y

Sultan (2003), un elevado contenido de fibras de acero es más susceptible de explotar.

Para el caso de las fibras de polipropileno, los autores señalan el consenso generalizado

sobre la influencia positiva que tienen al evitar el spalling explosivo en hormigones con

microestructuras muy compactas; al igual que Kodur y Sultan (1998), explican que la

fusión de estas fibras cuando alcanzan los 165 °C produce una micro-red de capilares que

facilita el escape de vapor de agua que se liberará a temperaturas superiores. Como efecto

negativo de estas fibras, los autores avisan de que las propiedades residuales del

hormigón pueden ser inferiores, especialmente en lo referente a la tensión de tracción. La

conclusión de Kulkarni y el resto de coautores es que el uso de mezcla de fibras de acero

y de polipropileno (hybrid fiber concrete, a lo que algunos autores se refieren como cóctel

de fibras) puede ser la solución óptima, algo ya señalado por Peng et al. (2006) y Poon et

al. (2004). Otra observación importante recogida en Kulkarni et al. (2011) se refiere a las

velocidades de calentamiento y de enfriamiento. Los hormigones HSC son más

susceptibles de explotar a causa del spalling con velocidades de calentamiento, inferiores

a los 5 °C por minuto. En condiciones de incendio, el calentamiento puede producirse a

entre 10 y 20 °C por minuto y este rápido gradiente térmico genera una temprana y

rápida propagación de microfisuras, lo que permitiría que la presión máxima de poro

fuera inferior a la que habría con un régimen de calentamiento más lento; este proceso es

explicado por Phan (2008). Las condiciones de enfriamiento por inmersión en agua o

rociado con agua producen un mayor deterioro de las propiedades del hormigón que en el

caso de enfriamiento natural. Este efecto de deterioro por choque térmico puede ser más

atenuado cuando el hormigón de partida incluía fibras de acero y polipropileno, algo que

ya ha sido señalado en Peng et al. (2008).


46

2.2 EL HORMIGÓN REFORZADO CON FIBRAS

En su tesis doctoral, Baeza (2011) comenta los antecedentes históricos del

hormigón reforzado con fibras, los cuales se remontan a las épocas babilonia y egipcia y

se ejemplifican con el empleo de paja en ladrillos cocidos al sol y muros de adobe o con el

empleo de la crin de caballo como refuerzo en el yeso. En el contexto de la historia del

hormigón moderno, una de las primeras patentes de hormigón fibro-reforzado se debe al

norteamericano George M. Graham en el año 1911: “this invention relates to concrete

structures which are reinforced by strengthening members of metal embedded in the mass

of concrete” (ver Fig. 2.5).

Fig. 2.5 Sistema de refuerzo de hormigón con fibras de George M. Graham en 1911 (tomada del texto de la

patente US 983274 A).

En la década de 1960 se impulsó la investigación sobre las propiedades de los

materiales cementicios con refuerzo de fibras de acero, gracias a los trabajos de Romualdi

y Batson (1963) y Romualdi y Mandel (1964). En esa misma década se extendió la

aplicación del hormigón reforzado con fibras de acero como pavimento resistente a la

abrasión. Según se recoge en Baeza (2011), el comité 544 del American Concrete Institute


47

considera cuatro tipos de hormigón fibro-reforzado en función del material del que están

formadas las fibras:

Fibras de acero: son las más extendidas en ingeniería civil y su uso ya es

habitual en hormigones de altas prestaciones (HAP) o como refuerzo en

hormigón proyectado en sostenimiento de túneles.

Fibras de vidrio: su principal aplicación es en el campo de los polímeros

reforzados (PRFV) y cabe destacar la posibilidad de uso de perfiles

pultrusionados de PRFV debido a su bajo peso propio respecto a sus elevadas

prestaciones mecánicas.

Fibras sintéticas: entre las más comunes se encuentran las de carbono (FC),

polipropileno (PP) o polivinil-alcohol (PVA). Recientemente también se están

estudiando las propiedades en hormigón reforzado con fibras de polietileno

(PET, e.g. Foti y Paparella (2011)).

Fibras naturales: como por ejemplo el sisal o el coco; no hay que despreciar las

posibilidades de este tipo de fibras, sobre todo por tratarse de un residuo a

reciclar y por ser una solución buena para técnicas constructivas con recursos

limitados.

Tal y como indica Baeza (2011), dos variables útiles a la hora de caracterizar un

hormigón fibro-reforzado son la fracción volumétrica de fibras y la relación de aspecto de

las mismas. La fracción volumétrica mide el porcentaje de volumen de fibras respecto del

volumen total de hormigón; por ejemplo, para el caso de fibras de acero, Zollo (1997)

indica que la fracción volumétrica en las aplicaciones prácticas habituales se sitúa entre

el 0,4% y el 12%. Se cita además el estudio de Shah y Rangan (1971) quienes, al estudiar

la influencia de esta variable, observaron que aunque prácticamente no se producía un

aumento de la carga máxima soportada en compresión, la energía total absorbida en la

rotura aumentaba al aumentar la cantidad de fibras adicionadas. Es decir, que una

mayor fracción volumétrica incrementaba la ductilidad del hormigón fibro-reforzado. Por

otro lado, la relación de aspecto es el cociente entre la longitud y el diámetro de una

fibra. En el caso de esta propiedad, se cita el estudio llevado a cabo por Fanella y


48

Naaman (1985), quienes estudiaron relaciones de aspecto de entre 47 y 100, manteniendo

constante la fracción volumétrica y concluyeron que relaciones de aspecto crecientes

conllevaban mayor ductilidad. En otro estudio más reciente, Yazici et al. (2007)

abordaron conjuntamente ambas variables, relación de aspecto y fracción volumétrica.

Los resultados de dicha investigación avalan, en general, las conclusiones anteriores. Para

una relación de aspecto fija, un aumento de la fracción volumétrica se corresponde con

una mayor resistencia a compresión y a flexión (tanto en rotura como a primera fisura).

Si se mantiene constante la fracción volumétrica entonces el efecto de la relación de

aspecto es análogo, aumentando de la misma manera las propiedades mecánicas. Sin

embargo, esa tendencia no se cumplió en el caso de fibras de acero con una alta relación

de aspecto, situación en la que un contenido excesivo de fibras resultó perjudicial para la

ganancia de resistencia a compresión, aunque seguía siendo interesante para mejoras

frente a esfuerzos de flexión. Según apunta Baeza (2011), aunque no se indica

explícitamente en la discusión de dichos autores, este hecho se puede relacionar con la

dificultad del amasado, tal y como se refleja en la reducción de la trabajabilidad de los

hormigones, variable que sí se midió y mostró drásticos descensos al aumentar la

dosificación o la esbeltez de las fibras.

Baeza (2011) señala que a principios del siglo XX la incorporación de fibras al

hormigón buscaba únicamente una mejora de la resistencia a tracción del hormigón. La

disposición de armaduras compensa aparentemente el mal comportamiento a tracción del

hormigón pero no impide la aparición ni controla adecuadamente la propagación de

microfisuras en el interior del hormigón. Por el contrario, si las fibras de refuerzo son

discontinuas y se distribuyen aleatoriamente por toda la pieza, entonces son capaces de

controlar la aparición y propagación de las microfisuras. Consecuentemente, se genera

una mejora en la resistencia y el control de la fisuración, lo cual se manifiesta en un

aumento de la ductilidad y de la capacidad de absorción de energía.

En este sentido, se recoge el esquema propuesto por Zollo (1997) en el que se

representan los mecanismos de absorción de energía fruto de la adición de fibras al

hormigón, los cuales puede apreciarse en la Fig. 2.6. El mecanismo designado como (1)


49

corresponde con la rotura de la fibra al alcanzar su resistencia mecánica; el designado

como (2) corresponde al arrancamiento de las fibras por un fallo de anclaje con la matriz

y el posterior rozamiento durante ese arrancamiento o pull-out; en el caso del mecanismo

(3) la fibra está perfectamente anclada y su ostensible deformación a tracción hace de

puente de fisura; otro posible mecanismo designado como (4) es el debido a un

debilitamiento de la matriz que deteriora las condiciones de anclaje de las fibras; por

último, el mecanismo (5) sería el principal mecanismo en ausencia de fibras, es decir, la

aparición de microfisuras en la propia matriz que es, precisamente, lo que pretende evitar

la adición de las fibras. El correcto funcionamiento de estos fenómenos es independiente

de variables como la separación entre fibras o su cantidad. La magnitud total de las

mejoras de resistencias será directamente proporcional a la fracción volumétrica de fibras,

como norma general. No obstante, una adición excesiva puede llegar a ser negativa al

inducir problemas de amasado y provocar una dispersión deficiente de las fibras (como

también se señala en la Monografía M-2 de ACHE (2000), “Manual de tecnología del

hormigón reforzado con fibras de acero”).

Fig. 2.6 Mecanismos de fallo en hormigones reforzados con fibras (tomada de Zollo (1997)).


50

2.2.1 Comportamiento a temperatura ambiente

Bencardino et al. (2008) elaboraron una revisión de los modelos existentes en aquel

momento para la definición del comportamiento del hormigón SFRC y llevaron a cabo

una campaña experimental para contraste de estos modelos, comparando incluso con los

resultados publicados de otras campañas. Se señala la importancia que puede tener en el

modelo de comportamiento del SFRC los parámetros tales como la relación de aspecto de

las fibras (el cociente de su longitud entre su diámetro) y su dosificación en volumen;

estos dos parecen fundamentales, pero también pueden ser importantes otros como la

geometría del elemento estructural, la posición relativa entre el hormigonado y la

dirección de carga, la velocidad de carga y el tamaño máximo de árido. En la campaña se

fabricó un hormigón sin fibras de 65 MPa a 28 días (en el rango del HSC). Los

hormigones SFRC fabricados fueron tres distintos con dosificaciones de fibras del 1%,

1,6% y 3% en volumen; la relación de aspecto de las fibras fue 40, con una longitud de 22

mm. Los ensayos de compresión se realizaron tanto sobre probetas cúbicas de 15 cm de

lado como cilíndricas de 15×30 cm. Los ensayos sobre probetas cilíndricas sirvieron para

determinar la ley de comportamiento mediante la colocación de anillos con LVDT para

medida de desplazamientos.

La resistencia a compresión en el hormigón SFRC con 1% de fibras resultó

ligeramente superior a la del hormigón sin fibras (un 4,3% superior en las cilíndricas y un

3,6% superior en las cúbicas). Para los porcentajes de fibra superiores, se observó una

disminución de la resistencia a compresión respecto de la del hormigón sin fibras: por

ejemplo, en el caso de un contenido de fibras del 1,6%, la resistencia en cilíndricas fue un

87% y la medida en cúbicas fue un 85%. Las pérdidas de resistencia para estas

dosificaciones elevadas las atribuyen los autores al efecto que pueden tener los moldes de

hormigonado en la orientación de las fibras. En lo referente a la ley tensión deformación,

el hormigón sin fibras llegó a una deformación unitaria última de en torno al 2‰ y el

hormigón con 1% de fibras llegó hasta en torno al 5‰. Significativamente, los

hormigones con 1,6% y 3% de fibras incrementaron la ductilidad hasta unas

deformaciones últimas entre el 12‰ y el 18‰. Además, estas dos amasadas resultaron


51

tener una resistencia residual a compresión superior de entre el 74% y el 78% de la

resistencia máxima para un acortamiento unitario del 10‰.

Los autores realizan a continuación una revisión de modelos teóricos existentes en

bibliografía y los comparan de forma cruzada con sus propios resultados experimentales y

con los de otras campañas ya realizadas y publicadas, algunas de las cuales han servido

de base para la construcción de los modelos teóricos comentados. La primera conclusión

que extraen es que cada modelo ajusta sensiblemente bien los datos que han servido para

su definición pero no se adapta igual de bien a los datos de otras campañas. El modelo

que peor se ajusta a los resultados de la campaña de Bencardino et al. (2008) es el de

Soroushian y Lee (1989) que no predice adecuadamente la resistencia residual al 10‰ e

incluso sobrestima la resistencia máxima a compresión. Esta sobrestimación también

ocurre con los modelos de Ezeldin y Balaguru (1992) y Nataraja et al. (1999), aunque se

ajustan algo mejor al comportamiento residual. El modelo de Barros y Figueiras (1999)

es el que parece ajustarse mejor a los resultados de la campaña, lo cual es una de las

principales conclusiones de los autores. Sin embargo, Barros y Figueiras proponen

ecuaciones de comportamiento para hormigones con fibras con relaciones de aspecto de

60 y 80, mientras que la campaña de Bencardino et al. (2008) se realizó con fibras con

relación de aspecto de 40, hecho que los autores no comentan.

Blanco et al. (2010) realizaron una exposición de los mecanismos resistentes y los

distintos enfoques que explican el comportamiento en tracción del SFRC. Expusieron un

análisis detallado de los principales modelos normativos a nivel europeo (DBV Merkblatt

Stahlfaserbeton, RILEM TC 162-TDF, CNR-DT 204 y EHE-08). Dentro de los elementos

comparados cabe destacar los siguientes: tipo de ley constitutiva (tensión-deformación o

tensión-abertura de fisura), empleo de resistencias residuales o de tensiones equivalentes,

definición de la deformación última y si se aplica o no la longitud característica en la

obtención de la deformación.

Se realizó una campaña experimental sobre losas de hormigón de 3 m de luz, 1 m

de ancho y 0,20 m de canto armadas con armado convencional y con armado mixto: una


52

losa con la misma cuantía de armado convencional más 0,5% en volumen de fibras de

acero y otra losa con armado mixto, empleando fibras de polipropileno al 0,5% en

volumen en vez de fibras de acero. Los resultados estudiados en esta campaña

experimental fueron comparados con los predichos por las ecuaciones constitutivas

propuestas en los distintos modelos europeos.

Una de las conclusiones del trabajo es que la Instrucción EHE-08 no aporta avances

significativos respecto de los otros modelos europeos pero presenta la ventaja de haber

adoptado los conceptos principales dichos modelos. Por ejemplo, admite la coexistencia

del modelo rígido-plástico de la norma italiana con los modelos trilineales de la norma

alemana y de RILEM. En cuanto a la calidad de predicción de los resultados

experimentales, la norma alemana DBV es la más conservadora y se sitúa del lado de la

seguridad en todos los casos (comportamiento en servicio, comportamiento en rotura,

fibras de acero o fibras de polipropileno). En rotura el modelo que mejor aproxima los

resultados experimentales es del de RILEM, aunque es el que comete el mayor error

relativo en la predicción del comportamiento en servicio. El modelo de EHE-08 es mejor

que el de RILEM en pequeñas deformaciones (aunque peor que el de DBV); para

mayores deformaciones y situación de rotura, en cambio, el modelo de EHE-08 es más

adecuado a mayores deformaciones y en rotura. Atendiendo a los resultados

experimentales los autores concluyeron que los modelos recogidos por la Instrucción

EHE-08 realizaron una buena predicción del comportamiento de las losas de forma

general para ambos tipos de fibras.

2.2.2 Comportamiento a temperaturas elevadas

Chen et al. (2004) estudiaron el comportamiento a altas temperaturas de

hormigones de alta resistencia reforzados con fibras de acero. Para ello, se fabricaron

cuatro amasadas distintas: dos de ellas eran de control, sin fibras de acero, y elaboradas

cada una con árido grueso diferente, de granito y de caliza; las otras dos eran las


53

equivalentes a las de control, incorporando 42 kg/m3 de fibras de acero de 0,9 mm de

diámetro y 50 mm de longitud (relación de aspecto de 55,6). Las probetas de ensayo

fueron cilíndricas de dos tamaños diferentes: 100 mm de diámetro con 200 mm de altura

y de 150 mm de diámetro con 300 mm de altura. El curado se realizó por inmersión

durante 7 días. Las probetas grandes se emplearon para determinar la resistencia de cada

amasada a las edades de 7, 28 y 91 días. Las resistencias de los HSC sin fibras a 28 días

fueron 75,5 y 74,5 MPa, respectivamente para el caso de árido silíceo y árido calizo; en el

caso de las dos amasadas con fibras, el hormigón de árido silíceo dio una resistencia

ligeramente inferior de 74,4 MPa, mientras que el hormigón de árido calizo incrementó su

resistencia a 83,9 MPa. Los ensayos se realizaron en una prensa equipada con horno

eléctrico, hasta las temperaturas de 100, 200, 400, 600 y 800 °C; la carga de las probetas

se realizó una vez que se alcanzaba la temperatura de consigna en el centro de las

probetas, por lo que todos los resultados correspondieron a ensayos a alta temperatura

(i.e., no se midieron propiedades residuales). Las curvas de comportamiento se

determinaron mediante dos pares de transductores lineales en conjunción con la lectura

de carga de la prensa. Las probetas pequeñas fueron las que se ensayaron a temperaturas

elevadas a los 91 días de edad. A temperaturas de 100 y 200 °C, los hormigones

reforzados con fibras resultaron dar menores valores de resistencia a compresión (en

términos de resistencia normalizada, comparada con la original de cada a amasada a

temperatura ambiente). A 200 °C además se recuperaba parte de la resistencia original.

En este rango de temperaturas, los hormigones con áridos calizos dieron menor

resistencia que los silíceos. A 400 °C la resistencia normalizada de los HSC de árido

silíceo estaba en torno al 80% mientras que la de los de árido calizo era ligeramente

superior al 70%; a esta temperatura, el contenido de fibras no parecía tener influencia

clara en una mejora o empeoramiento del comportamiento a alta temperatura. A 600 °C,

por el contrario, sí que había una diferencia apreciable entre ambos HSC con fibras de

acero, que conservaban en torno a un 55% de resistencia normalizada, frente a los

exentos de fibras, con una resistencia normalizada de alrededor de un 45%; el hormigón

que mejor se comportaba a 600 °C era el de áridos calizos con fibras de acero. A 800 °C

se mantuvo la tendencia de mejor comportamiento de los reforzados con fibras, que


54

mantuvieron un 24% de resistencia, frente a un 22% de los exentos de fibras. Si bien en

el caso de la resistencia a compresión, la presencia de fibras no parece tener una

influencia clara hacia mejora o empeoramiento, en el caso del módulo de elasticidad, sí se

apreció que a cualquier temperatura los hormigones con fibras conservaban el mejor valor

normalizado; la tendencia general de evolución del módulo de elasticidad con la

temperatura fue de una caída paulatina casi lineal entre la temperatura ambiente y los

800 °C, a los que se mantenía menos del 7% del valor original; esta evolución es

consistente con los antecedentes anteriores y posteriores, y es muy similar a la recogida

en Aslani y Bastami (2011), recogida en la Fig. 2.4. Como conclusión final, de la

comparación de las distintas curvas tensión-deformación de los 40 hormigones, los

autores indican que la presencia de fibras de acero afecta en mayor medida a la

ductilidad, siendo el hormigón de áridos calizos reforzado con fibras aquel que conserva

una mayor deformación unitaria ultima.

Poon et al. (2004) complementaron la contribución previamente comentada, Poon

et al. (2001), ampliando el alcance del estudio del comportamiento de los HSC a

temperaturas elevadas a aquellos que, además, incorporaban fibras de acero. Además del

contenido de fibras como variable de estudio, también analizaron la influencia del tipo de

adición al cemento Pórtland: humo de sílice y metacaolín (un aluminosilicato activado

térmicamente, que se obtiene de la calcinación del caolín o arcilla blanca, a unos 550 °C).

En todos los hormigones fabricados se emplearon áridos de machaqueo de granito y arena

natural de río. Las fibras de acero empleadas fueron del tipo hook-end, con longitud de 25

mm y relación de aspecto de 60, en una proporción de 78 kg/m3. Y las fibras de

polipropileno (PP) empleadas fueron de 19 mm de longitud y 360 de relación de aspecto,

en una proporción de 2 kg/m3. En total se fabricaron 14 tipos de hormigón: cuatro

amasadas estaban exentas de adición y correspondían a HSC sin fibras, HSC con fibras

de acero, HSC con fibras de PP y un último HSC con mezcla de ambas fibras; cinco

amasadas contenían adición de metacaolín (25% respecto de masa de cemento) y

equivalían a los cuatro tipos anteriores más una quinta amasada con 1 kg/m3 de fibras

PP; finalmente, cinco amasadas contenían adición de humo de sílice (11% respecto de


55

masa de cemento) y, en cuanto al contenido de fibras, eran equivalentes a los cinco tipos

con adición de metacaolín. En los 14 hormigones se mantuvo un contenido total de

conglomerante de 500 kg/m3 y una relación A/C de 0,29. De cada amasada se fabricaron

3 probetas cúbicas de 10 cm de arista y otras 9 probetas cilíndricas de 10 cm de diámetro

y 20 cm de altura, curadas por inmersión en agua durante 28 días y, posteriormente,

almacenadas en una atmósfera de 75% de humedad relativa y 20 °C durante otros 28

días; las probetas cúbicas y tres de las cilíndricas se ensayaron a temperatura ambiente,

mientras que las seis cilíndricas restantes fueron ensayadas a 600 y 800 °C. El proceso de

calentamiento se realizó en un horno eléctrico a una velocidad de 2,5 °C por minuto y

manteniendo la temperatura máxima durante una hora adicional para conseguir

homogeneizar la temperatura de las probetas; el enfriamiento hasta la temperatura de

ensayo se realizó de forma natural. Los ensayos de compresión incorporaron también

medida de la deformación mediante transductores lineales fijados a las placas de

compresión. Las resistencias a temperatura ambiente de las cuatro amasadas sin

adiciones fueron de entre 68,5 MPa y 71,4 MPa; en el caso de la adición de metacaolín,

las resistencias estuvieron entre 84,6 y 87,5 MPa; y en el caso de adición de humo de

sílice se obtuvieron resistencias intermedias, de entre 81,2 y 83,7 MPa. En todos los casos

se trata de resistencias en probeta cilíndrica, el valor más alto de cada grupo lo dio

aquella amasada con fibras de acero y sin fibras PP, mientras que el valor más bajo lo

dio aquella amasada sin fibras de acero y con la mayor proporción de fibras PP.

El peor comportamiento a temperatura ambiente de los hormigones con el

contenido más alto de fibras PP fue achacado al problema asociado a lo complicado que

resulta conseguir que se dispersen suficientemente bien en el hormigón fresco durante el

amasado; según Bentur (1991) este tipo de fibras tienden a mantener una estructura de

multifilamento que incrementa la porosidad local en la matriz cementicia. Por otro lado,

el efecto de la adición de fibras de acero se apreció en la ganancia de en torno al doble de

ductilidad en la curva tensión-deformación en compresión, tendencia que no se vio

sensiblemente modificada por la combinación de fibras de acero más fibras PP.


56

En cuanto al comportamiento a temperaturas elevadas, la resistencia residual

normalizada a 600 °C y 800 °C fue, respectivamente, de un 45% y un 23%. Debe

destacarse que los hormigones HSC que mejor se comportaron fueron los exentos de

adiciones y que incorporaban fibras de acero exclusivamente, conservando algo más de un

50% de resistencia a 600 °C y en torno a un 35% a 800 °C. En lo referente a las fibras de

polipropileno, los autores indican que sus resultados contradicen las conclusiones de otros

investigadores, como Kalifa et al. (2001), quienes proponen que los hormigones con fibras

PP obtienen mejores resistencias residuales tras exposición a altas temperaturas. Poon et

al. (2004) sugieren que esta discrepancia se deba a la diferente metodología: como se ha

comentado, en su experimental el calentamiento se hace a velocidad lenta (2,5 °C por

minuto), mientras que Kalifa et al. (2001) lo realizan según una curva de calentamiento

estandarizada, mucho más rápida. En relación a esta controversia, cabe mencionar que

Bilodeau et al. (1998) y Kodur (2005), entre otros, proponen que la misión de las fibras

de polipropileno está más encaminada a evitar el spalling explosivo, fenómeno que no

parece haber tenido lugar en el experimental de Poon et al. (2004). En este sentido, ello

parece contradecir una de las conclusiones de Kulkarni et al. (2011) en relación a que los

hormigones de alta resistencia pueden ser más susceptibles de presentar ese fenómeno con

velocidades de calentamiento lentas, inferiores a los 5 °C por minuto.

Esta ausencia de spalling explosivo en HSC exentos de fibras de polipropileno se

observó también en el estudio de Lau y Anson (2006), quienes realizaron una campaña

experimental para determinar la pérdida de resistencia de hormigones de alta resistencia

reforzados con fibras de acero sometidos a altas temperaturas. Prepararon seis amasadas

distintas de hormigones, con árido de granito procedente de machaqueo y arena de río:

Las amasadas que designaron como M1, M2 y M3 correspondían a hormigones

sin contenido de fibras de acero. De ellas, las amasadas M1 y M2 correspondían

a hormigones de resistencia convencional (NSC) y la amasada M3 era un

hormigón de alta resistencia (HSC), sin que conste que empleasen ceniza

volante o humo de sílice.


57

Las amasadas que designaron como M1-F, M2-F y M3-F eran el equivalente a

las tres anteriores, pero incorporaban un 1% en volumen de contenido de fibras

de acero (aproximadamente 78,5 kg/m3 de fibras de acero). Las fibras de acero

eran de 0,40 mm de diámetro y longitud de 25 mm, del tipo hook-end (relación

de aspecto 62,5).

Para cada amasada se realizaron ensayos con distintos niveles de saturación de

humedad antes de proceder a exponer las probetas a altas temperaturas. Se ensayaron

distintos escalones de temperatura, siendo la más elevada de 1100 °C. El calentamiento

de las probetas se realizó dentro de un horno eléctrico y la temperatura más alta de cada

escalón se mantuvo al menos durante una hora. Las probetas se enfriaron de forma

natural hasta temperatura ambiente. No indicaron si el enfriamiento se realizó fuera del

horno aunque lo más probable es que se hiciese dentro del horno sin abrir la puerta.

Lógicamente, la curva de calentamiento era más lenta que la curva normalizada tiempo-

temperatura según ISO 834. Reconocieron que se trataba de una limitación inherente a

los medios técnicos disponibles aunque sugirieron que la influencia en los resultados

residuales sería mínima, gracias al mantenimiento de la temperatura más elevada de cada

escalón durante la hora apuntada.

Los ensayos de resistencia a compresión se realizaron sobre probetas cúbicas de 100

mm de arista. La resistencia a compresión no se vio seriamente afectada a temperaturas

no superiores a 400 °C. Entre los 400 y los 800 °C se produjo una severa caída de la

resistencia, aunque las probetas de HSC aún eran capaces de aguantar una resistencia

residual de 30 MPa a 800 °C. Por encima de los 1000 °C la resistencia de las amasadas

estuvo entre 4 y 12 MPa. Los resultados apuntaron también a que la adición de fibras de

acero es beneficiosa, con mejoras de resistencia de entre el 5% y el 15%,

independientemente del tipo de hormigón (NSC o HSC) y del escalón de temperatura. En

cuanto a la influencia de la saturación de humedad en la probeta sometida a altas

temperaturas, los resultados permitieron concluir que a mayor presencia de humedad en

el hormigón calentado, la resistencia a compresión residual será menor; los hormigones


58

con saturación del 100% son entre 5 y 12 MPa menos resistentes que los que tienen

saturación del 20%.

Los ensayos de resistencia a flexo-tracción se realizaron sobre probetas prismáticas

de 100×100×400 mm. Lógicamente, los hormigones reforzados con fibras resultaron tener

mayor resistencia hasta los 900 °C. Sin embargo, esta mejora de resistencia respecto de

los hormigones no reforzados deja de apreciarse a temperaturas por encima de 1000 °C.

También se llevaron a cabo ensayos para la determinación del módulo de elasticidad y el

coeficiente de Poisson. Los ensayos se realizaron sobre probetas cilíndricas de 100 mm de

diámetro y 200 mm de altura. No indican ni describen el ensayo realizado. A 100 °C los

hormigones HSC presentaban una pérdida del módulo de elasticidad superior a los NSC

(24-33% frente a 7-14%). Sin embargo, a 1100 °C la pérdida del módulo de elasticidad

era superior al 90%. Los coeficientes de Poisson en los NSC experimentaron una caída de

entre 0,15 hasta 0,01 desde temperatura ambiente hasta 1100 °C. En el caso de los HSC,

la variación fue desde 0,22 hasta 0,02 entre temperatura ambiente y los 1100 °C. En

todos los casos, los hormigones reforzados con fibras dieron valores más elevados respecto

de los no reforzados. La variación en tonalidad de color fue la siguiente: gris hasta 300

°C; tonalidad gris amarillenta entre 400 y 600 °C; tonalidad gris rosácea a 800 °C; y

virado a marrón y naranja por encima de 1000 °C.

En ninguno de los hormigones ensayados se observó el fenómeno de spalling

explosivo, al igual que ocurrió en Poon et al. (2004). Ninguna de las amasadas

incorporaba fibras de polipropileno. Los autores muestran su sorpresa por ello y apuntan

a que quizá el hecho de que la velocidad de calentamiento sea más lenta haga menos

probable ese fenómeno. También lo achacan a la presencia de fibras de acero, aunque ello

sólo tiene sentido en la mitad de los hormigones ensayados en esta campaña. Una posible

explicación para la ausencia de spalling explosivo no apuntada por los autores, puede ser

el tamaño de las probetas ensayadas, cuyo lado o diámetro no superaba los 10 cm; en el

caso de Poon et al. (2004), sus ensayos a altas temperaturas se llevaron a cabo en

probetas de reducido tamaño, de 10 cm de diámetro y 20 cm de altura. En experiencias

previas realizadas en la Universidad de Alicante publicadas Varona et al. (2012) se


59

observó que, en aquellas amasadas en las que se produjo spalling explosivo en probetas

cúbicas de 15 cm de arista y cilíndricas de 15×30 cm, otras probetas cilíndricas más

pequeñas de entre 10 y 12 cm de diámetro y altura y calentadas en la misma operación

no estallaron por spalling ni tampoco experimentaron el sloughing off o spalling

superficial.

Peng et al. (2006) plantearon una campaña experimental para estudiar el efecto

spalling y las propiedades mecánicas residuales de hormigones de alta resistencia

reforzados con fibras y sometidos a altas temperaturas. Para ello, prepararon cinco

amasadas distintas de hormigón, fabricadas con cemento Pórtland y áridos de caliza

provenientes de machaqueo y todas ellas con resistencias a compresión de entre 80 y 110

MPa a 28 días. En todas ellas mantuvieron una relación A/C de 0,26 y con dosificación

de superlastificante de hasta el 2,5%. La amasada de control era de hormigón HSC sin

fibras con una resistencia de 93,9 MPa. Otra amasada era de hormigón HSC con fibras

de acero en una dosificación de 100 kg/m3 (1,28% en volumen) y que resultó con una

resistencia de 109,3 MPa. Una tercera amasada era de hormigón HSC con fibras de

polipropileno (PP) en una proporción de 1 kg/m3 (0,11% en volumen) y que resultó con

resistencia de 80,6 MPa. En otras dos amasadas, se dosificaron hormigones HSC con

mezcla de fibras (PP más acero) y tuvieron resistencias de en torno a 109 MPa. La

relación de aspecto de las fibras de acero era 15 y la de las fibras PP era 1000.

Los ensayos de spalling se realizaron sobre probetas prismáticas de 100×100×300

mm a los 56 días de edad (28 días después de finalizado el curado sumergido en agua a

20 °C durante 28 días). El calentamiento se realizó a una velocidad de 10 °C/min en un

horno eléctrico hasta una temperatura máxima de 600 °C que se mantuvo durante una

hora. Estos ensayos sólo se realizaron sobre los hormigones con fibras. El hormigón

reforzado únicamente con fibras de acero (SFR-HSC) fue el que se comportó

notablemente peor, con 7 de un total de 16 probetas que fallaron por spalling explosivo.

En la amasada reforzada únicamente con fibras de polipropileno el spalling aconteció en

sólo 2 de 16 probetas. La amasada con mejor comportamiento (ningún caso de spalling)

fue una de las fabricadas con mezcla de fibras (0,6 kg/m3 de fibras de polipropileno y 40


60

kg/m3 de fibras de acero). La teoría de que la fusión del polipropileno a 170 °C sería

capaz de reducir el riesgo de desarrollo de este fenómeno parecía seguir siendo válida,

aunque el hecho de que una amasada con menos contenido de polipropileno y algo de

acero se comportase mejor, apuntaba a que podrían existir otros mecanismos adicionales.

Los autores sugirieron que con una relación A/C de 0,26 la estructura del hormigón era

tan compacta que podría seguir conservando vapor a alta presión a pesar de la red

capilar resultante tras la fusión de las fibras de polipropileno. Basándose en esta

observación, los autores propusieron que, en el caso de los hormigones de alta resistencia,

el uso de mezcla de fibras permitiría un mejor control del fenómeno de spalling explosivo

en beneficio de la seguridad de uso.

Por otro lado, los ensayos de resistencia del hormigón se realizaron sobre probetas

cúbicas de 100 mm de arista. Los ensayos de determinación de la energía de fractura se

realizaron sobre probetas prismáticas entalladas de 100×100×300 mm. En ambos casos,

las probetas se ensayaron a edades de 56 días, edad a la que se sometieron a un secado a

105°C durante dos días para reducir su contenido de humedad y reducir así la

probabilidad de desarrollo de spalling explosivo. A continuación se sometieron al proceso

de calentamiento en horno eléctrico a 10 °C/min hasta la temperatura máxima, la cual se

mantuvo durante una hora en su nivel máximo antes de apagar el horno y enfriar las

probetas de forma natural. Los ensayos de resistencia a compresión y tracción indirecta

se realizaron dos días después del enfriamiento hasta temperatura ambiente. En cambio,

los ensayos de determinación de la energía de fractura se realizaron de forma inmediata

al enfriamiento hasta temperatura ambiente. La resistencia a compresión se midió a

temperatura ambiente y a los escalones de 400, 600 y 800 °C. En el rango de 0-400 °C no

se apreciaron grandes variaciones de la resistencia a compresión en ninguna de las cinco

amasadas. En el rango de 400-800 °C se produjo una considerable merma de la

resistencia a compresión. En cambio, en el caso de la resistencia a tracción indirecta, a

400 °C se apreció una notable disminución respecto de temperatura ambiente, de en

torno a un 55%, siendo la amasada de SFR-HSC (la reforzada únicamente con fibras de

acero) la que mejor se comportó; en las otras amasadas, la presencia de fisuras y


61

capilares tras la fusión del polipropileno puede ser la causa de su peor comportamiento.

En el caso de la resistencia a flexo-tracción y la energía de fractura, se observó que la

primera sufrió una pérdida significativa a 400 °C en las cinco amasadas, mientras que la

segunda aumentó notablemente en los hormigones con contenido de fibras de acero y,

especialmente, en el que únicamente estaba reforzado con ellas. Los autores propusieron

como razón para este incremento de energía de fractura en el rango de los 400 °C el

hecho de que el calentamiento empeore las condiciones de adherencia de las fibras de

acero al hormigón, lo que permite desarrollar mayores deformaciones durante la rotura.

Peng et al. (2008) llevaron a cabo una campaña experimental con el objeto de

determinar la influencia que puede tener el proceso de enfriamiento en hormigones de

alta resistencia reforzados con fibras de acero y/o de polipropileno. La campaña estudió

cinco amasadas distintas de hormigón, fabricadas con dosificaciones muy similares a las

de la campaña planteada en Peng et al. (2006). La resistencia a compresión de las cinco

amasadas estuvo en el rango de los 83 a los 89 MPa a 28 días. La amasada de control era

de hormigón HSC sin fibras; una de las amasadas llevaba fibras de polipropileno; otra

llevaba fibras de acero; y otras dos llevaban fibras de ambos tipos. Los niveles de

temperaturas ensayadas fueron 200, 400, 600 y 800 °C, además de la temperatura

ambiente, tras un curado de 58 días. De forma previa a proceso de calentamiento, en

todos los casos se realizó un secado previo a 105 °C para reducir al mínimo la

probabilidad de spalling explosivo. El calentamiento se realizó en un horno eléctrico, a

velocidad más lenta que la curva normalizada recogida en las distintas normativas. La

temperatura máxima de cada escalón se mantuvo una hora, al término de la cual se

enfriaron las probetas hasta temperatura ambiente de distintas maneras: parte de las

probetas fueron extraídas del horno y enfriadas mediante inmersión en agua; otra parte

de las probetas fueron extraídas y enfriadas mediante regado con agua durante un tiempo

determinado (5 minutos, 30 minutos o una hora); y el resto se enfriaron de forma

natural, más lentamente, dentro del horno. Una vez alcanzada la temperatura ambiente,

las probetas fueron ensayadas a compresión, resistencia a tracción (indirecta, medida en

probeta cúbica) y ensayo de flexo-tracción (en probeta de 100×100×400 mm). La


62

evolución de la temperatura en el interior de las probetas fue medida mediante

termopares, lo que permitió obtener el gradiente entre el horno y la probeta durante el

calentamiento, así como la velocidad de enfriamiento entre los distintos regímenes

ensayados. Los datos de los termopares permitieron observar cómo el descenso de

temperatura provocado por regado con agua durante 30 minutos o más era equivalente a

una inmersión en agua. Por ejemplo, el regado con agua conseguía reducir la temperatura

a menos de 100 °C en menos de 20 minutos. Se observó también que la velocidad de

enfriamiento en las probetas con fibras de acero era ligeramente mayor, lo que según los

autores, se debe a la mayor conductividad térmica del acero.

En el caso de la resistencia a compresión residual, se observó que tanto la

inmersión en agua como el regado durante, al menos, 30 minutos produjeron una

resistencia residual de entre 5 y 15 MPa menos que en el caso de enfriamiento natural.

Los autores también señalaron que algunas probetas fueron severamente dañadas durante

la inmersión en agua debido al choque térmico, sin posibilidad de ser ensayadas. Y

también comentaron que en el escalón de 200 °C se observó un incremento de la

resistencia a compresión respecto de la correspondiente a temperatura ambiente, lo que

los autores atribuyeron a la hidratación del cemento en un hormigón previamente secado;

en ese escalón de 200 °C el efecto fue sensiblemente más notorio en el caso de las

probetas enfriadas de forma natural. En el caso de la resistencia a tracción, se observó

que el enfriamiento natural volvía a dar mayores resistencias residuales frente a la

inmersión o el regado en el intervalo de 200 a 600 °C. En el caso del hormigón sin fibras,

a 600 °C la resistencia residual a tracción fue prácticamente la misma para todos los

procesos de enfriamiento; y en el caso de los hormigones con fibras de acero más

polipropileno, a 800 °C la resistencia residual a tracción era también prácticamente

idéntica independientemente del proceso de enfriamiento. Por otro lado, y de forma aún

más importante, los ensayos permitieron concluir que el hormigón reforzado con mezcla

de fibras dio mejor resistencia residual a tracción a altas temperaturas que el hormigón

sin fibras. Como conclusión general, los autores señalaron que un regado de más de 30

minutos producía los mismos daños que el choque térmico producido por inmersión


63

súbita en agua, lo que reducía las propiedades mecánicas residuales frente a un

enfriamiento natural; y en este contexto, los hormigones reforzados con mezcla de fibras

serían capaces de controlar mejor esa merma de propiedades mecánicas.

Ding et al. (2012) estudiaron el comportamiento de hormigón autocompactante de

alta resistencia tras la exposición a temperaturas elevadas, para distintas posibilidades de

refuerzo con fibras. Los hormigones fabricados contenían 500 kg/m3 de cemento más 100

kg/m3 de ceniza volante, áridos calizos de 12 mm de tamaño máximo y una relación A/C

de 0,37. Se elaboraron seis dosificaciones distintas: una primera, de control, exenta de

fibras y con una resistencia de 64 MPa a 28 días; la segunda incorporaba fibras de

polipropileno monofilamento (fibras PP, de 30 micras de diámetro y 15 mm de longitud)

en una proporción de 2 kg/m3 y obtuvo una resistencia de 60 MPa; otras dos amasadas

con fibras de acero (de 0,55 mm de diámetro y 35 mm de longitud) en proporciones de 40

y 55 kg/m3 (0,5% y 0,7% en volumen, respectivamente) y con las que se lograron

resistencias de 64 y 65 MPa; y, finalmente, dos amasadas con mezcla de fibras (hybrid

fiber concrete), una de ellas con 3 kg/m3 de fibras PP más 40 kg/m3 de acero y la otra

con 2 kg/m3 de fibras PP más 55 kg/m3, con las que se obtuvieron resistencias de 63 y 65

MPa, respectivamente. De cada amasada se prepararon 12 probetas cúbicas de 10 cm de

arista más 12 probetas prismáticas de 10×10×40 cm. Los ensayos se realizaron a 28 días,

tanto los de temperatura ambiente como los residuales tras exposición a altas

temperaturas, que se fijaron en 300 °C, 600 °C y 900 °C; el calentamiento se realizó a

una velocidad de 6 °C por minuto y la temperatura máxima se mantuvo durante 3 h, al

término de las cuales se enfriaron las probetas hasta temperatura ambiente; aunque los

autores no lo indican explícitamente, de la curva de temperatura-tiempo que recogen se

desprende que el enfriamiento hubo de ser mediante inmersión en agua o similar, puesto

que el descenso desde 900 °C hasta temperatura ambiente duró unos 20 minutos. De los

ensayos a compresión residual que se realizaron, el hormigón que peor se comportó fue el

que no incluía fibras de polipropileno, cuya resistencia residual a 900 °C fue de un 6% de

la original a temperatura ambiente; en ese escalón de temperatura, el hormigón con

fibras de acero se comportó ligeramente mejor, manteniendo un 9% de resistencia


64

residual; en el caso de refuerzo con fibras de polipropileno, se mantuvo una resistencia

residual a 900 °C de un 11%, lo mismo que con el hormigón con mezcla de fibras en

proporción de 3 kg/m3 de PP y 40 kg/m3 de acero; por último, el hormigón el hormigón

con 2 kg/m3 de PP y 55 kg/m3 de acero logró conservar el 12% de resistencia residual a

900 °C, el doble que el hormigón HSC exento de fibras. En lo referente a los ensayos de

flexo-tracción llevados a cabo sobre las probetas prismáticas tras el calentamiento y

enfriamiento, se observó que, tanto a temperatura ambiente como a temperaturas

elevadas, las dosificaciones que mejor se comportaban eran aquellas fabricadas con

mezcla de fibras, especialmente la de 2 kg/m3 de PP más 55 kg/m3 de acero. También se

señala que las probetas prismáticas de la amasada exenta de fibras y de la amasada con

40 kg/m3 de fibras de acero, sin PP, presentaron problemas de spalling durante el proceso

de calentamiento.

Ding et al. (2012) también realizaron un análisis de los fenómenos que pueden

producirse en un hormigón reforzado con fibras durante el proceso de calentamiento. Las

fibras de acero poseen un coeficiente de dilatación térmica superior al de la matriz de

hormigón y el calor específico del acero puede ser entre 20 y 50 veces superior al del

hormigón. Ello podría ser causa de generación de fisuras transversales como las que se

muestran en la figura Fig. 2.7 y afectar a la adherencia de la fibra a la matriz.

(a)

(b)

Fig. 2.7 Fisuración por incompatibilidad térmica entre la matriz de hormigón y las fibras de acero (tomada de Ding et al. (2012)).


65

Otro fenómeno que señalan los autores es la oxidación de las fibras por el calor, lo

que reduce su capacidad mecánica y también afecta negativamente a la adherencia. Sin

embargo, a pesar de ello, las fibras de acero pueden tener efectos positivos a altas

temperaturas; precisamente por su mayor conductividad, la presencia de fibras

contribuye a transmitir mejor el calor en el seno de los elementos de hormigón y

conseguir mitigar los gradientes térmicos y las tensiones derivadas; además, en el

agotamiento, las fibras de acero sí que incrementan la resistencia, la rigidez y la

ductilidad. Por otro lado, como por sí solas no son suficientes para controlar el spalling,

existe un efecto sinérgico al emplearlas junto con las fibras de polipropileno que sí sirven

para mantener en mayor medida la integridad del elemento a temperaturas elevadas,

gracias al mecanismo de fusión a 160-180 °C que abre una red capilar que permite reducir

el incremento de la presión de vapor en los poros. En este sentido, estos resultados

contradicen las conclusiones de Poon et al. (2004) pero avalan las de Kalifa et al. (2001)

y otros autores.

Antonius et al. (2014) realizaron una campaña experimental en hormigones NSC y

HSC reforzados con fibras de acero para determinar la resistencia a compresión y la

curva tensión-deformación a distintos escalones de temperatura. La dosificación de fibras

fue del 0,5% en volumen (aproximadamente 40 kg/m3 de fibras de acero) y la relación de

aspecto de las fibras era de entre 40 y 50. Prepararon tres amasadas distintas que dieron

las siguientes resistencias a 28 días en probetas cilíndricas y a temperatura ambiente:

30,4 MPa, 51,1 MPa y 72,5 MPa (medidas en las probetas de control). No se indica

explícitamente el tipo de árido empleado. Las dos amasadas de mayor resistencia

emplearon ceniza volante como adición. Los escalones de temperaturas máximas que se

plantearon fueron de 300 °C, 600 °C y 900°C y el calentamiento se realizó dentro de una

cámara de incineración sobre probetas con 120 días de edad.

Los resultados experimentales se contrastaron con los siguientes modelos de

predicción: Eurocódigo 2, Li y Purkiss (2005), Hertz (2005), Kodur et al. (2008) y Aslani

y Bastami (2011). A temperaturas moderadamente elevadas (300°C, 600 °C) el modelo

de Kodur et al. (2008) es el que predice la menor pérdida de resistencia con la


66

temperatura, mientras que el modelo de Hertz es el que predice la mayor caída de

resistencia con la temperatura. En ese rango de temperaturas, el resto de modelos están

más cercanos al de Hertz. A la temperatura de 900 °C analizada en esta campaña, hay

una coincidencia casi total en todos los modelos.

El contraste de la campaña experimental permitió a los autores extraer las

siguientes conclusiones. En el rango de 300 °C y 600 °C los resultados experimentales

fueron suficientemente cercanos a los predichos por todos los modelos de predicción, a

excepción del de Kodur et al. (2008). Sin embargo, a 900°C los resultados experimentales

dieron como resultado una resistencia residual de entre el 40% (para el hormigón de 30,4

MPa) y el 25% (para el hormigón de 72,5 MPa), mientras que todos los modelos predicen

una resistencia residual inferior al 10% tras exposición a una temperatura máxima de 900

°C. Los autores achacan ese mejor comportamiento a la presencia de fibras en el

hormigón, que se recuerda era de casi 40 kg/m3.

Otro parámetro estudiado fue el comportamiento tensión-deformación de los

hormigones sometidos a altas temperaturas. La principal conclusión de que se extrajo fue

que en el hormigón de 30,4 MPa, en el rango de los NSC, la deformación unitaria bajo

tensión máxima permaneció prácticamente constante en todos los escalones de

temperatura (desde la ambiente hasta la de 900 °C); y se alcanza una máxima

deformación unitaria similar en todos los escalones, lo que es indicativo de que las fibras

de acero ayudan a conservar la ductilidad. En cambio, para los hormigones de 51,1 MPa

y 72,5 MPa (en el rango de los HSC), muestran una significativa pérdida de ductilidad:

menor deformación unitaria bajo tensión máxima y menor valor de la máxima

deformación unitaria.

Los autores extraen las siguientes conclusiones. El modelo de tensión-deformación

de Kodur et al. (2008) es válido para hormigones NSC a altas temperaturas, mientras

que el modelo de Eurocódigo 2 se considera válido para hormigones HSC a altas

temperaturas. Por otro lado, los autores emplean los datos de su campaña experimental

para realizar ajustes y proponer expresiones para predecir la resistencia a compresión y la


67

deformación unitaria bajo carga máxima, distinguiendo entre NSC y HSC. Debe

destacarse que estas expresiones no tienen en cuenta ningún parámetro relativo a la

dosificación o relación de aspecto de las fibras de acero, por lo que, en principio, sólo

parecerían aplicables a este caso particular con 0,5% en volumen de fibras y con una

relación de aspecto de entre 40 y 50. Se vuelve a recoger como observación que no se

indica el tipo de árido empleado.

2.3 ADHERENCIA ENTRE ARMADURAS Y HORMIGÓN

El dimensionamiento y comprobación de las estructuras de hormigón armado y

pretensado con armaduras activas adherentes parten, en ambos casos, de la hipótesis de

adherencia perfecta entre el acero y el hormigón que lo recubre, bien de forma directa o

bien a través de la lechada adherente y la superficie rugosa de la vaina. Se trata de un

análisis a nivel global de la estructura; el comportamiento adherente en sí, esa hipótesis

que permite el estudio global, queda por lo tanto orientado a un estudio a nivel local.

Este estudio local se centra en el comportamiento de una barra de acero embebida en la

matriz de hormigón, que es sometida a un incremento gradual de carga hasta lograr su

arrancamiento. En su tesis doctoral, García Taengua (2013) realiza una exposición del

estado del conocimiento en el fenómeno de la adherencia acero-hormigón en condiciones

ambientales normales. Una primera variable de estudio es la tensión rasante de

adherencia entre el hormigón y el acero, que es habitualmente obtenida como cociente

entre la fuerza de arrancamiento dividida por la superficie adherente asociada al

diámetro nominal del redondo. Se asume, por lo tanto, que la distribución de tensión

adherente es uniforme. La tensión adherente (bond stress) es proporcional a la carga que

debe soportar la armadura (tracción o compresión). La segunda variable de estudio es el

deslizamiento relativo (slip) que se produce entre el hormigón y la barra a medida que

ésta va siendo arrancada.


68

Como se ha indicado, la tensión de adherencia media presupone una distribución

uniforme de la adherencia. En general, esta suposición no se cumple. Tal y como explican

Cairns y Plizzari (2003) y Bamonte y Gambarova (2007) ello se debe a varios factores.

En primer lugar, tanto en el caso de barras lisas como en el caso de barras corrugadas,

los distintos modos de fallo asociados al arrancamiento no concuerdan estrictamente con

una hipótesis de adherencia uniforme, tal y como se describe gráficamente en la Fig. 2.8.

En segundo lugar, en el caso de las barras corrugadas, el fallo de adherencia está en parte

asociado con una distribución de tensiones radiales fruto del avance relativo de la corruga

contra la matriz de hormigón. Otro factor importante es el nivel de tensión en la propia

armadura, más concretamente, si se trata de régimen elástico o plástico. En

determinadas circunstancias, la hipótesis de una distribución de adherencia cuasi-

uniforme puede asumirse como válida, tal y como se apunta en Windisch (1985) y

Mazzarolo et al. (2012); para ello, la barra debe trabajar en rango elástico y la longitud

de adherencia debe ser suficientemente corta (en torno a 5 veces el diámetro del

redondo). Gracias a esta circunstancia, es posible establecer diversos modelos de ensayo

de arrancamiento que sirven de herramienta para analizar cualitativa y

cuantitativamente del fenómeno de adherencia (e.g., ensayo de pull-out según

RILEM/CEB/FIP (1983), ensayo beam-test según UNE 36740:1998).

Fig. 2.8 Distribuciones de tensión de adherencia en barras lisas (a) y en barras corrugadas (b) (tomada de

Bamonte y Gambarova (2007)).


69

En determinadas circunstancias el fallo de anclaje de una armadura al hormigón

puede producirse de forma súbita, debido a una propagación de fisuras en dirección

longitudinal y en dirección radial desde el eje de la barra anclada hacia la cara exterior

del elemento. Este modo de fallo se designa habitualmente como splitting. Bažant y Şener

(1988) atribuyen esta fisuración radial al incremento de las tensiones de tracción

acimutales (tensile hoop stresses) por el acuñamiento del hormigón contra las corrugas

(rib wedge action), como se trata de representar en la Fig. 2.9. En el Código Modelo 2010

se contrapone este fallo súbito de anclaje por splitting contra el fallo por pull-out en el

que se produce un deslizamiento controlado y paulatino de la armadura respecto de la

matriz de hormigón. El modo de fallo por splitting es más probable con diámetros

elevados de las armaduras y bajos valores de recubrimiento de las mismas.

Fig. 2.9 Representación simplificada del efecto de acuñamiento (rib wedge action) y del inicio de

propagación de la fisuración en el anclaje de barras corrugadas (elaboración propia).

2.3.1 La adherencia acero-hormigón a temperatura ambiente

Eligehausen et al. (1982) plantearon el estudio de la adherencia acero-hormigón

desde el punto de vista de la situación a que puede estar sometida una estructura

durante un terremoto, con cargas cíclicas. Las probetas realizadas fueron prismáticas con

300 mm de altura y sección transversal rectangular con dimensiones función de la barra


70

adherida: 7×15 veces el diámetro de la barra ensayada. La barra se situaba en un plano a

mitad de altura de la probeta (a 150 mm de cada base) y centrada en el eje paralelo al

lado de 15 veces el diámetro de la barra ensayada. Las probetas disponían internamente

de un armado de barras verticales y estribos, simulando las condiciones de confinamiento.

Adicionalmente, de forma previa al hormigonado de la pieza de colocó una lámina de

plástico en el plano que contenía a la barra sometida a arrancamiento y paralela a las

bases de la probeta prismática. Los autores justificaron la presencia de esta lámina como

elemento para simular las condiciones que pueden existir en una estructura real que

pueden favorecer el fallo por splitting con arrancamiento súbito frente al fallo por pull-out

con arrancamiento controlado. La barra sometida a ensayo de arrancamiento se situaba

perpendicular a la dirección de hormigonado y disponía de dos entubaciones que

limitaban la longitud adherida a cinco veces el diámetro de la barra en el centro de la

probeta. Los hormigones ensayados tenían una resistencia a compresión de 30 MPa. Las

conclusiones que se extrajeron de los ensayos cuasi-estáticos (monotonic loading) fueron

las siguientes:

Las leyes de comportamiento adherencia-deslizamiento para los ensayos de

arrancamiento con la barra sometida a compresión fueron prácticamente

idénticas a las obtenidas en los ensayos con la barra sometida a tracción.

Tras alcanzar la máxima tensión de adherencia y nivelarse en una meseta se

producía una rama descendente que se nivelaba en otra meseta para un valor

de deslizamiento aproximadamente igual al valor de la distancia entre corrugas

(protruding lugs). Esto se observó en los tres diámetros de barras sometidas a

ensayo de arrancamiento, cada uno de los cuales tenía un valor distinto de

separación entre corrugas.

Las probetas fabricadas sin armadura secundaria para simulación de

confinamiento fallaron todas por splitting, fenómeno que se produjo obviamente

en el plano de la barra ensayada, dada la presencia de la lámina de plástico. En

el caso de las probetas con armadura secundaria para confinamiento, las barras

verticales controlaron el fallo por splitting y, por lo tanto, se llegó a desarrollar


71

el pull-out o arrancamiento de la barra, a valores inferiores al de su límite

elástico.

En todos los ensayos, la resistencia a adherencia para un valor determinado del

deslizamiento resultó ser aproximadamente proporcional a la raíz cuadrada de

la resistencia a compresión del hormigón ensayado.

En el caso de los ensayos con cargas cíclicas, las principales conclusiones fueron las

siguientes. Por un lado, la pérdida de capacidad adherente y de la rigidez frente a la

adherencia dependen fundamentalmente del máximo valor de tensión adherente

alcanzado en el primer ciclo; aunque también es significativa la influencia del número de

ciclos y de la diferencia entre los valores pico de deslizamiento entre los que se realiza el

ciclo de ensayos. Por otro lado, tras la realización de 10 ciclos de ensayo de pull-out entre

valores de deslizamiento correspondientes al 80% de la tensión máxima alcanzada en el

ensayo cuasi-estático (con cambio de signo del deslizamiento), la ley de adherencia

resultante en un ciclo adicional hasta el arrancamiento tenía una reducción moderada de

la resistencia máxima a la adherencia frente al ensayo cuasi-estático, aunque valores

prácticamente idénticos para altos valores de deslizamiento (próximos a la separación

entre corrugas). Ciclos de carga entre valores de deslizamiento mayores que el 80% de la

tensión máxima cuasi-estática producían un gran deterioro del comportamiento

adherente. De acuerdo con García Taengua (2013), esta campaña de estudios junto con

la recogida en Eligehausen et al. (1983), son la base del modelo para la ley local de

adherencia adoptada por el Código Modelo (2010).

Winsdisch (1985) se centró en el problema de la obtención experimental de la ley

de adherencia local mediante el ensayo de arrancamiento por pull-out de acuerdo con

RILEM/CEB/FIP (1983). Este ensayo tiene por objetivo la obtención de la curva que

caracteriza la adherencia de armaduras pasivas en el hormigón en función del

deslizamiento relativo y se realiza según el esquema recogido en la Fig. 2.10. El ensayo

consiste en aplicar una fuerza de arrancamiento sobre el extremo de una barra corrugada

adherida a una probeta cúbica cuya arista es 10 veces el diámetro de dicha barra.


72

Fig. 2.10 Esquema del ensayo de adherencia por pull-out según RILEM/CEB/FIP

(1983) (elaboración propia).

El equilibrio de fuerzas se consigue bloqueando la probeta contra una placa

metálica rígida; la compresión de la probeta de hormigón contra dicha placa rígida

genera un cono o cúpula de tensiones oblicuas que comprimiría la barra y conduciría a

una sobrestimación de la capacidad adherente de la barra. Por ello, en la zona de barra

embebida adyacente a dicha cara se debe enfundar la armadura en un manguito de

plástico. La longitud adherente es la restante adyacente a la cara opuesta y queda

establecida en 5 veces el diámetro del redondo. En el extremo no cargado de la barra,

que sale de la cara opuesta al cono de confinamiento, se coloca un transductor a fin de

poder obtener una curva de tensión adherente frente al deslizamiento relativo.

La tensión adherente se calcula como cociente entre la fuerza aplicada y la

superficie teórica de contacto, despreciando las corrugas (es decir, el producto de la

longitud adherida por el perímetro de una circunferencia con el diámetro nominal de la

armadura). En la introducción de su estudio, Windisch señaló que aunque se acepta

comúnmente que la curva obtenida en el ensayo es asimilable a la ley local de adherencia

acero-hormigón, tal aseveración no se realiza ni es sugerida en RILEM/CEB/FIP (1983).

En primer lugar, en el caso de barras corrugadas, la adherencia está controlada en gran


73

medida por la fuerza resultante contra las corrugas; por esta razón, el hecho de formular

una resistencia de adherencia entre el hormigón y el perímetro nominal de la barra no

responde a la realidad física del problema (como sí que podría llegar a tener sentido en el

caso de la adherencia de barras lisas). En segundo lugar, Windisch se basó en los

resultados de 300 ensayos de pull-out en los que se midió el deslizamiento relativo entre

hormigón y redondos (de varios diámetros diferentes) tanto en el extremo cargado como

en el extremo no cargado; el análisis de resultados mostró que, en un mismo ensayo, el

deslizamiento relativo en el extremo cargado siempre era superior al medido en el

extremo no cargado. En el caso de barras de diámetros más finos (≤ 16 mm) y/o con

longitudes de adherencia no superiores a 5 diámetros, la discrepancia de medidas

resultaba menor que en el resto de casos. Se concluyó que el deslizamiento medido en el

extremo no cargado por sí solo no daba suficiente información sobre cómo era la

distribución real de deslizamientos relativos a lo largo de la longitud adherente; sería

necesario, por tanto, medir también el otro extremo. En tercer lugar, la tensión nominal

de adherencia calculada como cociente de la fuerza de arrancamiento dividida por la

superficie nominal adherida no dejaría de ser un valor medio y, realmente, no podría

considerarse que estuviera distribuida uniformemente a lo largo de la longitud adherida;

de hecho, si como había quedado demostrado, el deslizamiento relativo variaba en la

longitud de adherencia, la tensión también variaría. Además, señaló que la hipótesis de

una tensión adherente constante no satisfacía el teorema de reciprocidad ( xy yx ) en

los extremos de la zona de adherencia movilizada. Windisch llevó a cabo un

planteamiento analítico de la configuración del ensayo de pull-out tal cual se proponía en

RILEM/CEB/FIP (1983) y concluyó que era posible obtener una aceptable estimación de

la ley local de adherencia entre acero y hormigón si la longitud adherente se establecía en

50 mm, con independencia del diámetro de la barra corrugada ensayada.

Yerex et al. (1985) estudiaron la posible influencia de la adición de fibras de

polipropileno en la adherencia entre las armaduras de acero y el hormigón convencional.

Para ello fabricaron 14 amasadas de hormigón, con distintas relaciones A/C, con fibras

de polipropileno de distinta longitud (60 mm y 90 mm) y distinto contenido de fibras


74

(0,2 kg/m3, 0,8 kg/m3 y 1,4 kg/m3 así como una amasada de referencia sin fibras). Las

resistencias compresión de los hormigones fabricados estuvieron en los rangos de 25,5 –

28,5 MPa (para la relación A/C = 0,65) y de 36,0 – 42,8 MPa (con A/C = 0,44). Cabe

destacar que los hormigones de menor resistencia fueron aquellos en los que no emplearon

fibras, mientras que los que dieron las mejores resistencias fueron aquellos en los que

incorporaron fibras de 90 mm de longitud con una dosificación de 0,8 kg/m3. De cada

amasada se fabricaron los siguientes tipos distintos de probetas para ensayos de

adherencia por pull-out: un primer grupo de probetas cúbicas de 152 mm de arista con

barras de 19 mm de diámetro (barra del #6, según designación del American Concrete

Institute) centrada en el eje de la probeta y paralela a la dirección de hormigonado; un

segundo grupo similar al anterior pero con la barra perpendicular a la dirección de

hormigonado y en posición superior; y un tercer grupo análogo al anterior pero con la

barra en posición inferior. Se fabricaron además unas probetas prismáticas de base

rectangular de 102 mm de lado y 762 mm de longitud, con la barra de acero centrada en

el eje longitudinal para realizar un ensayo de determinación de la longitud de

transferencia de fuerza. En los ensayos de pull-out se ajustó la velocidad de carga para un

alargamiento de 1,3 mm por minuto, lo que permite concluir que la medida de

deslizamiento se realizó en el extremo cargado de la barra. De hecho, de las figuras

aportadas por los autores, no parece que la barra sea pasante en las probetas de pull-out.

Los ensayos de pull-out finalizaban cuando se alcanzaba una carga máxima de 142 kN o

bien la barra fallaba por pull-out. Debe destacarse que las barras estaban adheridas en

toda su longitud en el interior de la probeta.

Los resultados de la campaña permitieron ajustar curvas de tensión media

adherente frente a deslizamiento con una primera rama parabólica de grado 2 hasta un

punto en el que el comienzan a producirse grandes deslizamientos con un incremento

nulo o muy pequeño de la carga. Esta segunda región podía ajustarse perfectamente a un

tramo lineal con poca pendiente. En cuanto a la influencia de la adición de fibras, no se

llegó a apreciar diferencias significativas entre las curvas de tensión-deslizamiento con las

correspondientes a las amasadas sin fibras; ni en el comportamiento global ni tan siquiera


75

en el comportamiento inicial de carga con rama parabólica. También se comparó la

tensión máxima alcanzada en la rama inicial parabólica entre las distintas amasadas,

llegándose a desviaciones ni inferiores al 94% ni superiores al 104% respecto de la

amasada de referencia sin fibras. Por lo tanto, la conclusión final fue que la adición de

fibras de polipropileno, en las dosificaciones ensayadas, no tenía prácticamente ninguna

influencia en el comportamiento adherente, ni empeorándolo ni mejorándolo.

Ezeldin y Balaguru (1989) realizaron un estudio experimental de la adherencia

entre barras de acero y hormigones de resistencia convencional (en torno a 34,5 MPa) y

de alta resistencia (en torno a 75,9 MPa) reforzados con fibras de acero. Además de los

hormigones de control, sin fibras, los contenidos ensayados fueron de 30, 45 y 60 kg/m3

(aproximadamente 0,4%, 0,6% y 0,8% en volumen). Para la fabricación de los

hormigones de alta resistencia emplearon adiciones de humo de sílice de hasta el 20%

respecto del contenido de cemento y aditivos reductores de agua de alta actividad.

Ensayaron tres tipos de fibras de acero con relaciones de aspecto de 60, 75 y 100, todas

ellas del tipo hook-end. La geometría de las probetas para los ensayos de adherencia era

prismática, con sección transversal cuadrada y dos barras de acero embebidas en la

probeta. Las barras estaban alineadas en el eje longitudinal del prisma (perpendicular a

ambas bases cuadradas) y separadas 25 mm para todos los casos. Para el caso de las

barras de 9 mm de diámetro, la sección de la probeta era de 125×125 mm y la altura 175

mm; la barra superior se embebía en el hormigón una longitud de 50 mm y la barra

inferior estaba embebida 100 mm. En el caso de las barras de 16 y 19 mm de diámetro, la

base de la probeta era de 175×175 mm y la altura 325 mm. Las longitudes de adherencia

eran 125 mm (superior) y 175 mm (inferior), con el hueco de separación entre ambas

barras de 25 mm. En el caso de la probeta para barras de 25 mm de diámetro, la sección

era la misma del caso anterior, pero la altura de probeta era 100 mm superior y las

longitudes adherentes eran 50 mm superiores. En todos los casos, las barras sobresalían

de la probeta 150 mm a fin de poder amordazarlas en una prensa de ensayo y someter a

la probeta a tracción simple. Además de las probetas para ensayo de adherencia, se

fabricaron también probetas cilíndricas de 100×200 para medida de la resistencia a


76

compresión de cada amasada de hormigón. El curado se realizó en una cámara húmeda

durante 28 días al 100% de humedad relativa.

El ensayo consistió en someter a tracción la probeta través de sendas fuerzas

aplicadas en los tramos salientes de las barras superior e inferior. La geometría de las

probetas fue pensada para que el ensayo llegase a arrancar la barra superior (la de menor

longitud adherente) antes de que la probeta llegue a fallar por tracción. Un transductor

LVDT medía el deslizamiento relativo entre la barra corta y la base de la probeta. Por la

naturaleza del ensayo, debe destacarse que esta medida de deslizamiento se realizó sobre

una barra traccionada y sometida, por lo tanto, a un estado de elongación. Los autores

indican que ajustaron los datos de lectura del LVDT para sustraer la elongación de la

barra, asumiendo una deformación unitaria constante entre la cara de la probeta y la

placa-mordaza de sujeción (para lo cual también se realizaron los correspondientes

ensayos para calibración del módulo de elasticidad longitudinal). Los ensayos se

realizaron por control de fuerza, a razón de 2,2 kN/min. Ninguna barra llegó a niveles de

tensión próximos al límite elástico; sin embargo, aunque las probetas se diseñaron con

dimensiones que garantizaban que, en principio, no se produjese el fallo por tracción de la

probeta de hormigón, tres probetas fallaron de esta forma. El fallo por pull-out sólo se

llegó a desarrollar en las probetas con barras de diámetro más fino (9 mm), lo cual se

explica porque el arrancamiento puede producirse sin una fisuración excesiva del interior

de la probeta en la interfaz alrededor de la barra a medida que avanzan las corrugas. En

el resto de casos, el modo de fallo predominante fue el arrancamiento por splitting, con

formación de fisuras en la base de los prismas y en planos longitudinales. Este fallo fue de

naturaleza frágil en los hormigones sin fibras de acero, mientras que en los hormigones

reforzados con fibras se observó comportamiento dúctil tras alcanzar la máxima tensión

de adherencia. Los autores, lo achacan a la capacidad de las fibras para transmitir

tensiones a través de las fisuras y controlar su abertura.

Los valores de tensiones de adherencia se obtuvieron asumiendo una distribución de

tensiones uniforme en la interfaz acero-hormigón. Los resultados permitieron comprobar

que la tensión máxima de adherencia era proporcional a la raíz cuadrada de la resistencia


77

a compresión del hormigón, coincidiendo con la propuesta de Eligehausen et al. (1982) y

Bažant y Şener (1988). En el caso de los hormigones NSC los autores sugieren que las

ecuaciones para la resistencia a adherencia máxima son prácticamente independientes de

la presencia o no de fibras de acero. Sin embargo, señalan que en los casos con barras de

16 y 19 mm de diámetro, las cuales favorecen el fallo por splitting, la presencia de fibras

permitía alcanzar valores ligeramente superiores de adherencia. En el caso de los

hormigones con adición de humo de sílice, en el rango de los HSC, la constante de

proporcionalidad entre adherencia y raíz cuadrada de la resistencia a compresión se

mantenía prácticamente igual que en el caso de los NSC, aunque los autores reconocen lo

limitado de la campaña que realizaron como para generalizar esta conclusión. Además, en

el caso de estos hormigones HSC, el fallo por arrancamiento se produjo por splitting y la

influencia de las fibras de acero en la adherencia fue mayor aunque no significativa.

En lo referente al valor de deslizamiento bajo adherencia máxima, su valor se

incrementaba con la presencia de fibras; el resultado más elevado fue de 0,3 mm en el

caso de un contenido de fibras de 60 kg/m3 y prácticamente 0,15 mm para un contenido

de 45 kg/m3. Los autores realizaron también un estudio de la ductilidad por observación

del comportamiento post-pico o residual. La adición de fibras disminuía la pendiente del

tramo de descenso, incrementando la ductilidad. Los autores trataron de relacionar este

comportamiento con un índice de refuerzo definido como el producto de la fracción

volumétrica de fibras por su relación de aspecto (longitud entre diámetro). Por último,

concluyeron que en el caso de los hormigones HSC con contenido de humo de sílice, se

necesitaba mayor adición de fibras de acero para mantener la ductilidad del

comportamiento de adherencia.

Soroushian et al. (1994) investigaron el comportamiento local adherente entre

barras de acero en bloques confinados de hormigón SFRC. El confinamiento se conseguía

con un armado interior del bloque de hormigón con barras longitudinales y transversales.

Se realizaron ensayos con diferentes fracciones volumétricas de fibras, fibras de distinta

relación de aspecto y geometría de fibras. Los autores realizan la siguiente descripción del

mecanismo de fallo por pull-out de la armadura: a niveles de tensión relativamente bajos


78

ya comienzan a aparecen unas fisuras inclinadas en los puntos de contacto entre el

hormigón y las corrugas de la barra; a medida que la fuerza de arrancamiento aumenta a

niveles próximos al máximo valor de la resistencia a adherencia, el hormigón en contacto

con la barra comienza a ser aplastado contra las corrugas; en cuanto se alcanza la

máxima fuerza de arrancamiento, la barra sigue deslizando y cada corruga avanza hacia

la fisura adyacente aplastando gradualmente el hormigón que encuentra a su paso. Para

que el arrancamiento sea gradual sin que se produzca un fallo por splitting es preciso que

el hormigón esté bien confinado alrededor de la barra. Los autores propusieron que la

presencia de fibras de acero en el hormigón podría mejorar el comportamiento adherente

cosiendo las fisuras que se generan en los frentes de corruga y retrasando el

aplastamiento del hormigón contra éstas. Las probetas con las que realizaron los ensayos

de pull-out se basaron en las probetas de la campaña de Eligehausen et al. (1982). La

longitud adherente fue, sin embargo, de cuatro veces el diámetro de la barra ensayada.

Los autores indican la importancia del control de esta longitud de adherencia: tiene que

ser lo suficientemente corta para que las tensiones de adherencia puedan considerarse lo

suficientemente uniformes a lo largo de la interfaz a medida que la barra sea arrancada;

pero debe ser lo suficientemente larga para reducir la dispersión de resultados. Al igual

que en Eligehausen et al. (1982), antes del hormigonado de la probeta se colocaba una

lámina de plástico de 0,15 mm de espesor en el plano de la barra longitudinal para

simular las condiciones de arrancamiento de las barras cuando se genera una fisura de

splitting en los nudos de encuentro viga pilar. Además de los ensayos de arrancamiento,

la campaña se completó con ensayos de compresión y de flexo-tracción. Los ensayos se

realizaron sobre hormigones SFRC con 0%, 0,5%, 1% y 1,5% de contenido de fibras

(fracción volumétrica) y empleando fibras con relación de aspecto de 60, 80 y 100.

También se compararon distintas geometrías (rectas, hook-end y crimped).

Las conclusiones extraídas por los autores fueron las siguientes. Con un 0,5% de

adición de fibras, la resistencia adherente se incrementa en un tercio sobre la de un

hormigón sin fibras. Mayores proporciones de fibras, sin embargo, no parecen producir un

mayor aumento en la resistencia adherente por encima de aquél. El deslizamiento (slip)


79

bajo la tensión adherente máxima se reduce en presencia de fibras. La relación de

aspecto no pareció influir en la resistencia adherente; sin embargo, sí se observó que a

mayor relación de aspecto, era mayor el slip bajo tensión adherente máxima. Estas

conclusiones eran aplicables a los tres tipos de geometría ensayados, lo que hacía pensar

que la geometría de fibra no era un parámetro significativo.

En la Monografía M-2 de ACHE (2000) se trata también el fenómeno de

adherencia en hormigones reforzados con fibras de acero y se recogen las siguientes

observaciones:

Las fibras de acero confinan el hormigón y son capaces de incrementar la

adherencia inicial y controlar la propagación de las fisuras (Swamy (1986),

Soroushian (1990)).

La calidad de la adherencia a una matriz de hormigón fibro-reforzado tiene

menor degradación de la adherencia residual tras alcanzar la adherencia

máxima, lo que se traduce en una mayor resistencia residual y mayor capacidad

de absorción de energía (Sorosuhian (1990), Hota (1997)).

Las fibras tienen mayor influencia en la mejora de adherencia en el caso de

anclaje de barras corrugadas, en los se generan mayores tensiones de tracción

acimutales por el efecto de acuñamiento contra las corrugas (Lorentsen (1985)).

Asimismo, las fibras tienen mayor influencia en la adherencia cuanto mayor sea

la capacidad adherente del hormigón de control exento de fibras, cuanto mayor

sea el contenido de fibras y cuanto más avanzada sea la edad del hormigón. En

el caso de la edad se señalan dos motivos: en primer lugar, porque a mayor

edad es mayor el progreso de la hidratación del cemento y se mejora la calidad

del anclaje de la fibra a la matriz de hormigón; en segundo lugar, porque las

fibras pueden controlar el efecto nocivo de la retracción del hormigón (Giménez

(1987)).

Hamad et al. (2001) estudiaron la influencia del contenido de fibras y del diámetro

de los redondos en el fenómeno de adherencia a escala real, fabricando y ensayando vigas


80

de HSC fibro-reforzadas. El motivo de su estudio era el hecho de que el comité 408 del

American Concrete Institute estaba en aquel momento trabajando en lo que sería el

informe ACI 408R-03, con la idea de prescribir una cuantía mínima de armado

transversal para asegurar el anclaje de armaduras en hormigones HSC; la idea de Hamad

et al. era investigar si la adición de fibras de refuerzo podría permitir una sustitución

parcial de esta cuantía transversal mínima. Entre los antecedentes de la investigación se

citan, entre otros, el trabajo de Ezeldin y Balaguru (1989) comentado anteriormente y el

de Harajli y Salloukh (1997). En este último trabajo, se llevaron a cabo ensayos de vigas

a escala real de hormigón NSC, con armaduras longitudinales de los diámetros nominales

16, 20 y 25 mm y con contenidos de fibras, tanto de acero como de polipropileno, en

dosificaciones de 0,45%, 0,60%, 1,2% y 2% en volumen (entre 35 y 157 kg/m3); las vigas

estaban diseñadas para ser ensayadas a flexión positiva y sin refuerzo transversal en la

zona de anclaje de la armadura longitudinal, obligando a que el modo de fallo fuera de

anclaje con splitting; los resultados fueron positivos, en el sentido de que incluso bajos

contenidos de fibras lograban incrementar la ductilidad, así como que en el caso más

extremo del 2% de contenido de fibras de acero, la adherencia máxima podía

incrementarse en un 55% respecto del hormigón exento de fibras. La campaña llevada a

cabo por Hamad et al. (2001) se basó en cierta medida en la de Harajli y Salloukh

(1997): se fabricaron 12 vigas, con hormigones de resistencias a compresión de entre 60,3

MPa y 77,6 MPa, con armaduras longitudinales en tracción de diámetros de 20, 25 y 32

mm, con contenidos de fibras de 0,5%, 1% y 2% (además de las vigas de control exentas

de fibras). Se trataba igualmente de vigas exentas de refuerzo transversal en la zona de

anclaje de las armaduras transversales, por lo que el objetivo era estudiar si las fibras de

acero eran efectivas a la hora de evitar o, al menos, controlar el fallo frágil por splitting.

Las vigas eran de sección transversal de 24 cm de ancho y 30,5 cm de canto, con luz de

1,80 m entre apoyos y sometidas a un ensayo de flexión en cuatro puntos; la zona de

momento constante era el tercio central de la luz entre apoyos. Las barras longitudinales

no atravesaban ese tercio central, sino que eran interrumpidas y enlazadas por solape en

dicha zona. A medida que incrementaba la carga, iban a apareciendo las fisuras de

flexión de forma aleatoria en todas las vigas; si bien la cantidad de fisuras era mayor en


81

los hormigones fibro-reforzados que en los exentos de fibras. En el caso de las vigas sin

fibras, el fallo se produjo de forma inmediata a la aparición de las fisuras de splitting en

la base de la viga y en la zona inferior de las caras laterales; fue un colapso súbito y

sonoro. En el caso de las vigas con fibras, el fallo fue también por splitting, pero de

naturaleza más dúctil; es decir, las fisuras longitudinales de splitting aparecieron

exactamente bajo las posiciones de solape de armaduras y para valores de la carga última

de entre el 65% y el 90% (es decir, que el colapso no ocurrió de forma inmediata a la

aparición de dichas fisuras, sino que las vigas pudieron seguir absorbiendo carga). Tras

alcanzar la máxima carga, no se produjo un colapso súbito, sino que se realizó un proceso

de descarga con un notable incremento de la flecha, especialmente con los contenidos de

fibras de 1% y 2%. Además de la exposición detallada y comentario de los resultados

obtenidos, una de las conclusiones finales Hamad et al. (2001) fue que los incrementos en

la adherencia frente a splitting que obtuvieron en su campaña fueron notablemente más

optimistas que lo que permitían anticipar los antecedentes existentes al respecto, lo cual

lo atribuyen al hecho de que dichos antecedentes se refieren en su mayor parte a ensayos

de pull-out en probetas cortas o con cortas longitudes de adherencia, en los que se

subestima sensiblemente la capacidad de adherencia para situaciones a mayor escala.

J. Cairns y R. Eligehausen intervinieron en la redacción de las prescripciones

relativas a la adherencia acero-hormigón recogidas por el Código Modelo 2010. Desde el

punto de vista de los Estados Límite de Servicio, la adherencia afecta especialmente a la

separación y abertura de las fisuras, así como a la curvatura y el desarrollo del fenómeno

de tenso-rigidez (tension-stiffening). En el caso de los Estados Límite Últimos, la

capacidad adherente es clave en la resistencia de los anclajes y solapes en las

disposiciones de armado de nudos y en la capacidad de rotación de las secciones críticas.

En el caso de las secciones fisuradas, las tensiones de tracción a través de la fisura son

transmitidas por la armadura de refuerzo; ello lleva aparejado que los desplazamientos

relativos del acero (us) y del hormigón (uc) entre dos fisuras consecutivas o bien a lo largo

de una longitud de transferencia, sean distintos. Esa diferencia es el deslizamiento

relativo o slip (s = us – uc). Y como consecuencia de ese desplazamiento relativo, se


82

producen tensiones rasantes de adherencia en la interfaz de contacto entre la barra y el

hormigón. El comportamiento de la adherencia frente al deslizamiento relativo acero-

hormigón depende fundamentalmente de los siguientes factores: el deslizamiento relativo,

la resistencia a compresión del hormigón y la posición y orientación de la barra durante

el hormigonado. Cairns y Eligehausen proponen en el Código Modelo 2010 una ley para

la adherencia local frente al deslizamiento relativo local (ver Fig. 2.11), entendiendo que

se trata de una formulación con alcance de media estadística para un amplio rango de

situaciones.

Fig. 2.11 Ejemplo de la ley de adherencia local, particularizada a un hormigón de 25 MPa de resistencia a

compresión, según el Código Modelo 2010 (elaboración propia).

Esta ley local b s se recoge en la ecuación (2.1) y se puede considerar válida para

longitudes de adherencia cortas, en la línea de lo propuesto por Windisch (1985) y

Mazzarolo et al. (2012) y con recubrimientos de, al menos, 5 veces el diámetro de la

barra anclada:

0

4

8

12

16

0 2 4 6 8

Tens

ión

loca

l de

adhe

renc

ia [M

Pa]

Deslizamiento relativo (slip) [mm]

Buenas condiciones adherentes Otras condiciones de adherencia


83

, 11

, 1 2

2, , , 2 3

3 2

, 3

si 0

si

si

si

b máx

b máxb

b máx b máx b f

b f

s s ss

s s sss s

s s ss s

s s

(2.1)

donde:

,b máx es la máxima tensión de adherencia, asumiendo una distribución cuasi-

uniforme a lo largo de la longitud adherente. El Código Modelo 2010 propone

que esta máxima adherencia es proporcional a la raíz cuadrada de la resistencia

a compresión fc del hormigón ( ,b máx b ck f , siendo bk = 2,5 para condiciones

buenas de adherencia y bk = 1,25 para cualquier otra situación). Esta

propuesta es consistente con Eligehausen et al. (1982), Chapman y Shah (1987)

y Bažant y Şener (1988). En el informe ACI 408R-03 se estudiaron distintas

posibilidades de ajuste de este parámetro basándose en estudios publicados por

diferentes investigadores y concluyeron que el mejor ajuste se obtiene con la

raíz cuarta de la resistencia a compresión. Aslani y Nejadi (2012) proponen

aplicar a dicha resistencia el exponente 0,23 en el caso de la adherencia de

barras lisas y un exponente 0,55 en el caso de barras corrugadas.

,b f es la adherencia residual para aquellas situaciones en las que puede

movilizarse el fallo por arrancamiento o pull-out antes que el fallo por splitting.

Para esta tensión se propone un valor igual al 40% de ,b máx .

Para el exponente de la primera rama de la curva de adherencia local el

Código Modelo 2010 propone un valor de 0,4.

Para la distancia 1s se propone el valor 1 mm con condiciones de buena

adherencia o bien 1,8 mm en cualquier otra condición.

Para la distancia 2s se propone el valor 2 mm con condiciones de buena

adherencia o bien 3,6 mm en cualquier otra condición.


84

Y, finalmente, para la distancia 3s se propone adoptar la separación libre entre

dos corrugas consecutivas.

El Código Modelo 2010 también incluye expresiones para estimar el

comportamiento adherente cuando se produce el fallo por splitting. Asimismo, también

incluye factores modificadores para aquellas situaciones en las que la barra anclada está

trabajando a tensiones superiores al límite elástico o aquellas en las que existe un estado

tensional de confinamiento.

Del estado del arte expuesto en su tesis doctoral, García Taengua (2013) se recogen

a continuación, una serie de aspectos importantes a la hora de comprender la adherencia

acero-hormigón. Basándose en Gambarova (2012) y otras fuentes propone una lista de

factores que afectan a este fenómeno, algunos de los cuales ya han sido comentados más

arriba, con la contribución de Cairns y Eligehausen al Código Modelo 2010:

Características estructurales:

o El recubrimiento de la barra.

o Presencia y cuantía del armado transversal.

o Situaciones que produzcan confinamiento.

o Longitud de anclaje o transferencia.

o Separación entre las barras.

o Posición de las barras durante el hormigonado.

Propiedades de la armadura:

o Diámetro de la barra.

o Límite elástico del acero (tensión y alargamiento).

o Superficie de la barra, posibles tratamientos superficiales.

o Altura y separación entre corrugas.

Propiedades del hormigón:

o Resistencia a compresión.

o Tipo de árido y dosificación del mismo; uso de áridos ligeros.

o Resistencia a tracción del hormigón.


85

o Docilidad del hormigón y uso de aditivos que la afecten.

o Empleo de aditivos minerales.

o Empleo de fibras de refuerzo.

o Método de compactación y/o vibrado.

En lo referente a los modos de fallo asociados a la adherencia acero-hormigón,

García Taengua (2013) distingue los dos principales: fractura o splitting y arrancamiento

o pull-out. Si el recubrimiento de la barra y/o el confinamiento atribuible a la armadura

transversal no son suficientes, las fisuras transversales que se generan en la interfaz del

acero y el hormigón pueden propagarse fácilmente hacia la superficie del elemento

estructural; en el caso de que no exista un refuerzo transversal o si éste fuera insuficiente,

se produce una fractura radial (según un plano paralelo a la barra) y una súbita

desaparición de la capacidad de transmisión de fuerza por adherencia. Si la armadura

transversal tuviera capacidad suficiente para controlar esa fractura, entonces se

produciría una caída de la capacidad adherente pero se mantendría un valor residual de

la misma. El fallo por splitting puede ocurrir con valores bajos de recubrimiento; según

Cairns y Jones (1995), entre 2,5 y 3 veces el diámetro nominal del redondo. El fallo por

pull-out se puede desarrollar si existe un recubrimiento y/o confinamiento adecuado del

hormigón que rodea a la barra. Bažant y Şener (1988) explican que, a medida que crece

la fuerza que solicita la barra, el hormigón es aplastado contra las corrugas; fruto de ese

aplastamiento, una corona de hormigón queda atrapada entre las corrugas y la superficie

de fricción pasa a ser de hormigón contra hormigón; ese rozamiento se propaga corruga a

corruga desde el extremo más solicitado; una vez que el rozamiento ha progresado a lo

largo de todas las corrugas en la longitud embebida, queda una adherencia residual que

se debe únicamente a ese mecanismo de rozamiento. La evolución completa del

comportamiento adherencia frente a deslizamiento durante el arrancamiento ha sido

estudiado y descrito por numerosos autores (e.g., Gambarova et al. (1989), Bažant et al.

(1995) y Auer y Stempniewski (2012)). Basándose en estas fuentes, García Taengua

(2013) describe el proceso en las siguientes fases (ver Fig. 2.12):


86

Primera fase, que corresponde con niveles de carga que originan tensiones de

adherencia inferiores a la resistencia a tracción del hormigón, no superiores al

80%. Corresponde a deslizamientos muy bajos y la adherencia se garantiza

gracias, por un lado, al contacto o rozamiento entre el acero y la matriz

cementicia y, por otro lado, a la adhesión debida a las fuerzas de enlace

químico. Los deslizamientos relativos son tan bajos que la hipótesis de

adherencia perfecta entre acero y hormigón es válida.

Segunda fase, que corresponde un segundo tramo de la primera rama de carga

de la ley local hasta tensiones de adherencia en el entorno entre el 75% y 85%

de la adherencia máxima. La carga que soporta la barra genera tensiones de

adherencia entre 0,7 y 1,5 veces la resistencia a tracción del hormigón. En la

punta de las corrugas se generan microfisuras transversales, según superficies

cónicas con eje teórico en la propia barra. Se ha superado la capacidad

atribuible a la cohesión o rozamiento y comienza a producirse un deslizamiento

relativo entre barra y hormigón, por lo que ya no es estrictamente válida la

hipótesis de igualdad de deformaciones unitarias.

Tercera fase, que corresponde a último tramo de la primera rama de carga, la

meseta de adherencia máxima y el comienzo de la rama de descarga. La carga

que soporta la barra equivaldría a una adherencia de hasta 3 veces la

resistencia a tracción del hormigón. El hormigón se aplasta contra las corrugas,

queda acuñado entre dos corrugas consecutivas y se comienza a producir una

fisuración longitudinal debido a las tensiones de tracción acimutales (tensile

hoop stresses). Las microfisuras transversales de la segunda fase se propagan y

se van abriendo. Existe un apreciable deslizamiento entre la barra de acero y el

hormigón, del orden de pocos milímetros.


87

Fig. 2.12 Fases del proceso de arrancamiento o pull-out de barras ancladas en hormigón; la ley de

comportamiento se representa en un sistema de ejes coordenados con el deslizamiento relativo () en el eje de abscisas y la tensión adherente media () en el eje de ordenadas (tomada de García Taengua (2013) y, a

su vez, adaptada de Auer y Stempniewski (2012)).

Cuarta fase, que corresponde al tramo final de la rama de descarga. Aún queda

una tensión adherente residual entre el 15% y el 30% de la resistencia a

tracción del hormigón, para deslizamientos de en torno a 0,3 veces el diámetro

nominal del redondo. El mecanismo adherente es similar al rozamiento de

Coulomb. El hormigón aplastado y retenido entre corrugas es arrancado junto

con la barra y roza con el hormigón que lo rodea.

En su tesis doctoral, García Taengua (2013) también resume el estado del arte en

lo referente a la adherencia de las barras de acero a hormigones reforzados con fibras de


88

acero. Como ya ha sido señalado en apartados anteriores, la adición de fibras de acero al

hormigón incrementa su resistencia a tracción así como su ductilidad o capacidad de

absorber energía en estados con fisuración elevada. Teóricamente y a la luz de lo

expuesto en los párrafos anteriores, estos dos factores deberían tener un efecto favorable

en la adherencia acero-hormigón. Justamente esta fue una de las conclusiones de las

campañas de Ezeldin y Balaguru (1989) y Hamad et al. (2001) que han sido comentadas

anteriormente. Esta conclusión también es corroborada en los estudios de Harajli (1994),

Harajli et al. (1995), Harajli y Mabsout (2002), Dupont et al. (2002), Cairns y Plizzari

(2004), Holschemacher y Weisse (2004) y Harajli (2007). El efecto de las fibras de acero

no es tanto un incremento de la adherencia máxima, cuanto una mejora del

comportamiento adherente post-pico o residual en la rama de descarga, incrementando la

ductilidad, entendida como equivalente a la energía absorbida (el área encerrada bajo la

curva de adherencia frente a deslizamiento). Holschemacher y Weisse (2004) indican que

este incremento de ductilidad es apreciable incluso con bajos contenidos de fibra. Las

fibras de acero también pueden lograr que el modo de fallo de adherencia por splitting

que se produciría en un hormigón exento de fibras, cambie a un fallo más dúctil,

semejante al de pull-out, en forma similar a como ocurrió en la campaña experimental de

Ezeldin y Balaguru (1989). Sin embargo, existen algunos autores, como es el caso de

Dancygier et al. (2010), sostienen que la adición de fibras de acero no sólo no mejora la

adherencia sino que incluso puede ser perjudicial. La razón sería que las fibras,

especialmente en dosificaciones elevadas, comprometen la docilidad del hormigón fresco y

empeoran las condiciones de compactación alrededor de las armaduras. Un estudio

posterior de Dancygier y Katz (2012) concluye que en el caso de hormigones de

resistencia convencional (28 MPa en su campaña) la adición de fibras es perjudicial desde

el punto de vista de la adherencia o, en el mejor de los casos, no tiene una influencia

clara; mientras que en el caso de hormigones de alta resistencia (84 MPa en dicha

campaña), sí que se produce un incremento de la adherencia máxima (entre un 10% y un

20% adicional). Ello está más o menos en la línea de la conclusión de Ezeldin y Balaguru

(1989), según la cual la mejora de adherencia por inclusión de fibras de acero es más

notoria en hormigones de resistencias superiores a 40 MPa. Holschemacher y Weisse


89

(2004) razonan que el contenido de fibras de acero no deba ser tenido en cuenta a la hora

de estudiar la adherencia acero-hormigón: en el caso de los NSC, porque las fibras no

parecen ser suficientemente decisivas a no ser que se dosifiquen en contenidos elevados, lo

que conlleva comprometer la docilidad y la compactación; y en el caso de los HSC,

porque la adherencia ya es suficientemente buena incluso sin fibras. En este sentido,

García Taengua (2013) indica que las normativas y reglamentos son acordes con este

enfoque. La Instrucción EHE-08 admite que las fibras de acero pueden mejorar la

adherencia pero no concreta formulación al respecto y lo deja sujeto a investigación que

avale ese efecto beneficioso. El Eurocódigo 2 y la ACI 318-11 no recogen nada al

respecto. El informe ACI 408R-03 reconoce que la formulación que recoge ACI 318-11

para el fenómeno de adherencia está basada en resultados de fallo por splitting por lo

que, teóricamente, la presencia de fibras de acero debería tener un efecto favorable, pero

no es cuantificado. En este estado del arte, García Taengua (2013) también se refiere a la

influencia del contenido de fibras de acero; en la mayoría de casos, los ensayos

experimentales no han contemplado dosificaciones superiores a 60 kg/m3.

Excepcionalmente, Hamad et al. (2001) llegaron a 157 kg/m3 (2% en volumen), lo mismo

que antes habían hecho Harajli y Salloukh (1997), logrando una mejora de adherencia

máxima del 55%. Volviendo a una idea apuntada anteriormente, parece que hay consenso

en que contenidos bajos o moderados de fibra de acero apenas influyen en la adherencia

máxima, pero sí que se puede apreciar su efecto en el comportamiento residual y la

ductilidad del comportamiento adherente en el arrancamiento.

García Taengua (2013) también comenta una de las conclusiones de Bischoff et al.

(2004) que merece ser destacada: el efecto beneficioso que tienen las fibras desde el punto

de vista de la adherencia y, en el caso de vigas a escala real (como en Harajli y Salloukh

(1997) y Hamed et al. (2001)), es que las fibras son capaces de descargar parte de la

carga de tracción a soportar por las armaduras longitudinales, lo que ya produce de facto

una mejora indirecta porque la carga a transmitir por adherencia es menor.

Alnaki et al. (2013) realizaron estudios sobre la adherencia de barras de acero

corrugado en hormigones convencionales reforzados con fibras de acero. El ensayo para


90

caracterización de la adherencia fue el de pull-out, realizado sobre probetas semi-

cilíndricas de 75 mm de radio y 150 mm de directriz, con barra cilíndrica de acero

corrugado de 10 mm de diámetro nominal y longitud total de 450 mm (sobresaliendo por

ambas bases del semi-cilindro). La barra de acero se situaba paralela al eje del cilindro y

excéntrica a una distancia de 37,5 mm (de forma que el recubrimiento libre era de 35 mm

a ambos bordes en el plano de simetría del semi-cilindro). No consta que los autores

entubasen ningún extremo de la barra para delimitar la longitud adherente. Además de

las probetas semicilíndricas, se fabricaron probetas cúbicas de 150 mm de arista para

medir la resistencia a compresión. El hormigón se fabricó con una relación A/C de 0,47 y

un tamaño máximo de árido de 12,5 mm. La compactación se realizó de forma manual y

el curado se realizó por inmersión en un tanque de agua potable durante 28 días, período

al término del cual se realizaron los ensayos. Además de la amasada de control, de

hormigón sin fibras y que dio una resistencia a compresión 23,5 MPa, se fabricaron 9

amasadas más con tres tipos distintos de fibras con relaciones de aspecto de 30, 60 y 90 y

tres dosificaciones distintas, del 1%, 2% y 2,5% en volumen. Las fibras de acero

ensayadas fueron todas del tipo hook-end con diámetro de 0,5 mm aunque con longitudes

distintas. En general, a mayor relación de aspecto y mayor volumen de fibras se midieron

mayores resistencias a compresión: por ejemplo, 1% de fibras con relación de aspecto 30

dieron una resistencia a compresión media de 28,1 MPa; mientras que 2,5% de fibras con

relación de aspecto 90 dieron una resistencia de 31,3 MPa. En lo referente a la

adherencia, la amasada de control dio una resistencia de 2,79 MPa. La adición de fibras

de acero con una relación de aspecto de 30 mejoró la adherencia entre un 23% (1% de

fibras) y un 75% (2,5% de fibras). En el caso de relación de aspecto 60, la mejora en ese

mismo intervalo de dosificaciones estuvo entre el 28% y el 120%. Y en el caso de las

fibras con relación de aspecto 90, la mejora estuvo entre el 34% y el 149%. Para un

mismo volumen de fibras, el incremento en la relación de aspecto beneficiaba la

adherencia: por ejemplo, para un 2% de fibras, la resistencia se incrementaba entre el

53% (relación de aspecto 30) y un 96% (relación de aspecto 90). Ninguna probeta falló

por splitting y en todas se desarrolló el fallo por arrancamiento. Basándose en esta

campaña de ensayos, los autores propusieron una ley empírica para la resistencia a


91

adherencia que tenía en cuenta el porcentaje de fibras en volumen y la relación de

aspecto de las fibras. El mejor comportamiento de las fibras con mayor relación de

aspecto se explicó por su mayor adherencia a la matriz de hormigón y su mejor

capacidad para transmitir fuerzas de tracción a través de las fisuras que se generen. Por

otro lado, una importante conclusión que se extrajo de esta campaña fue que el

incremento en la dosificación de fibras o en su relación de aspecto, afectó a la resistencia

a la adherencia de forma sensiblemente más notoria que a la resistencia a compresión.

Hameed et al. (2013) llevaron a cabo un estudio experimental para evaluar las

mejoras en la adherencia de barras corrugadas de acero en el hormigón, en distintas

condiciones de confinamiento: bien mediante el empleo de ferralla convencional o bien

mediante el empleo de fibras metálicas. El objeto de la investigación era comprobar la

posibilidad de reducir la densidad de armadura en nudos viga-pilar de estructuras

situadas en zonas sísmicas. Los autores recuerdan la importancia del confinamiento como

medida para controlar la propagación de las grietas de splitting señalada por Soroushian

et al. (1994). Como cualquier fallo de naturaleza frágil, uno de los puntos débiles de la

disipación de energía en los sucesivos ciclos de histéresis en estructuras sometidas a

cargas cíclicas es el deslizamiento de las armaduras longitudinales de las vigas en los

nudos de encuentro con los pilares. No obstante, los ensayos planteados por los autores se

centraron en un caso de carga cuasi-estático. Ensayaron dos tipos de fibras: metálicas

amorfas, con un contenido de Fe y Cr al 80% y P, C y Si al 20%, con longitud de 30 mm

y sección transversal rectangular de 1,6×0,03 mm; y fibras de acero del tipo hook-end,

con una longitud de 30 mm y relación de aspecto 60. Se fabricaron cinco tipos de

amasadas que pueden agruparse en 3 grupos:

Una primera amasada de control, sin fibras de ningún tipo. Con esta amasada

se fabricaron probetas de dos tipos distintos para los ensayos de adherencia. Un

grupo de probetas no llevaban ningún tipo de confinamiento interior y un

segundo grupo sí disponía de armadura corrugada para confinamiento. La

resistencia a compresión de esta amasada fue de 50 MPa.


92

En un segundo grupo de amasadas se encontraban los hormigones fabricados

con un solo tipo de fibras: una amasada con fibras metálicas amorfas en una

dosificación de 40 kg/m3 (aproximadamente un 0,5% en volumen); y la otra

amasada con fibras de acero hook-end, en la misma proporción en masa. La

resistencia a compresión de estas amasadas fue de 45 y 49 MPa,

respectivamente.

En el tercer grupo de amasadas, los hormigones se fabricaron con mezcla de

fibras: una amasada llevaba 20 kg/m3 de fibras amorfas más 20 kg/m3 de fibras

hook-end; y una última amasada llevaba el doble de fibras que la anterior. La

resistencia a compresión de estas amasadas fue de 44 y 42 MPa,

respectivamente.

Las probetas para ensayo de adherencia eran cúbicas de 200 mm de arista, siendo

la barra a arrancar de diámetro 12 mm y con una zona adherente de 60 mm (cinco veces

el diámetro de la barra). La velocidad de arrancamiento para el control del ensayo se fijó

en 0,0283 mm/s. Las barras se situaban alineadas y centradas con uno de los ejes

principales de las probetas. No se llegó a observar ningún fallo por splitting o

arrancamiento súbito y todos los fallos fueron del tipo pull-out. En el caso del hormigón

sin fibras, el confinamiento mejoraba la adherencia máxima en torno a un 75%. En el

caso de los hormigones reforzados con un solo tipo de fibra, las fibras de acero hook-end

no mejoraron la adherencia mientras que las metálicas amorfas sí que supusieron un

ligero incremento de la adherencia máxima pero notablemente inferior al debido al

confinamiento con barras de acero. El caso de mezcla de fibras con dosificación total de

40 kg/m3 tampoco produjo una mejora de la adherencia en comparación con el hormigón

sin fibras. Sin embargo, el caso de 80 kg/m3 de contenido de mezcla de fibras produjo

una mejora de la adherencia incluso ligeramente superior a la del confinamiento con

armado convencional. Además de estos resultados, los autores señalan entre sus

conclusiones que las fibras metálicas amorfas tienen mejor capacidad de control de la

microfisuración del hormigón que las fibras de acero tipo hook-end, las cuales no parece

que introduzcan ninguna ventaja al respecto en comparación con hormigón sin fibras.


93

2.3.2 La adherencia acero-hormigón a altas temperaturas

Uno de los primeros estudios sobre la adherencia entre acero y hormigón a alta

temperatura fue el de Milovanov y Salmanov (1954), quienes realizaron ensayos de pull-

out en barras lisas y barras corrugadas de 20 mm de diámetro nominal ancladas en

probetas prismáticas de hormigón de 140×140×300 mm. Las temperaturas máximas

fueron 100 °C, 250 °C, 350 °C y 450 °C y los ensayos se realizaron tras el enfriamiento,

midiendo los deslizamientos entre barra y hormigón tanto en el extremo cargado como en

el no cargado. Las adherencias residuales para las temperaturas indicadas anteriormente

fueron del 70%, 30%, 15% y 0% respecto de temperatura ambiente en el caso de las

barras lisas, y del 100%, 100%, 95% y 70% en el caso de las barras corrugadas. También

se realizaron ensayos a alta temperatura (250 °C) antes del enfriamiento, constatándose

que la adherencia residual tras enfriamiento era inferior a la medida a alta temperatura.

Otro de los primeros estudios sobre la adherencia a altas temperaturas fue el

presentado por Kasami et al. (1975), el cual estaba orientado a la evaluación del

fenómeno para exposiciones prolongadas a temperaturas elevadas y con áridos no

convencionales como los empleados en las estructuras de reactores nucleares. La

adherencia se midió mediante ensayos de pull-out en barras lisas ancladas en probetas de

hormigones fabricados con distintos tipos de áridos, incluyendo silíceos, andesita,

serpentina y basalto. A los 90 días de edad, las probetas se calentaban hasta la

temperatura de 300 °C, la cual se mantenía durante otros 90 días, al término de los

cuales se enfriaban de forma natural hasta temperatura ambiente antes de someterlas al

ensayo de pull-out. Se adoptó como adherencia residual la correspondiente a un

deslizamiento relativo de 0,025 mm en el extremo no cargado de las barras y la

conclusión extraída fue que la adherencia residual se situaba en torno al 50% de la

original a temperatura ambiente.

Reichel (1978) estudió la adherencia en barras lisas y corrugadas de 14 mm de

diámetro nominal, ancladas en prismas de 150×150×450 mm, con una longitud adherida

de 300 mm. Se trataba de hormigón NSC fabricado con cemento Pórtland sin adiciones y


94

con árido mezcla de canto de río y machaqueo de granito. El calentamiento se realizó

conforme a una curva de incendio normalizada y los ensayos se llevaron a cabo tras un

enfriamiento de 24 h. El análisis de resultados llevó a la conclusión de que la pérdida de

adherencia era proporcional a la temperatura máxima de exposición; en el caso de los 600

°C, las adherencias residuales fueron del 30% y del 70% para barras lisas y corrugadas,

respectivamente.

Diederichs y Schneider (1981) planificaron una campaña experimental para estudio

de adherencia en hormigón NSC elaborado con cemento Pórtland y áridos silíceos, en el

rango de 20 °C hasta 800 °C y ensayando tres tipos distintos de barras de acero: barras

de acero corrugadas, barras de acero lisas y alambres de acero para pretensado. Las

probetas fabricadas se trataron de ajustar a las recomendaciones de RILEM/CEB/FIP

(1970) aunque en vez de geometría cúbica o prismática, la geometría que se adoptó fue

cilíndrica para conseguir una difusión del calor lo más uniformemente posible durante la

exposición a alta temperatura, consiguiendo con ello unos gradientes térmicos y una

degradación por exposición a alta temperatura más uniformes. Por otro lado, sí que

mantuvieron las recomendaciones sobre el tamaño (diez veces el diámetro de la barra

anclada) y sobre la longitud de la zona adherida (cinco veces el diámetro de la barra

anclada). Además, la velocidad de calentamiento se ajustó a 1 °C/min (sensiblemente

más lenta que la curva de incendio recogida habitualmente en las normativas) para

conseguir unas condiciones de calentamiento cuasi-isotermas en el interior de la probeta,

reduciendo los gradientes internos al máximo posible. Las barras ancladas se dispusieron

alineadas con el eje de la probeta cilíndrica, entubadas en ambos extremos superior e

inferior para limitar la zona de adherencia al núcleo de la probeta; la barra anclada se

situó de forma paralela a la dirección de hormigonado. Las probetas se curaron

sumergidas en agua durante 7 días y, posteriormente, se mantuvieron a temperatura de

20 °C y humedad relativa del 65% hasta la edad de ensayo. Se fabricaron además

probetas cúbicas para determinar la resistencia a compresión de los hormigones

fabricados, la cual estuvo en el rango de 48 a 60,9 MPa a 28 días y en el rango de 50,7 a

63,9 MPa a las edades de ensayo a temperatura (entre 150 y 600 días).


95

La instalación de calentamiento era un horno eléctrico colocado en combinación con

la prensa de ensayo, que permitía realizar los ensayos de arrancamiento a altas

temperaturas; se dispusieron aislamiento de roca y dilatómetros, asegurando la medida

del deslizamiento en el extremo no cargado de la barra y que la medida de fuerza fuera lo

más precisa posible (hasta 200 kN a 800 °C). Esta disposición permitía realizar dos tipos

diferentes de ensayos. En primer lugar, ensayos de pull-out a temperatura constante, para

lo cual se colocaba la probeta sin carga en el horno-prensa, calentándola hasta la

temperatura máxima de ensayo que se mantenía constante durante tres horas una vez

alcanzada; a continuación se realizaba el ensayo de deslizamiento, con control por fuerza

(1 kN/s). En segundo lugar, ensayos de pull-out a temperatura variable, para lo cual se

colocaba la probeta en el horno-prensa y se la sometía a cierto nivel de carga (y tensión

de adherencia) a temperatura ambiente; a continuación se procedía al calentamiento

hasta que se produjera el fallo de adherencia, en el momento en el que el ratio de

deslizamiento tendiera asintóticamente hacia infinito.

En el caso de la resistencia a adherencia a temperatura constante de exposición, las

barras que peor se comportaron fueron las barras lisas de acero que, a 400 °C mantenían

entre un 20% y un 50% de la capacidad adherente a temperatura ambiente (los valores

corresponden a barras lisas con distintos grados de rugosidad superficial); a 600 °C la

resistencia a adherencia era menos del 5% de la de temperatura ambiente. En el caso de

los alambres para pretensado, a 400 °C la resistencia a adherencia era de en torno al 80%

de la inicial, en forma similar a como ocurría con las barras corrugadas cuya adherencia

era ligeramente superior; a 600 °C las barras corrugadas mantenían en torno a un 30% de

la capacidad adherente inicial y los alambres retenían un 20%. Y a 700 °C, las barras

corrugadas se seguían manteniendo próximas al 30% mientras que los alambres caían al

10%. Los resultados de los ensayos a temperatura variable pueden resumirse de la

siguiente forma: en el caso de barras sometidas a una tensión de adherencia inicial a

temperatura ambiente del 30% de su capacidad máxima, las barras corrugadas presentan

una temperatura crítica de 500 °C y la de las barras lisas con rugosidad alta tienen una

temperatura crítica de 350 °C.


96

Uno de los estudios más completos llevados a cabo fue el de Morley y Royles (1983)

quienes planificaron una campaña experimental para estudio de la resistencia a

compresión, tracción y adherencia en hormigón NSC fabricado con cemento Pórtland sin

adiciones hasta temperaturas de 750 °C. Los ensayos de adherencia por pull-out se

realizaron sobre probetas cilíndricas de 300 mm de altura y distintos diámetros, en las

que se alojaban barras corrugadas de 16 mm de diámetro nominal adheridas una longitud

de 32 mm en la parte central del eje de la probeta. Esta relación tan baja de longitud

adherente frente al diámetro nominal se eligió a fin de que el ensayo pudiese simular lo

más certeramente posible la ley de adherencia local y se estimó que la relación 2 a 1 no

era lo suficientemente pequeña para que afectase el tamaño de árido a los resultados (19

mm de tamaño máximo). Una vez arrancadas las barras de acero, la probeta cilíndrica

resultante se ensayó a hendimiento para determinar la resistencia a tracción (ensayo

brasileño). La resistencia a compresión se midió en probetas cúbicas de 100 mm de arista.

El hormigón ensayado resultó de una resistencia a compresión de 35 MPa medida en

probetas cúbicas tras un curado de 3 meses de duración e un ambiente con humedad

relativa del 60%. La velocidad de calentamiento fue de 2 °C/min hasta la temperatura

requerida en cada escalón, la cual se mantuvo constante una vez alcanzada durante una

hora. La velocidad de calentamiento se estimó que conseguía un calentamiento

homogéneo de las probetas, atenuando los gradientes térmicos. Se realizaron cuatro tipos

distintos de ensayos:

Ensayo con pre-carga hasta 3,70 MPa de adherencia media, calentamiento

hasta temperatura máxima de ensayo, saturación térmica durante una hora y

ensayo hasta rotura a dicha temperatura.

Ensayo con pre-carga hasta 3,70 MPa, calentamiento y saturación térmica,

enfriamiento natural de 24 h y ensayo de adherencia residual.

Ensayos sin pre-carga realizados a alta temperatura tras calentamiento y

saturación térmica.

Ensayos sin pre-carga realizados tras el enfriamiento natural de 24 h.


97

La velocidad de carga en el ensayo de adherencia se ajustó a 3 MPa por minuto de

tensión adherente. Otra variable estudiada en la campaña fue el recubrimiento de la

barra, parámetro para el cual se midieron los siguientes valores: 25, 32, 46 y 55 mm.

Estos recubrimientos se consiguieron con los distintos diámetros de probetas cilíndricas

citados más arriba, de entre 66 mm y 126 mm. En los cuatro tipos de ensayos descritos

se ensayó el recubrimiento de 55 mm; los otros tres recubrimientos sólo se midieron en el

segundo tipo de ensayo. En la Fig. 2.13 se recogen los resultados de esta campaña. En el

caso de la resistencia a tracción hay dos curvas, según las probetas ensayadas a

hendimiento contenían originalmente barras lisas o barras corrugadas.

Fig. 2.13 Resistencia a compresión, adherencia y tracción (tomada de Morley y Royles (1983)).

En la Tabla 2.1 se muestran los resultados de la campaña, expresados como

porcentaje de resistencia a alta temperatura respecto del valor a temperatura ambiente;

los porcentajes indicados son los tabulados por Bažant y Kaplan (1996) en su

interpretación de los resultados de la campaña de Morley y Royles (1983). En el caso de

la adherencia, se recoge el valor medio de los cuatro ensayos indicados y para un

recubrimiento de 55 mm. En el caso de los 750 °C, la adherencia respecto de la ambiente


98

fue del 40% ensayada a alta temperatura frente al 20% de valor residual tras

enfriamiento. Para valores inferiores de recubrimiento, la adherencia a alta temperatura

sufría mayor deterioro.

Tabla 2.1 Porcentaje de resistencia a alta temperatura respecto del valor a temperatura ambiente en la campaña de Morley y Royles (1983), adaptado de Bažant y Kaplan (1996).

Temperatura máxima de ensayo Compresión Tracción Adherencia

100 °C 80% 90% 80%

300 °C 90% 75% 90%

400 °C 80% 55% 75%

550 °C 60% 30% 45%

750 °C 20% 15% 30%

En la Fig. 2.14 se recogen los comportamientos adherencia-deslizamiento del

segundo grupo de ensayos, con pre-carga de 3,70 MPa de tensión adherente, durante el

calentamiento y enfriamiento, previos al ensayo de pull-out.

Fig. 2.14 Ley de adherencia-deslizamiento en los ensayos con pre-carga de 3,7 MPa durante el calentamiento

y enfriamiento, para probetas con 55 mm de recubrimiento nominal (tomada de Morley y Royles (1983)).


99

Morley y Royles llaman la atención sobre la zona inicial de rigidez frente al

deslizamiento que se observa en la ampliación de la zona A en los casos de temperaturas

moderadamente elevadas hasta los 450 °C, que se atribuye a la resistencia a compresión

del hormigón contra el avance de las corrugas en el arrancamiento. Para temperaturas

elevadas (600-750 °C) los autores sugieren que la resistencia a compresión del hormigón

ha sufrido tal deterioro que ya no es capaz de oponer apenas oposición al avance de las

corrugas, motivo por el cual, las curvas son más tendidas.

En el caso la influencia del recubrimiento, con los valores más bajos de los

ensayados (25 y 32 mm) la resistencia a adherencia fue inferior al 50% de la medida con

55 mm. La explicación es que el bajo espesor de la corona de recubrimiento no es capaz

de compensar las tensiones de fallo por splitting, fenómeno que aún es más sensible a

temperaturas elevadas, de forma que no fue posible superar los 400-600 °C con estos

niveles de recubrimiento. La campaña de Morley y Royles (1983) se complementó con

ensayos de adherencia en barras lisas y con ensayos de adherencia tras 20 ciclos de carga

entre los valores correspondientes a 1 MPa y 3,70 MPa de adherencia media, realizados

tras un proceso de calentamiento con pre-carga y enfriamiento de 24 h. A temperaturas

superiores a los 700 °C, la influencia de los ciclos de carga producía una reducción

adicional de adherencia de entre el 5% y el 10%. Una de las conclusiones más destacadas

de esta campaña de ensayos es la de la similitud en la forma de las curvas de evolución

de la compresión y de la adherencia de barras corrugadas con la temperatura (ver la Fig.

2.13) en las que entre los 100 °C y los 300 °C hay una ganancia en ambas propiedades, al

contrario de lo que ocurre con la resistencia a tracción, cuya caída es progresiva sin

recuperaciones. Los autores sugieren que esta similitud puede deberse a que el fallo por

arrancamiento en el caso de barras corrugadas moviliza la resistencia a compresión del

hormigón en contacto con las corrugas de la barra.

Ahmed et al. (1992) llevaron a cabo una campaña centrada en la evolución a altas

temperaturas tanto de la resistencia a compresión como de la adherencia. Se prepararon

dos amasadas de hormigón NSC, con distintas proporciones de cemento Pórtland sin

adiciones y con áridos calizos; la relación A/C fue de 0,65. No indican qué resistencia


100

lograron a temperatura ambiente en ninguna de las amasadas. Las variables objeto de

estudio fueron la edad de ensayo (7 y 35 días), la temperatura de exposición (100, 150,

200, 400 y 600 °C), la duración de la meseta de exposición (30, 60, 90 y 120 minutos) y el

tipo de enfriamiento (natural por convección al aire o rápido por inmersión en agua). Las

probetas para ensayos de resistencia a compresión fueron cúbicas de 15 cm de arista,

mientras que las probetas para ensayos de adherencia por pull-out fueron prismas de

15×15×20 cm con barra corrugada de acero de 12 mm de diámetro nominal, adherida en

una longitud de 150 mm. En el caso de la resistencia a compresión, describen un primer

mecanismo de deterioro brusco a 150 °C que explican por la eliminación del agua libre

retenida en el hormigón a temperatura ambiente, lo que produce una retracción

importante que se opone a la dilatación del árido y produce tensiones térmicas por

incompatibilidad de deformaciones. En el caso de las probetas cúbicas de 35 días de edad,

calentadas hasta 600 °C y sometidas a esta temperatura durante 90 minutos, se produjo

fallo por spalling explosivo, pero no lo achacan a la presión de vapor de agua fruto de

reacciones de deshidratación, sino que lo atribuyen a la expulsión de gas CO2 en la

descarbonatación del carbonato cálcico, que queda atrapado en los poros de la

microestructura y genera elevados incrementos de presión; este fenómeno no se produjo

en las probetas de 7 días de edad. Desde el punto de vista de la edad del hormigón en el

momento de ensayo a altas temperaturas, las resistencias residuales de las probetas de 35

días fue apreciablemente menor que la de las probetas más jóvenes de 7 días de edad,

especialmente a altas temperaturas; este hecho es debido a que la hidratación del

cemento es más completa cuanto más edad tenga el hormigón y los procesos de

degradación a alta temperatura son más severos cuanto más completa haya llegado a ser

la hidratación a temperatura ambiente. La influencia del tiempo de exposición a máxima

temperatura afectaba a la resistencia residual a compresión en los ensayos realizados a

edad temprana, en el sentido de que a mayor duración de la meseta, menor resistencia

residual; por el contrario, en el caso de los ensayos realizados a 35 días, no se apreció

diferencia significativa entre la resistencia residual de las probetas cúbicas de 15 cm de

arista sometidas a la meseta térmica de 60 minutos respecto de las sometidas a una

meseta de 90 minutos. En lo referente a la influencia del proceso de enfriamiento y,


101

contrariamente a lo reseñado por otros autores ya comentados en los presentes

antecedentes, Ahmed et al. obtuvieron menores porcentajes de resistencia residual a

compresión en las probetas ensayadas al aire que en las probetas enfriadas por inmersión

en agua; la diferencia no era muy significativa en términos cuantitativos, pero no deja de

ser un resultado curioso, que también se vio reflejado en los ensayos de adherencia

residual. La adherencia residual a 600 °C estuvo entre el 39% y el 50%, correspondiendo

el nivel más bajo a probetas de pull-out sometidas durante 2 h a la temperatura máxima

y enfriadas al aire, mientras que el valor más elevado correspondió a las probetas de

sometidas a 1 h a temperatura máxima y enfriadas al aire; las probetas enfriadas por

inmersión en agua tuvieron adherencias residuales similares independientemente del

tiempo de exposición a máxima temperatura.

En su extensa revisión del estado del arte sobre las propiedades del hormigón

sometido a altas temperaturas, Bažant y Kaplan (1996) se basan en diversos estudios

previos sobre la evolución de la adherencia acero-hormigón a altas temperaturas, entre

los que están los ya citados de Milovanov y Salmanov (1954), Reichel (1978), Diederichs

y Schneider (1981) y Morley y Royles (1983). Las conclusiones generales que recogen son

las siguientes:

El porcentaje de reducción en la adherencia en hormigón sometido a altas

temperaturas es superior a la reducción en la resistencia a compresión para una

determinada temperatura.

Aparentemente, el diámetro de las barras ensayadas no tiene una influencia

clara, ni favorable o desfavorable, en la caracterización de la adherencia a altas

temperaturas.

El tipo de árido puede influir en el deterioro de la adherencia a alta

temperatura. Por ejemplo, según Sager et al. (1980), a 600 °C la pérdida de

adherencia respecto de la original a temperatura ambiente puede ser de un 30%

o un 70%, dependiendo de si se emplean áridos calizos o silíceos,

respectivamente.


102

La adherencia residual es inferior a la adherencia medida a temperatura

elevada.

A menor recubrimiento de la armadura anclada, mayor será la reducción en la

adherencia al someter el elemento estructural a altas temperaturas.

Haddad y Shannis (2004) estudiaron el comportamiento a temperaturas elevadas de

la adherencia del acero a hormigones HSC. En su revisión del estado del arte, con

posterioridad a la campaña de Morley y Royles (1983) citan únicamente los estudios de

Katz et al. (1999) y Katz y Berman (2000), dedicados ambos al estudio de la influencia

de las altas temperaturas en la resistencia a adherencia de barras de FRP (fiber

reinforced polymer). Haddad y Shannis plantean como uno de los objetivos de su

investigación comprobar si el efecto puzolánico de algunas adiciones en la preparación de

hormigones HSC contribuye a mejorar la adherencia a temperaturas de 600 °C y 800 °C,

que entienden como las máximas que, en la práctica, puede llegar a alcanzar el material

durante un incendio. En su campaña emplearon árido grueso de caliza con un tamaño

máximo de árido de 19 mm; el cemento empleado fue Pórtland con adición de caliza y se

usó también adición de puzolana natural (37,22% de Si2O, 12,42% de Al2O3, 12,00% de

CaO y 10,17% de Fe2O3). Se prepararon cuatro amasadas con un contenido total de

conglomerante (cemento más adición) de 543 kg/m3; la diferencia entre ellas era el

contenido de puzolana natural, con las proporciones de 0%, 10%, 15% y 25% en peso

respecto del total de conglomerante; la relación A/C fue de 0,40. Además de probetas

cúbicas de 10 cm de arista, se fabricaron probetas cilíndricas para los ensayos de pull-out,

con barra de acero corrugado de 18 mm de diámetro nominal; la altura de estas probetas

fue de 15 cm y se fabricaron con dos diámetros de 82 y 100 mm. Con ello se conseguían

dos recubrimientos distintos, de 32 mm (1,8 veces el diámetro de la barra) y 41 mm (2,3

veces el diámetro de la barra). Las probetas se curaron por inmersión durante 40 días

hasta los ensayos. El calentamiento se realizó en horno eléctrico hasta las temperaturas

de 600 °C y 800 °C, las cuales se mantuvieron durante una hora una vez alcanzadas; el

enfriamiento se realizó de forma natural dentro del horno y fuera de él hasta alcanzar la

temperatura ambiente a la que se ensayaron. Los autores explican que este procedimiento


103

consigue un estado de homogeneización de temperaturas en el hormigón y lo justifican

basándose en Royles et al. (1982), en donde este proceso logra una temperatura en la

interfaz acero-hormigón aproximadamente igual al 95% de la temperatura del horno en

probetas con recubrimientos de 55 mm. El ensayo de pull-out se realizó a velocidad de

0,01 mm/s controlada en el accionador hidráulico de la mordaza que extraía la barra de

acero. Una pareja de transductores medían el deslizamiento relativo en el extremo no

cargado de barra sobresaliente en la cara opuesta de la probeta. Las resistencias a

compresión que se obtuvieron (a temperatura ambiente) fueron de entre 66,08 MPa y

73,15 MPa. Las probetas cúbicas se sometieron al mismo procedimiento de calentamiento

y enfriamiento que las de pull-out y permitieron medir las resistencias residuales a

compresión tras la exposición a altas temperaturas; por ejemplo, para el caso de 10% de

adición de puzolana natural las resistencias residuales normalizadas fueron el 60,8% a 600

°C y el 26,2% a 800 °C. En el caso de la resistencia a adherencia, las probetas fallaron

por splitting (algo esperable con los valores de recubrimiento diseñados); para el

hormigón con adición del 10% de puzolana y probetas con recubrimiento de 1,8 veces el

diámetro del redondo, las adherencias residuales normalizadas fueron el 78,3% tras

exposición a 600 °C y el 45,3% a 800 °C. Las curvas de adherencia-deslizamiento

obtenidas demostraron que la adherencia crítica (la tensión a la que comienza a haber

deslizamiento relativo) se reducía drásticamente a 600 y 800 °C (una reducción de más

del 90%); sin embargo, el máximo deslizamiento antes del fallo por splitting se

incrementaba de 4 a 10 veces respecto del valor original a temperatura ambiente. Haddad

y Shannis también estudiaron la variación de las propiedades de las barras de acero

aisladas a las temperaturas de los ensayos; no observaron alteración significativa de la

geometría de las corrugas (altura, separación, ángulo) y concluyeron que, a pesar de una

reducción del límite elástico de en torno al 13,8% tras exposición a 800 °C ello no tiene

influencia alguna en el fenómeno de adherencia, puesto que las fuerzas movilizadas en el

ensayo de pull-out a esa temperatura no se alcanzan tensiones tan elevadas. Por último,

entre las conclusiones de este trabajo, Haddad y Shannis destacan que en las probetas

con mayor recubrimiento se observaron mayores pérdidas en la adherencia máxima con la

temperatura.


104

Haddad et al. (2008) elaboraron una campaña de investigación del efecto de las

temperaturas elevadas en la adherencia del refuerzo de acero a hormigones fibro-

reforzados. Una de las variables objeto de estudio fue el tipo de fibra: fibras de acero

hook-end (0,5 mm de diámetro y relación de aspecto igual a 60), fibras de alambre de

acero recubiertas de cobre (brass-coated steel, BCS, con 0,15 mm de diámetro y relación

de aspecto igual a 40) y fibras de polipropileno (sección de 100×0,8 mm y longitud de 40

mm). Otra de las variables fue el tipo diámetro de barra: barras lisas de 8 mm de

diámetro nominal y barras corrugadas de 10 y 20 mm. Los hormigones se fabricaron con

cemento Pórtland (600 kg/m3), arena mixta de basalto y sílice y árido grueso proveniente

de machaqueo de rocas basálticas, con un tamaño máximo de 19 mm. La relación A/C

fue de 0,35. Se fabricaron cinco tipos de hormigón: uno de control exento de fibras, dos

con un 2% en volumen de los dos tipos de fibras de acero indicados más arriba, una

cuarta amasada con 2% en volumen de mezcla de fibras PP y de acero hook-end y una

quinta amasada con 2% en volumen de mezcla de BCS y acero hook-end. Las probetas de

pull-out fabricadas eran prismáticas de 10×10×40 cm; las probetas estaban partidas

mediante una platabanda de acero por la sección central en dos prismas de 10×10×20

cm; la platabanda poseía cuatro agujeros para sendos redondos de 10 mm de refuerzo

longitudinal situados en las esquinas, los cuales servían para enlazar ambos cuerpos de

hormigón; un quinto agujero central servía para el paso de la barra que iba a someterse a

pull-out, la cual estaba completamente embebida a todo lo largo de uno de los cuerpos de

10×10×20 cm y únicamente en los 15 cm centrales en el otro cuerpo. Según los autores,

se podía suponer que la distribución de tensiones de adherencia sería constante a lo largo

de esos 15 cm de longitud. Se fabricaron además probetas cúbicas de 10 cm de arista

para los ensayos de compresión y de tracción. El curado de las probetas se realizó

durante 28 días por inmersión en agua a 40 °C, con el objeto de simular las condiciones

ambientales correspondientes a Jordania y para lograr la mayor resistencia posible

durante el tiempo de curado. Tras el curado, el proceso de calentamiento se realizó en

horno eléctrico hasta las temperaturas de 350, 500, 600 y 700 °C, las cuales se

mantuvieron durante dos horas una vez alcanzadas. El enfriamiento se realizó de forma

natural hasta la temperatura ambiente, a la cual se determinaron propiedades residuales.


105

Los ensayos de pull-out se realizaron a velocidad de carga constante de 200 N/s (que

equivaldría a unos 0,02 MPa de tensión adherente por segundo en el caso de las barras de

20 mm de diámetro). Las resistencias a compresión obtenidas estuvieron en el rango de

77,3 MPa (hormigón sin fibras) hasta 103,6 MPa (hormigón con fibras BCS). Las

resistencias residuales normalizadas tras exposición a 700 °C estuvieron en el rango del

0,5% (hormigón sin fibras) hasta el 9,7% (hormigón con mezcla de fibras de acero hook-

end y BCS). Durante el calentamiento hasta 700 °C hubo probetas de hormigón sin

fibras que fallaron por spalling. Las adherencias máximas residuales tras exposición a 700

°C fueron del 19% (hormigón sin fibras), 38% (fibras hook-end), 34% (fibras PP más

fibras hook-end), 24% (fibras BCS más fibras hook-end) y 17% (fibras BCS). Los

resultados fueron usados para un ajuste estadístico de un modelo de predicción basado en

una ley análoga a la de la primera rama del Código Modelo 2010 (ver la ecuación (2.1)

recogida anteriormente) y logran proponer una expresión que predice la adherencia

máxima con la temperatura (en términos de porcentaje residual respecto de la original a

temperatura ambiente) y que tiene en cuenta el tipo de fibras que se empleen, pero no su

contenido (al menos de forma directa, en cuanto si indican constantes empíricas para el

caso de hormigón exento de fibras y para cada uno de los casos estudiados con volúmenes

de fibra del 2%), ni tampoco la posible influencia de la relación de aspecto.

Cronológicamente, el siguiente estudio publicado sobre la influencia de las altas

temperaturas en la adherencia se debe a Bingöl y Gül (2009). En este estudio también se

fijó como objetivo evaluar la influencia del proceso de enfriamiento tras la exposición a

altas temperaturas. Los materiales empleados fueron cemento Pórtland sin adiciones,

áridos de naturaleza caliza (arena y árido grueso) y las resistencias a compresión a

temperatura ambiente fueron de 20 y 35 MPa. Los ensayos de adherencia se realizaron

mediante pull-out sobre probetas cilíndricas de 10 cm de diámetro y 20 cm de altura con

barra corrugada embebida, de 8 mm de diámetro nominal. Las longitudes de adherencia

ensayadas fueron de 6, 10 y 16 cm (7,5 – 12,5 – 20 veces el diámetro nominal,

respectivamente). El curado de las probetas se realizó por inmersión en agua durante 27

días y los ensayos se realizaron al día siguiente. Las temperaturas ensayadas fueron del


106

rango de 50 hasta 700 °C (a intervalos de 50 °C hasta los 500 °C y, posteriormente, a

intervalos de 100 °C). El calentamiento se realizó en un horno a velocidades de entre 12 y

20 °C por minuto y manteniendo la temperatura máxima durante tres horas. Los ensayos

se realizaron tras el enfriamiento de las probetas (obteniendo propiedades residuales);

para cada escalón de temperatura se prepararon seis probetas, tres de las cuales serían

enfriadas por inmersión en agua y las tres restantes enfriadas de forma natural en la

atmósfera del propio laboratorio. Las adherencias residuales obtenidas por el hormigón de

35 MPa fueron mejores que las obtenidas por el hormigón de 20 MPa; por otro lado,

también se observó que las adherencias residuales obtenidas con enfriamiento natural

fueron mejores que las obtenidas tras enfriamientos por inmersión, más drásticos y en los

que los materiales sufren un choque térmico. Otro dato con cierta significación es que

tras la exposición a temperaturas de hasta 100 °C se lograban mejoras sensibles de la

adherencia residual. Para el caso concreto del hormigón de 20 MPa, con longitud de

adherencia de 6 cm y enfriado por convección natural, la adherencia residual tras

exposición a 600 °C fue del 21%, mientras que el hormigón de 35 MPa conservaba el

41%. Con longitudes de adherencia superiores, la adherencia residual era superior. Otra

conclusión extraída de los resultados experimentales fue que el efecto del proceso de

enfriamiento no tenía apenas influencia con longitudes adherentes de 6 cm, produciendo

valores de adherencia residual semejantes; en los otros dos diseños con longitudes

adherentes superiores, el efecto era más apreciable tras exposición a temperaturas

moderadamente elevadas, pero no tras exposición a las más altas; por ejemplo, para el

caso de hormigón de 20 MPa, 16 cm de longitud adherente, tras exposición a 600 °C las

adherencias residuales fueron 66% y 68% (enfriamiento al aire frente a enfriamiento

rápido, respectivamente; se observa cómo no sólo son similares sino que incluso con

enfriamiento rápido se conserva mayor capacidad adherente); prácticamente lo mismo

sucede con el hormigón de 35 MPa en las mismas condiciones de adherencia y

temperatura: 58% de adherencia residual con enfriamiento al aire, frente a 61% de

adherencia residual con enfriamiento rápido.


107

De forma análoga al trabajo presentado en Aslani y Bastami (2011), en el que se

contrastan distintos modelos de estimación de las propiedades de hormigón NSC y HSC

expuestos a altas temperaturas (compresión, tracción, módulo de elasticidad y curva de

compresión frente a acortamiento), en Aslani y Samali (2013) se incluye además una

propuesta de modelo de estimación para el comportamiento adherente. Se hace referencia

a las campañas ya comentadas de Milovanov y Salmanov (1954), Kasami et al. (1975),

Reichel (1978), Diederichs y Schneider (1981), Morley y Royles (1983), Haddad y

Shannis (2004), Haddad et al. (2007) y Bingöl y Gül (2009). También se hace referencia

a otras dos campañas, las llevadas a cabo por Hertz (1982) y por Ahmed et al. (1992).

Una de las primeras observaciones que realizan Aslani y Samali (2013) es que se trata de

estudios con una gran disparidad de variables: grado de resistencia del hormigón, forma

de probetas, tamaño de probetas, diámetro de redondos, relación de longitud adherente

frente a diámetro, recubrimientos, tipo de árido y velocidades de calentamiento, entre

otras. A continuación se presentan los modelos ajustados de predicción de la resistencia a

compresión a temperaturas elevadas (básicamente, los mismos casos que en Aslani y

Bastami (2011)) y se recogen ecuaciones para la estimación de la adherencia máxima con

la temperatura y distinguiendo por longitud anclada (pero no por relación longitud

anclada frente a diámetro de barra). Finalmente, también se propone una curva de

adherencia local, basada en la del Código Modelo 2010 (ver la ecuación (2.1) en este

capítulo) y en la que se ajusta básicamente la adherencia máxima, dejando el resto de

parámetros sin corregir en razón de la temperatura (exponente de la curva de carga,

valores de los deslizamientos 1s , 2s y 3s , etc.); este último aspecto puede resultar en

cierta medida discutible, puesto que tal y como concluyen Haddad y Shannis (2004) y

Haddad et al. (2008), la exposición a altas temperaturas reduce la adherencia máxima

pero provoca también una reducción rigidez en la rama de carga y, en consecuencia,

debería plantearse un ajuste de los valores de los deslizamientos 1s y 2s .

Una reciente campaña experimental que viene a incrementar los datos disponibles

sobre el comportamiento de la adherencia a altas temperaturas es la de Lublóy y György

(2014). Se elaboraron seis amasadas de hormigón NSC distintas según el contenido de


108

áridos silíceos o áridos ligeros de arcilla expandida, fibras de polipropileno (1 kg/m3) y

fibras de acero del tipo hook-end (35 kg/m3). Además de probetas cúbicas para ensayos

de compresión, se fabricaron probetas para ensayos de adherencia según ensayo de pull-

out modificado: la geometría era cilíndrica, de 12 cm de diámetro y 10 cm de altura, con

la barra corrugada de 12 mm de diámetro nominal alineada con el eje del cilindro y

anclada 4 cm. Las probetas se curaron por inmersión en agua durante 7 días y

conservadas en el laboratorio en condiciones ambientales normales hasta los 28 días, edad

a la que fueron ensayadas. El calentamiento se realizó hasta 150, 300, 500, 600 y 800 °C,

manteniendo la temperatura máxima durante dos horas; en enfriamiento se realizó de

forma natural. En los ensayos de pull-out se midió el deslizamiento relativo entre

hormigón y acero en el extremo sobresaliente de barra de acero sin carga. En el caso de

la resistencia a compresión, la mayor parte de la pérdida de resistencia se produjo entre

los 400 y los 800 °C, observándose un mejor comportamiento en aquellas amasadas que

incluían fibras de polipropileno y/o arcilla expandida. En cuanto a la adherencia residual,

hasta 300 °C la pérdida no resultó excesiva, pero a 500 °C ninguna amasada presentaba

más del 30% y a 800 °C era inferior 10% en todas ellas. Los autores proponen una

modificación de la ley local del Código Modelo 2010 para extender su validez a altas

temperaturas. De forma análoga a Aslani y Samali (2013), la revisión la aplican

únicamente al valor de adherencia máxima y no a los deslizamientos 1s y 2s que acotan

el perfil de las curvas de la ley local.

2.4 RESUMEN DEL ESTADO DEL ARTE

Desde la investigación publicada por F.C. Lea en 1920 centrada en el efecto de la

temperatura en algunas propiedades de los materiales, ha transcurrido casi un siglo de

avance de estado del conocimiento en las propiedades del hormigón con las temperaturas

elevadas. La Tabla 2.2 recoge, de forma resumida y en absoluto exhaustiva, destacados

antecedentes de investigación en la evolución de las propiedades del hormigón expuesto a


109

temperaturas elevadas, destacando además algunas de las variables que más influencia

poseen a este respecto.

Tabla 2.2 Destacados antecedentes de investigación en la evolución de las propiedades del hormigón tras la exposición a temperaturas elevadas.

Referencia

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Lea (1920) NSC - ? - ? E 28 d (?) 700 ? ? U RU C

Malhotra (1956) NSC - ? - Cil. E 28 d (?) 600 ? ? S U

RU C

Zoldners (1960) NSC - C - Cil. Prism. E 28 d (?) 800 ? ? RU C

FT

Hannant (1963) NSC - ? - Cil. E 28 d (?) 150 18 h ? RU C

Lankard et al. (1971) NSC - ? - Cil. E 28 d (?) 300 75-105 d N U RU C

Abrams (1971) NSC - ? - ? E 28 d (?) ? ? ? S U

RU C

Thelandersson (1972) NSC - S - Cil. E P 28-68 d 800 2 h N U

RU T

Anderberg y Thelandersson (1976)

NSC HSC - S No Cil. E 19-27 s 800 Vble. No

S U

C

Castillo y Durrani (1990) NSC HSC

- C No Cil. E 60-90 d 800 10-15 min. No S

U C

Chan et al. (1996) NSC HSC - S No ? E 90 d 1200 1 h N RU

C T P

Kodur y Sultan (1998) NSC HSC - S

C ? Col. HA F 28 d (?) - - - S RC

Chan et al. (1999.a) NSC HSC

- S HS Cúb. Losa HA F 90 d - - - -

S RC

Chan et al. (1999.b) NSC HSC

- S HS Cúb. E 90 d 1200 1 h N RU C P

Poon et al. (2001) NSC HSC - S

HS CV S

Cúb. E 60 d 800 1 h N RU C P


110

Tabla 2.2 (cont.) Destacados antecedentes de investigación en la evolución de las propiedades del hormigón tras la exposición a temperaturas elevadas.

Referencia

Gra

do

Fibr

as

Árid

o

Adic

ión

Prob

etas

Cal

enta

mie

nto

Edad

Máx

. T [°

C]

Tiem

po a

máx

. te

mpe

ratu

ra

Enfri

amie

nto

Ensa

yo

Prop

ieda

des

Chen et al. (2004) NSC HSC A S

C ? Cil. E 91 d 800 Vble. No U C

Kodur (2005) NSC HSC - ? ? Col. HA F 28 d (?) - - - S RC

Poon et al. (2004) NSC HSC

A PP M

S HS M Cil. E 56 d 800 1 h N RU

C

Lau y Anson (2006) NSC HSC A S ?

Cúb. Prism.

Cil. E 28 d 1100 1 h N RU

C FT

Peng et al. (2006) - 1 HSC A

PP M

C ? Prism. E 56 d 600 1 h - - S

Peng et al. (2006) - 2 HSC A

PP M

C ? Cúb. Prism. E 56 d 800 1 h N RU C

FT

Peng et al. (2008) HSC A

PP M

C ? Cúb. Prism. E 58 d 800 1 h

N R I

RU C FT

Ding et al. (2012) HSC A

PP M

C No Cúb. Prism. E 28 d 900 3 h I RU C

FT

Antonius et al. (2014) NSC HSC

A ? CV Cil. F 120 d 900 ? ? RU C

Grado: (NSC) hormigón de resistencia convencional; (HSC) hormigón de alta resistencia / Fibras: (A) acero; (PP) polipropileno; (M) mezcla de fibras / Árido: (S) de naturaleza silícea; (C) de naturaleza calcárea / Adición: (No) sin adición; (HS) humo de sílice; (CV) cenizas volantes; (M) metacaolín; (S) escoria de horno alto / Probetas: (Cúb.) cúbicas; (Cil.) cilíndricas; (Prism.) prismáticas; (Col. HA) columna de hormigón armado; (Losa HA) losa de hormigón armado / Calentamiento: (E) horno eléctrico; (F) incinerador / Enfriamiento: (No) ensayo a alta temperatura; (N) convección natural; (I) inmersión en agua; (R) rociado con agua / Ensayo: (S) stressed test, ensayo con carga o pre-carga a alta temperatura; (U) unstressed test, ensayo sin carga a alta temperatura; (RU) residual unstressed test, ensayo tras enfriamiento sin carga / Propiedades: (C) resistencia a compresión; (FT) resistencia a flexo-tracción; (T) resistencia a tracción; (P) evaluación de porosidad; (RC) ensayo sobre elemento estructural de hormigón armado; () curva tensión-deformación.

Los aspectos más significativos en el estudio de la evolución de las propiedades del

hormigón a temperaturas elevadas son los siguientes:

Parece haber cierto consenso a la hora de predecir que el comportamiento de los

HSC puede diferir del de los NSC. En los últimos 40 años, muchas de las


111

referencias indicadas han realizado campañas que incluían ambos grados

resistentes, lo que parece ser sintomático de que no se da por sentado que

evolucionan igual. Ello queda reflejado en las conclusiones Aslani y Bastami

(2011) y las curvas recogidas en la Fig. 2.2.

El hormigón expuesto a temperaturas elevadas experimenta un deterioro; en

función del momento en que se miden esas propiedades, el grado de deterioro es

mayor. En general, la resistencia de un hormigón tras el enfriamiento desde una

determinada temperatura (valor residual) será menor que a dicha temperatura

(Abrams (1971)), especialmente si se ha realizado un enfriamiento rápido por

inmersión en agua. Además, cuanto más tiempo transcurra entre el

enfriamiento hasta temperatura ambiente y el instante de ensayo de dichas

propiedades, mayor deterioro habrá (según se recoge en Torić et al. (2011)).

Según se desprende de la Tabla 2.2 hay cierta tendencia hacia la evaluación de

las propiedades mediante ensayos residuales (residual unstressed tests).

En general, a mayor velocidad de calentamiento, mayor será la reducción de

resistencia tras la exposición a temperaturas elevadas; sin embargo, este efecto

es menos notable cuanto mayor sea el nivel térmico alcanzado (Mohamedbhai

(1986)). Asimismo, cuanto mayor sea el tiempo de exposición a temperaturas

elevadas, mayor deterioro se producirá. En este sentido, gran parte de las

campañas experimentales llevadas a cabo han realizado el calentamiento en

hornos eléctricos con velocidades de calentamiento en el orden de los 5 °C por

minuto, sensiblemente más lentas que las que resultarían de la exposición en un

régimen de calentamiento del gas de acuerdo con ISO 834; y en la práctica

totalidad de dichas campañas se ha establecido una meseta de temperatura

máxima una vez alcanzada. La duración de esta meseta en la mayor parte de

casos fue de una hora y su objetivo fue el de conseguir la mayor

homogeneización térmica posible en el interior de las probetas, tal cual explican

explícitamente varios autores (e.g., Mohamedbhai (1986), Poon et al. (2001),

Royles et al. (1982), Hadad y Shannis (2004)). En Ahmed et al. (1992) una de

las variables que se estudió fue, precisamente, la duración del tiempo de


112

exposición a máxima temperatura, concluyéndose que en el caso de probetas

suficientemente envejecidas, cúbicas de 15 cm de arista y sometidas a mesetas

de 60 y 90 minutos, no había diferencia significativa entre la resistencia residual

a altas temperaturas. Por último, cuanto más violento es el enfriamiento (e.g.,

por inmersión en agua fría o rociado con agua durante suficiente tiempo), la

resistencia residual del hormigón será menor; ello sería debido al choque térmico

y los gradientes térmicos que contribuirían a debilitar aún más el hormigón. En

este sentido hay un consenso casi unánime y sólo en el caso de Ahmed et al.

(1992) se observa un comportamiento opuesto e inexplicado.

De acuerdo con la curva normalizada tiempo temperatura ISO 834, el gas puede

superar los 1000 °C en 90 minutos, aproximadamente. Sin embargo, en un

elemento estructural de hormigón, tras 90 minutos de exposición, la mayor

parte de la sección transversal estará a menos de 700-800 °C. En la mayor parte

de estudios experimentales la temperatura máxima de exposición a que se ha

sometido las probetas ha sido de 800 °C. En aquellas campañas en las que se

han alcanzado 1100-1200 °C se comprobó que el deterioro de las características

resistentes del hormigón era prácticamente total, debido a la fusión de la pasta

de cemento, la fusión de los áridos calizos y la inestabilidad de la

microestructura del cuarzo y procesos similares en otros tipos de áridos.

En varios de los antecedentes de investigación comentados, los escalones de la

máxima temperatura de exposición se han establecido con diferencias de 50 °C

ó de 100 °C entre dos escalones consecutivos. Ello obliga a fabricar numerosas

probetas de cada tipo de hormigón que desee ensayarse. No obstante, los

escalones de exposición a alta temperatura que caracterizan la forma de la

curva según la que evolucionan las propiedades del hormigón, están

mayormente definidos a través de las conclusiones de varios antecedentes de

investigación (e.g., Chan et al. (1996), Poon et al. (2001)). Las altas

temperaturas de exposición podrían dividirse básicamente en tres amplios

rangos según cómo influyen en la resistencia a compresión. El primer rango

estaría entre los 20 y los 400 °C en el que la pérdida de resistencia no es


113

excesiva (del 15% al 30% como orden genérico de magnitud); en el caso

concreto de los HSC, entre 100 y 200 °C hay estudios en los que se ha

observado un incremento de la resistencia a compresión respecto de la original a

temperatura ambiente, mientras que entre los 300 y los 400 °C la resistencia

residual no es muy inferior a la inicial. Un segundo rango de comportamiento

sería entre 400 y 800 °C, en el que todos los antecedentes coinciden en concluir

que se produce la mayor parte de la pérdida de resistencia, especialmente entre

los 400 y los 600 °C; ello es acorde con los mecanismos de deterioro en los

componentes de la pasta de cemento y los áridos que se han explicado

anteriormente. El último rango de temperaturas estaría por encima de los 800

°C de exposición sólo se conserva una muy baja fracción de las propiedades

originales; de hecho, en aquellas campañas en las que se han alcanzado

temperaturas de 1000 a 1200 °C, las probetas han resultado severamente

dañadas incluso antes de someterlas a ensayos de rotura. Chen et al. (1996)

indican explícitamente que es en el rango comprendido entre 400 y 800 °C en el

cual deben enmarcarse las investigaciones sobre posibles formas de mejorar el

comportamiento residual de hormigones NSC y HSC. Otras propiedades del

hormigón como son su resistencia a tracción o el módulo de elasticidad siguen

un perfil de deterioro mayor que el de la resistencia a compresión incluso por

debajo de los 400 °C.

Uno de los aspectos más preocupantes es el del posible desarrollo del fenómeno

de spalling, especialmente si se trata de su variante explosiva. Parece aceptarse

que los hormigones HSC son más sensibles a presentar este problema, debido a

su estructura más compacta. El rango de temperaturas en que puede

presentarse se sitúa entre los 400 y los 500 °C y se explica por la deshidratación

del 70% del gel C-S-H a 500 °C y la del hidróxido de calcio (que se produce

entre los 400 y los 600 °C); este agua queda retenida en los poros de la

microestructura, en estado de vapor a alta presión, provocando tensiones de

tracción importantes. Otros factores importantes en el fenómeno de spalling son

la humedad inicial del hormigón, el tamaño y forma de los elementos


114

estructurales, la concentración de armaduras, el estado tensional en el momento

del calentamiento y la velocidad de dicho calentamiento. El consenso

generalizado es que cuanto más rápido sea el calentamiento, hay mayor

probabilidad de spalling; sin embargo, algunos autores como Kulkarni et al.

(2011) han indicado que los hormigones HSC pueden presentar spalling

explosivo incluso con bajas velocidades de calentamiento, inferiores a 5 °C por

minuto. Adhmed et al. (1992) también proponen la posibilidad de spalling

explosivo en el caso de hormigones de áridos calizos, fruto de la liberación de

CO2 y consiguiente incremento de la presión de poro durante la

descarbonatación de la caliza.

El tipo de adición empleada en los HSC puede tener también influencia en el

riesgo de desprendimientos o explosión por spalling. En este sentido, el humo de

sílice tiene el efecto más negativo en comparación con la ceniza volante u otras

adiciones (Poon et al. (2001)). De hecho el Eurocódigo 2 prescribe medidas

especiales para el caso de hormigones HSC con contenido de humo de sílice

superior al 6% en peso del cemento.

El comportamiento a temperaturas elevadas también depende del tipo de árido

empleado en la fabricación. Los hormigones con áridos de naturaleza silícea

presentan un peor comportamiento a altas temperaturas, lo cual puede ser

achacable a la transformación del -cuarzo a -cuarzo entre los 500 y 650 °C, la

cual conlleva una expansión volumétrica de los áridos que genera tensiones

internas y debilita la matriz de hormigón. Por el contrario, los áridos de

naturaleza caliza son más estables en ese rango de temperaturas y el proceso

más importante es la descarbonatación que se produce entre los 600 y 900 °C,

la cual es una reacción endotérmica que absorbe parte del calor aportado por el

incendio o proceso de calentamiento exterior (Sager et al. (1980), Castillo y

Durrani (1990), Bažant y Kaplan (1996)) y, gracias a ello, reducir la velocidad

de deterioro de propiedades del hormigón en ese rango de temperaturas.

La adición de fibras de acero parece que no perjudica el comportamiento del

hormigón a altas temperaturas. A pesar de los fenómenos indicados en Ding et


115

al. (2012) en relación a las tensiones por dilatación y procesos de

microfisuración que pueden producir estas fibras de acero al elevar su

temperatura, el efecto global parece ser positivo (e.g., Chen et al. (2004), Lau y

Anson (2006)): obtienen mejores resistencias residuales a alta temperatura y

mejoran la ductilidad. Además, según Ding et al. (2012) contribuyen a mejorar

la conductividad térmica en la sección estructural, mitigando los gradientes

térmicos. En el caso de las fibras de polipropileno, muchas campañas se han

centrado en el tipo de las de monofilamento con diámetros de en torno a 20-30

micras; debido a su bajo punto de fusión, su desaparición a temperaturas

elevadas deja una red capilar por la que puede liberarse el vapor del agua

generada por los procesos anteriormente descritos en el gel C-S-H y en el

hidróxido de calcio, lo que reducir el riesgo de spalling. Con la excepción de

Poon et al. (2004), el resto de autores parecen admitir que estas fibras mejoran

la resistencia residual del hormigón. De hecho, Phan (2008) demuestra cómo el

uso de fibras de polipropileno contribuye a reducir drásticamente la presión de

poro durante el calentamiento. Por último, el uso de ambos tipos de fibras

(mezcla de fibras, hybrid fiber concrete o cóctel de fibras) tiene un efecto

sinérgico en la mejora del comportamiento a altas temperaturas (Kalifa et al.

(2001), Poon et al. (2004) y Ding et al. (2012)).

En lo referente a la adherencia en hormigones fibro-reforzados, en casi todas las

campañas el contenido de fibras de acero está en el rango de 0,5% a 1% en

volumen. De las contribuciones de Yerex et al. (1985), Ezeldin y Balaguru

(1989), Hamad et al. (2001) y García Taengua (2013) se desprende que la

adición de fibras de acero no parece tener influencia en la adherencia máxima

de la armadura al hormigón, a no ser que se empleen altas dosificaciones (2%

en volumen); sin embargo hay consenso en que, incluso bajas proporciones de

fibras de acero sí contribuyen a aumentar la ductilidad del fenómeno de

adherencia, pudiendo llegar a evitar fallos por splitting. En este sentido, en

Zollo (1997) y Holschemacher y Weisse (2004) se sugiere el interés que pueden

presentar dosificaciones con menos de 0,5% en volumen de fibras, las cuales


116

pueden ser útiles en aquellos casos en los que no interese tanto una mejora de la

resistencia como un incremento de la ductilidad.

Un último aspecto que queda reflejado en la Tabla 2.2 es el de la edad a la que

se realizan los ensayos a temperaturas elevadas. En más de la mitad de los

antecedentes recogidos, los ensayos se realizaron entre los 56 y los 90 días de

edad, con el objetivo principal de estabilizar la humedad retenida tras

completar la fase de curado de 28 días. El contenido de humedad es uno de los

factores que pueden influir en el riesgo de spalling; de hecho, en las campañas

de Peng et al. (2006 y 2008) se realizó un secado previo de dos días de duración

a 105 °C con ese mismo fin, incluso después de haber esperado cuatro semanas

tras la fase de curado de 28 días. Ahmed et al. (1992) también observaron que

a mayor edad de ensayo, la resistencia residual del hormigón era menor, lo que

atribuyeron a que la hidratación de los componentes del cemento es más

completa a medida que transcurre el tiempo y, por tanto, el deterioro debido a

los procesos de deshidratación es más dañino.

En el caso de las propiedades principales del hormigón, como son la resistencia a

compresión, tracción y la ley de comportamiento, hay abundante bibliografía y

referencias de campañas experimentales, de las cuales sólo una pequeña fracción ha sido

comentada en este capítulo y resumida en la Tabla 2.2 Por el contrario, en el caso de la

adherencia de la armadura de acero al hormigón se han llevado a cabo muy pocos

estudios. Con todo lo exhaustivo que ha podido ser el alcance del estudio del arte en la

fecha de redacción de esta tesis doctoral, desde el año 1954 hay únicamente once

campañas experimentales que se han dedicado a tratar de estudiar y caracterizar la

adherencia tras la exposición a altas temperaturas, las cuales se encuentran recogidas en

la Tabla 2.3.


117

Tabla 2.3 Antecedentes de investigación en la evolución de la adherencia acero-hormigón tras la exposición a temperaturas elevadas.

Referencia

Gra

do

Fibr

as

Árid

o

Prob

etas

Long

itud

[mm

]

Diá

met

ro [m

m]

Tipo

de

barra

Cal

enta

mie

nto

Edad

Máx

. T [°

C]

Tiem

po a

máx

. te

mpe

ratu

ra

Enfri

amie

nto

Ensa

yo

Milovanov y Salmanov (1954) NSC - ? Prism. 300 20 L

C E 28 d (?) 450 ? N U RU

Kasami et al. (1975) NSC - S NC ? ? ? L E 90 d 300 90 d N RU

Reichel (1978) NSC - S Prism. HA 300 14 L

C F 28 d (?) 600 Vble. N RU

Diederichs y Schneider (1981)

NSC HSC - S Cil. 5Ø ?

L C A

E 150 d 600 d 800 3 h No S

U

Hertz (1982) NSC - S C

Cil. 150

8 12 16 25

L C

E ? 800 ? N RU

Morley y Royles (1983) NSC - ? Cil. 32 16 C E 3 m 750 1 h N S U

RU

Ahmed et al. (1992) NSC - C Prism. 150 12 C E 7-35 d 600

30 min 60 min 90 min 120 min

N I RU

Haddad y Shannis (2004)

HSC - C Cil. 150 18 C E 40 d 800 1 h N RU

Haddad et al. (2007) HSC

A PP B M

S B

Prism. HA 150

8 10 20

L C

E 28 d (?) 700 2 h N RU

Bingöl y Gül (2009) NSC - C Cil. 60 100 160

8 C E 28 d 700 3 h N I RU

Lublóy y György (2014) NSC A PP

S L Cil. 40 12 C E 28 d 800 2 h N RU

Grado: (NSC) hormigón de resistencia convencional; (HSC) hormigón de alta resistencia / Fibras: (A) acero; (PP) polipropileno; (B) brass coated steel; (M) mezcla de fibras / Árido: (S) de naturaleza silícea; (C) de naturaleza calcárea; (B) basalto; (NC) no convencional (andesita, serpentina) / Probetas (para ensayo de adherencia): (Prism.) prismáticas; (Cil.) cilíndricas; (HA) incluyen refuerzo longitudinal y/o transversal / Tipo de barra: (L) barra lisa; (C) barra corrugada; (A) alambre de pretensado / Calentamiento: (E) horno eléctrico; (F) incinerador / Enfriamiento: (No) ensayo a alta temperatura; (N) convección natural; (I) inmersión en agua / Ensayo: (S) stressed test, ensayo con carga o pre-carga a alta temperatura; (U) unstressed test, ensayo sin carga a alta temperatura; (RU) residual unstressed test, ensayo tras enfriamiento sin carga.


118

En el caso de la adherencia, hay consenso en admitir que es proporcional a la

resistencia a compresión del hormigón; varios autores admiten que esa proporcionalidad

sería en razón de la raíz cuadrada de la resistencia a compresión, en la línea de lo

prescrito por el Código Modelo 2010. En el caso de la evolución de la adherencia máxima

acero-hormigón a altas temperaturas, Haddad et al. (2007), Aslani y Samali (2013) y

Lublóy y György (2014) proponen formulaciones para su estimación, basadas en la ley de

adherencia local del Código Modelo 2010 con las modificaciones oportunas.

Ninguna de las once campañas de la Tabla 2.3 empleó el ensayo beam-test para la

determinación del comportamiento adherente y, en concreto, seis de dichas campañas

recurrieron a probetas de pull-out con geometría cilíndrica. Las razones para ello son, por

un lado, lo complejo que resultaría someter todo el conjunto del ensayo de la viga a alta

temperatura y, por otro lado, porque la geometría cilíndrica favorece una más homogénea

transmisión del calor y la temperatura en el interior de las probetas.

Un último aspecto a tener en cuenta en este tipo de ensayos es que no sólo se

expone el hormigón a temperaturas elevadas, sino que también se dispone de una barra

de acero parcialmente embebida y parcialmente sobresaliente de la probeta. Aunque las

altas temperaturas modifican las propiedades resistentes del acero (e.g., reducción de la

tensión del límite elástico), se da la circunstancia de que como consecuencia del deterioro

de la capacidad de adherencia, las fuerzas de arrancamiento a altas temperaturas serán lo

suficientemente bajas para evitar superar el límite elástico residual, tal y como proponen

Haddad y Shannis (2004) y Cruz et al. (2008).


119

CAPÍTULO 3. METODOLOGÍA

El objetivo principal de la presente tesis doctoral es el estudio de la adherencia

residual entre el acero y el hormigón tras la exposición a altas temperaturas.

Adicionalmente, se han planteado una serie de objetivos particulares centrados, como son

el de abarcar dos rangos o grados bien diferenciados de resistencia a compresión y el de

abarcar también dosificaciones de hormigones que incorporasen fibras de acero con

distintas relaciones de aspecto, entre otros. Teniendo además en cuenta los antecedentes

de investigación expuestos en el capítulo anterior, se plantearon las siguientes fases

experimentales para poder cumplir con dichos objetivos:

Una fase experimental preliminar, cuyo objetivo fue el de determinar las

dosificaciones de hormigón que lograsen dar como resultado grados de

resistencia a compresión bien diferenciados. Asimismo, se pretendía también

evaluar la viabilidad de los medios técnicos con los que contaban los

laboratorios del Dpto. de Ingeniería Civil de la Universidad de Alicante, de cara

a poder ensayar propiedades resistentes tras la exposición de probetas a altas

temperaturas. Además, esta fase preliminar debía servir para diseñar los

ensayos de adherencia mediante el método de pull-out. Finalmente, se planteó

contrastar los eventuales resultados de caracterización de propiedades a altas

temperaturas que se obtuviesen en esta fase con los recogidos en algunos de los

antecedentes de investigación que se hubieran estudiado, a fin de validar la

continuidad de esta investigación y corregir errores en el diseño de los

experimentos.

Capítulo 3. Metodología

120

La fase experimental principal ha desarrollado las conclusiones de la fase

preliminar y es la que ha concretado el objetivo principal y los objetivos

particulares de esta tesis doctoral. Los resultados obtenidos en esta fase son los

que se presentarán y discutirán en el siguiente capítulo de este documento.

3.1 FASE EXPERIMENTAL PRELIMAR

Esta fase experimental comenzó con el ajuste de dosificaciones de hormigón que

cumplieran con el objetivo de fabricar amasadas de grados de resistencia suficientemente

dispares, uno en el rango de los hormigones convencionales (normal strength concrete,

NSC) y otro en el rango de los de alta resistencia (high strength concrete, HSC).

Adicionalmente, la dosificación debía dar como resultado hormigones frescos con una

docilidad apropiada para rellenar los moldes de las probetas. Esto era de especial

importancia a la hora de fabricar los hormigones HSC con fibras de acero, con los que

debía poder rellenarse unas probetas de reducidas dimensiones destinadas a los ensayos

de pull-out que además, incluían una barra pasante de acero corrugado.

Otro parámetro que tuvo que ser anticipado en este ajuste de dosificaciones era la

posibilidad de que se produjese el fenómeno de spalling explosivo durante las rampas de

calentamiento. En este sentido, y dado que en la fabricación del hormigón de alta

resistencia se iba a emplear humo de sílice no densificado como adición, en una

proporción del 10% en peso del cemento, se siguió la recomendación del Eurocódigo 2 en

el sentido de incorporar al hormigón fresco fibras de polipropileno monofilamento en una

proporción igual o superior a 2 kg/m3. Las dosificaciones ajustadas en esta fase

preliminar se recogen en la Tabla 3.1.

En las designaciones empleadas en la Tabla 3.1, el prefijo SFC permite distinguir

los hormigones con fibras de acero (steel fibre reinforced). La relación agua/cemento

(A/C) que se recoge en dicha tabla, es la proporción del agua de amasado con respecto al

material conglomerante (cemento más humo de sílice en el caso de los HSC). Asimismo,


121

la Tabla 3.1 recoge la resistencia a compresión media obtenida a los 28 días de edad en

probetas cilíndricas de Ø150×300 mm mediante el ensayo UNE-EN 12390-3:2009.

Tabla 3.1 Dosificaciones ensayadas en la fase experimental preliminar.

Designación de la amasada NSC SFR-NSC HSC SFR-NSC

Cemento [kg/m3] 418 418 450 450

Tipo de cemento

(s/ UNE-EN 197-1:2011) CEM II/B-L 32,5 R CEM II/B-L 32,5 R CEM I 52,5 R CEM I 52,5 R

Humo de sílice [kg/m3] - - 45 45

Agua [kg/m3] 230 230 173 173

Relación A/C 0,55 0,55 0,35 0,35

Arena 0/4 mm [kg/m3] 694 694 835 835

Grava caliza 6/12 mm [kg/m3] 1042 1042 835 835

Fibras de polipropileno [kg/m3] - - 3(*) 3(*)

Fibras de acero [kg/m3] - 20(**) - 20(***)

Plastificante [kg/m3]

(lingnosulfonato) 2,50 2,50 - -

Superplastificante [kg/m3]

(policarboxilato) - - 5,94 5,94

Resistencia fcm [MPa]

(a 28 días en prob. cilínd.) 22,5 24,0 69,8 73,5

(*) Fibras de polipropileno BASF MasterFiber 21, monofilamento con longitud 6 mm y diámetro 31-35 m.

(**) Fibras de acero ArcelorMittal HE 55/35, tipo hook-end con longitud 35 mm y diámetro 0,55 mm.

(***) Fibras de acero BASF MasterFiber 530, tipo hook-end con longitud 30 mm y diámetro 0,35 mm.

Todos los hormigones fueron elaborados en las instalaciones de los laboratorios del

Dpto. de Ingeniería Civil de la Universidad de Alicante. Los detalles sobre el proceso de

calentamiento, instalaciones y máquinas empleadas y parámetros específicos de los

ensayos (p. ej. velocidades, etc.) se recogen en el apartado siguiente, correspondiente a la

fase principal de la investigación. De cada amasada se fabricaron el siguiente número de

probetas:


122

30 probetas cilíndricas de las dimensiones indicadas más arriba, la mitad de las

cuales se destinaron a los ensayos de resistencia a compresión según UNE-EN

12390-3:2009 y la otra mitad de las cuales se destinaron a los ensayos de

resistencia a tracción por hendimiento (ensayo brasileño) según UNE-EN 12390-

6:2010. Las 15 probetas en cada tipo de ensayo se ensayaron de acuerdo al

siguiente planteamiento:

o 3 probetas se ensayaron a 28 días y a temperatura ambiente.

o 3 probetas se ensayaron a 60 días y a temperatura ambiente.

o 3 probetas se ensayaron a 61 días y tras calentarlas hasta 450 °C.



15 probetas cilíndricas con barra corrugada pasante destinadas al ensayo de

adherencia por pull-out. El planteamiento de ensayos fue el mismo que en el

caso de los ensayos de compresión y brasileño, con tres unidades en cada

estadio.

Sin tener en cuenta las probetas correspondientes a algunos ensayos previos para

ajuste de las dosificaciones y diseño de algunos ensayos, el total de probetas fabricado y

ensayado en esta fase preliminar fue de 180.

La geometría elegida para fabricar las probetas destinadas a los ensayos de

adherencia en los NSC y SFR-NSC fue la de cilindros de hormigón con una barra

corrugada de acero B500SD pasante y coincidente con el eje del cilindro. El ensayo se

basó en el propuesto en RILEM/CEB/FIP (1983), con la particularidad de que se

modificó la geometría cúbica prescrita a una cilíndrica, basándose en Diederichs y

Schneider (1981) que argumentaban que la simetría de revolución favorece que el perfil

de temperaturas en el interior de la probeta fuera más homogéneo. Los primeros

hormigones ensayados fueron los de resistencia convencional y las probetas de pull-out se

diseñaron de 10 cm de diámetro con una altura de 10 cm, siendo la barra corrugada de

diámetro 10 mm, manteniendo una relación 1÷10 de acuerdo con RILEM/CEB/FIP


123

(1983). La longitud de anclaje de la probeta se ajustó a 5 cm (5 veces el diámetro),

nuevamente de acuerdo con dicha referencia.

Las campañas de ensayos sobre hormigones de resistencia convencional fueron las

primeras en ser llevadas a cabo, entre diciembre del año 2011 y junio de 2012. Una vez

que se comprobó que era posible llevar a cabo esta línea de investigación, se decidió

ampliar el alcance a los hormigones HSC. Aprovechando las amasadas para ensayos de

dosificaciones para lograr este grado de resistencia, en septiembre de 2012 se fabricaron

probetas de pull-out con la geometría definida en el párrafo anterior. Al realizar los

ensayos de arrancamiento, las barras de acero B500S de diámetro 10 mm rompían a

tracción antes de llegar a ser arrancadas. Por lo tanto, se llevaron a cabo estimaciones

numéricas y se decidió subir el diámetro nominal a 12 mm. Como consecuencia, a fin de

seguir las indicaciones de RILEM/CEB/FIP (1983) hubo que incrementar el diámetro y

altura de las probetas cilíndricas a 12 cm, con la barra pasante adherida en sólo 6 cm.

Esta es la geometría que se adoptó en los hormigones HSC y SFR-HSC, campaña que fue

fabricada y ensayada entre diciembre de 2012 y junio de 2013. En esta ocasión no se

volvió a producir la rotura de la barra previa al arrancamiento de las probetas de HSC.

3.2 FASE EXPERIMENTAL PRINCIPAL

De acuerdo con los objetivos de la presente tesis doctoral, se diseñó un plan de

investigación para determinar la evolución a altas temperaturas de las siguientes

propiedades mecánicas:

Resistencia a compresión.

Resistencia a tracción indirecta.

Variación de densidad.

Módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson dinámicos.

Curva de comportamiento adherencia-deslizamiento.


124

Resistencia a flexo-tracción y curva de comportamiento frente a la abertura de

fisura.

Estas propiedades se obtuvieron en los siguientes tipos de hormigones:

Tres tipos de hormigones de resistencia convencional (en torno a 25 MPa):

o Hormigón sin fibras de acero (NSC) designado como A1.

o Hormigón con fibras de acero tipo A (SFR-NSC-A) designado como A2.

o Hormigón con fibras de acero tipo B (SFR-NSC-B) designado como A3.

Tres tipos de hormigones de alta resistencia (en torno a 70 MPa):

o Hormigón sin fibras de acero (HSC) designado como A4.

o Hormigón con fibras de acero tipo A (SFR-HSC-A) designado como A5.

o Hormigón con fibras de acero tipo B (SFR-HSC-B) designado como A6.

Las dosificaciones de estos seis hormigones y las fibras de acero empleadas, junto

con las características de los materiales empleados, se describen en el apartado 3.2.1

“Dosificaciones y materiales”.

Con el objeto de evitar el fenómeno de spalling explosivo en el caso de los

hormigones de alta resistencia con adición de humo de sílice del 10% en peso de cemento,

se dispuso que su dosificación incluiría fibras de polipropileno monofilamento, de acuerdo

con la prescripción del Eurocódigo 2 para aquellos casos con adición de humo de sílice

por encima del 6%. Sin embargo, en una primera amasada de hormigón de resistencia

convencional sin adición de humo de sílice y sin fibras de ningún tipo (que podría

denominarse como amasada A0), durante el calentamiento de las probetas hasta los 450

°C se produjo la explosión de todas las probetas cúbicas y cilíndricas dentro de la

instalación de calentamiento; sólo sobrevivieron las probetas para ensayos de pull-out, de

menor tamaño.

Merece la pena señalar que esta circunstancia parece contradecir la tendencia

general a asociar el fenómeno de spalling a rápidas velocidades de calentamiento y

hormigones HSC con adición de humo de sílice. La velocidad de calentamiento del horno

fue de unos 8 °C por minuto (temperatura del aire, no del hormigón), por lo que no cabe


125

hablar de velocidad de calentamiento rápida. Ello podría avalar la tesis de Phan (2008) y

Kulkarni et al. (2011), en el sentido de que el spalling no sólo puede producirse con bajas

velocidades de calentamiento sino que incluso además podría ser más probable. Ello sería

debido a que un calentamiento rápido provocaría gradientes térmicos que, a su vez,

generarían y propagarían microfisuras por las que podría escapar el vapor de agua,

reduciendo la presión de poro, proceso que no sería tan evidente con un calentamiento

lento.

Por lo tanto, se adoptó la decisión de que no sólo las tres amasadas de HSC, sino

también las de NSC incluirían fibras de polipropileno monofilamento. Como

consecuencia, los hormigones designados como A2, A3, A5 y A6 son, de hecho,

hormigones con mezcla de fibras de polipropileno y de acero (hybrid fiber concrete), en la

línea de las campañas experimentales de Kalifa et al. (2001), Poon et al. (2004) y Ding et

al. (2012), entre otras.

De cada tipo de hormigón se fabricaron las siguientes probetas:

15 probetas cúbicas de 15 cm de arista para medida de la variación de densidad

y realización de los ensayos de medida del módulo de elasticidad y coeficiente

de Poisson dinámicos y determinación de la resistencia a compresión.

15 probetas cilíndricas de 15 cm de diámetro y 30 cm de altura para ensayo de

resistencia a tracción indirecta por hendimiento.

Al menos 25 probetas cilíndricas de 12 cm de diámetro y 12 cm de altura con

barra corrugada pasante de Ø12 mm para ensayo de adherencia por pull-out.

Además, en el caso de los hormigones con fibras de acero A2, A3, A5 y A6 también

se fabricaron 15 probetas prismáticas de 15×15×60 cm para realización de los ensayos de

resistencia residual a flexo-tracción. Con ello, el número total de probetas fabricadas en

la fase principal de la investigación fue superior a 390.


126

3.2.1 Dosificaciones y materiales

Las dosificaciones que se emplearon en la fabricación de los hormigones de

resistencia convencional (amasadas A1-A3) se recogen en la Tabla 3.2. Las dosificaciones

correspondientes a los hormigones de alta resistencia (amasadas A4-A6) se recogen en la

Tabla 3.3.

La composición del cemento Pórtland mixto empleado en las amasadas A1-A3

incluía un 17,5% de adición de escoria de horno alto (S) y un 12,5% de calizas (L). Por

otro lado, al igual que se definió para la Tabla 3.1, la proporción agua/cemento (A/C)

que se recoge en la Tabla 3.3 se mide con respecto al material conglomerante (cemento

más la adición humo de sílice).

Tabla 3.2 Dosificaciones correspondientes a los hormigones A1-A3.

Designación de la amasada A1 A2 A3

Cemento [kg/m3] 288 262 272

Tipo de cemento

(s/ UNE-EN 197-1:2011) CEM II/B-M(S-L) 42,5 R CEM II/B-M(S-L) 42,5 R CEM II/B-M(S-L) 42,5 R

Agua [kg/m3] 168 156 163

Relación A/C 0,58 0,59 0,60

Arena 0/4 mm [kg/m3] 755 712 743

Grava caliza 5/11 mm [kg/m3] 1048 971 1029

Fibras de polipropileno [kg/m3] 1,45 1,35 1,40

Fibras de acero [kg/m3] - 17,95 18,66

Plastificante [kg/m3] 3,11 4,30 3,51


127

Tabla 3.3 Dosificaciones correspondientes a los hormigones A4-A6.

Designación de la amasada A4 A5 A6

Cemento [kg/m3] 438 446 426

Tipo de cemento

(s/ UNE-EN 197-1:2011) CEM I 52,5 R CEM I 52,5 R CEM I 52,5 R

Humo de sílice [kg/m3] 44 45 43

Agua [kg/m3] 175 178 170

Relación A/C 0,36 0,36 0,36

Arena 0/4 mm [kg/m3] 841 858 819

Grava caliza 6/12 mm [kg/m3] 841 858 819

Fibras de polipropileno [kg/m3] 2,59 2,64 2,52

Fibras de acero [kg/m3] - 19,80 18,90

Plastificante [kg/m3] 5,05 5,15 4,91

Superplastificante [kg/m3] 10,10 10,29 9,83

El humo de sílice empleado en la fabricación de los hormigones de alta resistencia

(amasadas A4-A6) fue suministrado por la empresa FerroAtlántica S.A. Este material es

un subproducto de la industria metalúrgica dedicada a las aleaciones de silicio o

ferrosilicio. En estos procesos industriales se reduce cuarzo de una alta pureza con carbón

en hornos de arco eléctrico; los humos que se desprenden tienen un alto contenido en

óxido de silicio en forma de polvo de partículas pseudoesféricas de gran finura. Este polvo

se recoge mediante en unos equipos de filtrado por los que circulan los gases que salen de

los hornos. Originalmente, el motivo de la recogida de este subproducto era por

protección medioambiental, para evitar su dispersión a la atmósfera. Sin embargo, el

desarrollo de los hormigones de alta resistencia y de la industria del pretensado abrió

nuevas posibilidades a su utilización como adición del cemento, gracias a la acción

combinada como fíller (refinamiento del sistema de poros capilares) y el efecto puzolánico

(mejora de la capacidad de hidratación en los geles de cemento e incremento de la

adherencia a los áridos). Está compuesto en más de un 85% por SiO2 amorfo, el cual es


128

altamente reactivo con el Ca(OH)2 del cemento. De las distintas posibilidades de

suministro (densificado, semidensificado y no densificado), el empleado en la presente

campaña experimental fue no densificado. Su análisis granulométrico se realizó con un

analizador de tamaño de partículas de difracción láser, modelo Beckman Coulter LS 230.

La granulometría se muestra en la Fig. 3.1 en donde puede apreciarse cómo el 80% de las

partículas de humo de sílice poseían un diámetro inferior a 0,7 m, así como que el

porcentaje de partículas con diámetro inferior a 1 m era ligeramente superior al 90%. Se

indican a continuación otras características destacadas del humo de sílice empleado y que

fueron aportadas por el propio suministrador:

Humedad: 0,60%.

Contenido de SiO2: valor medio del 94,11 %.

Contenido de ion cloruro: valor medio de 0,010%.

Contenido de Al2O3: 0,266%.

Superficie específica: 21 m2/g.

Tamaño medio de partícula: 0,67 m.

Fig. 3.1 Curva granulométrica del humo de sílice empleado para la fabricación de los hormigones

HSC (amasada A4) y SFR-HSC (amasadas A5 y A6) (elaboración propia).


129

Frente a las otras posibilidades de suministro de humo de sílice, el empleo del no

densificado presenta el inconveniente de su mayor volatilidad. Esta característica hace

que, desde el punto de vista de la seguridad para la salud del trabajador investigador, sea

obligatorio manipular este producto con mascarilla especial y en ambiente ventilado o

con equipo extractor. Sin embargo, el suministro de humo de sílice densificado o

semidensificado hubiera requerido un tratamiento específico para disgregar las partículas

y reducir su tamaño con el fin de lograr un efecto favorable desde el punto de vista de las

propiedades mecánicas del hormigón, como se indica en Ivorra et al. (2010). Además, en

última instancia seguirían siendo necesarias las citadas medidas de protección para la

salud. Por esta última razón, dada la cantidad de humo de sílice que iba a tener que

emplearse en la fabricación de las amasadas A4-A6, se descartó el empleo de otros tipos

de suministro de este material, evitando así la realización de un tratamiento en

laboratorio como el descrito en Ivorra et al. (2010) para reducir el tamaño de partículas,

lo que además introduciría una mayor aleatoriedad en el análisis de los resultados finales

de la investigación.

El aditivo empleado en la fabricación de las amasadas A1-A3 fue un plastificante

reductor de agua Chryso Plast Delta 21, a base de compuestos hidrocarboxílicos

modificados. Su densidad a 20 °C es 1,08 g/cm3. El contenido de máximo de cloruros es

el 0,1% y el pH es de 5±1. Como se desprende de las dosificaciones recogidas en la Tabla

3.2, en las amasadas A1, A2 y A3 la proporción de aditivo en peso respecto del contenido

de cemento fue 1,08%, 1,64% y 1,29%, respectivamente.

En la fabricación de las amasadas A4-A6 se empleó una mezcla de los siguientes

aditivos reductores de agua:

Plastificante Sikament 165, a base de lignosulfonatos modificados. Su densidad

es 1,16 g/cm3 y tiene un pH aproximado de 2,5. De acuerdo con la ficha de

suministro, no contiene cloruros. De acuerdo con la Tabla 3.2, la proporción de

plastificante respecto del contenido de cemento más adición fue el 1,05% en las

tres amasadas.


130

Superplastificante Sika Viscocrete 5980, a base de compuestos policarboxilatos

modificados de cadena larga. Su densidad es 1,09 g/cm3 y tiene un pH

aproximado de 4,5. De acuerdo con la ficha de suministro, no contiene cloruros.

De acuerdo con la Tabla 3.2, la proporción de plastificante respecto del

cemento y la adición fue el 2,10% en las tres amasadas.

Dada la menor relación A/C en las amasadas A4-A6, se hizo necesario recurrir al

empleo de superplastificantes de tercera generación (basados en los policarboxilatos) para

poder poner en obra el hormigón, teniendo en cuenta además que la incorporación de

fibras de acero podría suponer una reducción adicional de docilidad. Sin embargo, dado

que el tiempo de hormigonado previsto iba a ser apreciable y no era previsible que

pudiera contarse con reamasado mientras durase la puesta en obra, se decidió añadir

también plastificantes de primera generación (lignosulfonatos), para lograr por un lado

un efecto sinérgico de ambos aditivos y, por otro lado, para mantener la trabajabilidad

del hormigón fresco durante el mayor tiempo posible tras el amasado.

Las fibras de polipropileno empleadas en las seis amasadas (A1-A6) fueron BASF

Masterfiber 22, con las siguientes características:

Fibra monofilamentada de polipropileno 100%.

Longitud de fibra: 12 mm.

Diámetro de fibra: entre 31 m y 35 m.

Densidad: 0,91 g/cm3.

Elongación a rotura: entre el 80% y el 140%.

Temperatura del punto de fusión: entre 163 °C y 170 °C.

Sin contenido de álcalis, cloruros, sulfatos.

Las fibras de acero empleadas en las amasadas A2 y A5 fueron BASF Masterfiber

503, fabricadas con alambre trefilado en frío, con las siguientes características:

Tipología de fibra: hook-end de extremos conformados.

Resistencia a tracción: 1200 MPa ± 15%.

Longitud de fibra: 35 mm ± 10%.


131

Diámetro de fibra: 0,75 mm ± 10%.

Relación de aspecto: 46,7.

Número mínimo de fibras por kg: 8000.

Las fibras de acero empleadas en las amasadas A3 y A6 fueron BASF Masterfiber

530, de acero al carbono fabricadas conforme a norma UNE EN-14889-1:2008, mediante

trefilado en frío a partir de hilo de acero de elevadas resistencia laminado en la fase de

corte. Las características son las siguientes:

Tipología de fibra: hook-end de extremos conformados.

Resistencia a tracción: superior a 3000 MPa.

Longitud de fibra: 30 mm.

Diámetro de fibra: 0,35 mm.

Relación de aspecto: 85,7.

Alargamiento en rotura: inferior al 1%.

Número mínimo de fibras por kg: 40000.

3.2.2 Proceso de elaboración de los hormigones

Las amasadas A1, A2 y A3 fueron fabricadas en la planta industrial de elaboración

de hormigón Aridur, S.L. en Elche (Alicante), los días 17 de marzo de 2014, 7 de abril de

2014 y 1 de julio de 2014, respectivamente. El procedimiento seguido fue el siguiente:

Descarga y pesaje de la grava 5/11 y de la arena en la cinta transportadora,

controlado por el autómata de la planta.

Interrupción del programa de elaboración del autómata de la planta para poder

verter sobre los áridos en la propia cinta de transporte las fibras de

polipropileno de las tres amasadas y las fibras de acero de las amasadas A2 y

A3.

Reanudación del autómata, de forma que áridos y fibras fueron elevados hasta

una tolva y descargados a un camión hormigonera.


132

Descarga del cemento, agua y aditivo en el camión hormigonera, en cantidades

controladas por el autómata.

Amasado del hormigón fresco en el camión hormigonera durante 10 minutos.

Vertido de la primera fracción de hormigón fresco, aproximadamente un tercio

del volumen total preparado. El motivo de este desecho fue la poca

homogeneidad de esa primera fracción de vertido, al tratarse de hormigón fresco

con peor calidad de amasado por estar en la parte superior de la masa dentro

de la hormigonera.

Medida de la docilidad del hormigón fresco mediante el asiento del cono de

Abrams, según UNE-EN 12350-2:2009. Los asentamientos medidos en las

amasadas A1, A2 y A3 fueron, respectivamente, 5 cm (consistencia plástica), 15

cm (fluida) y 9 cm (blanda), respectivamente. Dada la reducida trabajabilidad

que se logró en la amasada A1, la proporción de aditivo se incrementó en un

52% en la amasada A2. En la amasada A3 se decidió reducir la cantidad de

aditivo respecto de la A2, porque se consideró que había margen suficiente,

como así resultó finalmente.

Tras la medida del asiento, el hormigón se vertió de la hormigonera a carretillas

de trabajo desde donde se fue colocando manualmente en los moldes de las

probetas, previamente impregnados con desencofrante. Este proceso duró

aproximadamente 45 minutos en las tres amasadas. Durante ese tiempo el

camión hormigonera siguió amasando el hormigón fresco aunque con menor

intensidad, a fin de evitar su posible fraguado dentro de la hormigonera.

Retirada manual de los erizos de fibras de acero que se formaron en las

amasadas A2 y A3.

La compactación se realizó mediante vibradores de aguja por no disponer de

mesa de vibrado en la planta de Aridur, S.L. Se valoró la posibilidad de

desplazar a la planta la mesa de vibrado de los laboratorios del Dpto. de

Ingeniería Civil de la Universidad de Alicante, pero hubo de ser descartada al

no disponer de una toma de corriente trifásica en las proximidades de la zona

de hormigonado que se habilitó en la planta.


133

El volumen estricto de hormigón para fabricar las 15 probetas cúbicas, las 15

probetas cilíndricas y las 25 probetas de pull-out era de 164 litros. A este volumen había

que añadir 203 litros en el caso de las amasadas A2 y A3 en concepto de las probetas

prismáticas para ensayos de flexo-tracción. Eso daba un total de 367 litros teóricos como

máximo. Sin embargo, dado que el proceso de elaboración iba a incluir amasado en

camión hormigonera, siguiendo la recomendación del personal de la planta, se optó por

fabricar 2 m3, un tercio de la carga máxima aproximada de un camión, puesto que no se

consideraba posible conseguir suficiente homogeneidad y fiabilidad de las proporciones de

mezcla con menos volumen. Como se ha comentado anteriormente, de esos 2000 litros, se

desechó el primer tercio para trabajar con el tercio central de volumen de amasado, entre

600 y 700 litros de hormigón fresco.

Las amasadas A4, A5 y A6 fueron fabricadas en la planta industrial Prefabricados

Saval Hermanos, S.L. en Agost (Alicante), los días 17 de diciembre de 2014, 24 de

febrero de 2015 y 17 de marzo de 2015, respectivamente. El procedimiento seguido fue el

siguiente:

Descarga y pesaje de la grava 6/12 y la arena y vertido de ambas en una cuba

de gran tamaño ubicada en un foso, operación controlada por el autómata de la

planta.

Izado de la cuba con los áridos por unas guías elevadoras e interrupción del

programa de elaboración del autómata de la planta para poder verter sobre los

áridos en la cuba el humo de sílice.

En el caso de las amasadas A5 y A6, se aprovechó esta interrupción para añadir

también las fibras de acero.

Reanudación del autómata, de forma que áridos y fibras fueron elevados y

vertidos en una amasadora fija con capacidad para unos 1100 litros de

hormigón fresco.

Descarga del cemento y el agua en la amasadora, en cantidades controladas por

el autómata.


134

Dos miembros del equipo subieron hasta la plataforma donde se ubicaba la

amasadora para añadir los aditivos (plastificante y superplastificante) y las

fibras de polipropileno a través de una compuerta existente en la tapa de la

misma. Este proceso se realizó con la amasadora en marcha y duró

aproximadamente unos 3 minutos.

Una vez incorporados todos los componentes de la mezcla, el amasado de la

misma se realizó durante 5 minutos más.

Finalizado el amasado, el hormigón fresco de vertió en un cubilote, el cual fue

trasladado suspendido de un puente grúa hasta la zona de trabajo, en la que

estaban preparados los moldes impregnados con producto desencofrante.

La totalidad del volumen de hormigón fresco se vertió sobre un plástico de

grandes dimensiones.

Se procedió a medir la docilidad del hormigón mediante el ensayo según UNE-

EN 12350-2:2009. Los asientos de cono de Abrams en las amasadas A4, A5 y

A6 fueron, respectivamente, 9 cm (consistencia blanda), 7 cm (blanda) y 9 cm

(blanda).

El proceso de relleno de los moldes de las probetas se realizó de forma manual y

duró aproximadamente unos 45 minutos. Durante este tiempo no hubo

posibilidad de realizar un reamasado de la mezcla por medios mecánicos,

aunque a determinados intervalos de tiempo se hizo uso del legón para remover

la masa de hormigón fresco. Tal y como ha sido apuntado en el apartado 3.2.1

“Dosificaciones y materiales”, el empleo de plastificantes de primera generación

tuvo como objetivo el mantener la docilidad del hormigón fresco durante esta

operación sin reamasado mecánico.

A medida que se rellenaban los moldes, se procedió a detectar y retirar los

erizos de fibras de acero que se formaron en las amasadas A5 y A6.

La compactación se realizó en las mesas de vibrado de que disponía la propia

planta de prefabricados.


135

Como ha sido señalado anteriormente, el volumen estricto de hormigón para

fabricar las probetas fue 167 litros (amasada A4) y 367 litros (A5 y A6). No obstante, en

los tres casos el volumen de hormigón fresco que se elaboró fue ligeramente superior a los

700 litros (con la amasadora a dos tercios de carga, aproximadamente). El objetivo era

lograr la máxima fiabilidad en el rendimiento de mezclado y disponer de un volumen de

hormigón fresco suficiente para conseguir la máxima homogeneidad en la puesta en obra.

Tras la fabricación de estos 6 hormigones, las probetas fueron rociadas con agua y

cubiertas con plásticos en la propia zona de trabajo: directamente a la intemperie, en el

caso de las amasadas A1-A3, y en el interior de una nave abierta de forma permanente,

en el caso de las amasadas A4-A6. Al día siguiente de la fecha respectiva de fabricación,

las probetas en sus moldes fueron cargadas en furgonetas y trasladadas a los laboratorios

del Dpto. de Ingeniería Civil de la Universidad de Alicante, en donde se procedió a su

desmoldeo. Excepcionalmente en el caso de la amasada A2, esta operación hubo de

retrasarse 24 h dado que el hormigón no había endurecido aún lo suficiente debido a la

gran proporción de aditivo que se empleó en dicha amasada, que tuvo el efecto

secundario de retrasar el fraguado. Una vez desmoldeadas las probetas, se introdujeron

en una cámara húmeda en donde fueron almacenadas hasta la edad de 27 días a una

temperatura de 20±1 °C y una humedad relativa de entre el 95% y el 99%. Finalmente,

conforme se describe en el apartado 3.2.3 “Planificación y descripción de los ensayos”,

parte de las probetas de cada amasada fueron ensayadas a los 28 días y el resto se

reservaron para ensayos a 60 días. En ese intervalo de tiempo, dichas probetas fueron

conservadas en zonas de almacén a 20±2 °C y con humedad relativa de entre el 55% y el

65%.

3.2.3 Planificación y descripción de los ensayos

Sobre las probetas cúbicas fabricadas en cada una de las seis amasadas se

realizaron ensayos de pesado, de ultrasonidos para medida de velocidades de propagación

de ondas S y P y de rotura a compresión, conforme a lo que se indica en la Tabla 3.4.


136

Tabla 3.4 Esquema sintetizado de los ensayos realizados sobre las 15 probetas cúbicas de cada amasada.

T = 20 °C t = 60 d.

T = 20 °C

t = 61 d.

T = 450 °C

t = 62 d.

T = 650 °C

t = 63 d.

T = 825 °C

Nº d

e pr

obet

a cú

bica

Peso

, t =

1 d

ía

Peso

, t =

28

días

Res

ist.

com

pres

ión,

t =

28 d

ías

Peso

Ultr

ason

idos

Res

iste

ncia

a c

ompr

esió

n

Peso

Ultr

ason

idos

Res

iste

ncia

a c

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esió

n

Peso

Ultr

ason

idos

Res

iste

ncia

a c

ompr

esió

n

Peso

Ultr

ason

idos

Res

iste

ncia

a c

ompr

esió

n

P1 X X X

P2 X X X

P3 X X X

P4 X X X X X

P5 X X X X X

P6 X X X X X

P7 X X X X X X X

P8 X X X X X X X

P9 X X X X X X X

P10 X X X X X X X

P11 X X X X X X X

P12 X X X X X X X

P13 X X X X X X X

P14 X X X X X X X

P15 X X X X X X X


137

La Tabla 3.5 y la Tabla 3.6 recogen, respectivamente, la planificación de ensayos

realizados sobre las 15 probetas cilíndricas de cada una de las amasadas A1-A6 y sobre

las 15 probetas prismáticas de cada una de las amasadas que incluyen fibras de acero

(A2, A3, A5 y A6).

Tabla 3.5 Esquema de los ensayos de tracción indirecta sobre las 15 probetas

cilíndricas de cada amasada.

Tabla 3.6 Esquema de los ensayos de flexo-tracción sobre las 15 probetas

prismáticas de cada amasada.

Nº d

e pr

obet

a ci

líndr

ica

t = 2

8 dí

as /

T =

20 °

C

t = 6

0 dí

as /

T =

20 °

C

t = 6

1 dí

as /

T =

450

°C

t = 6

2 dí

as /

T =

650

°C

t = 6

3 dí

as /

T =

825

°C

Nº d

e pr

obet

a ps

irmát

ica

t = 2

8 dí

as /

T =

20 °

C

t = 6

7 dí

as /

T =

20 °

C

t = 6

8 dí

as /

T =

450

°C

t = 6

9 dí

as /

T =

650

°C

t = 7

0 dí

as /

T =

825

°C

P16 X P31 X

P17 X P32 X

P18 X P33 X

P19 X P34 X

P20 X P35 X

P21 X P36 X

P22 X P37 X

P23 X P38 X

P24 X P39 X

P25 X P40 X

P26 X P41 X

P27 X P42 X

P28 X P43 X

P29 X P44 X

P30 X P45 X


138

Los ensayos de adherencia por pull-out se realizaron conforme a la planificación de

la Tabla 3.7 para las 25 probetas de cada una de las seis amasadas. Como se aprecia en

la Tabla 3.7 la numeración de las probetas para los ensayos de adherencia por pull-out

comenzó a partir de la P46 en las seis amasadas, incluso las que no incluían las 15

probetas prismáticas (amasadas A1 y A3).

Tabla 3.7 Esquema de los ensayos de adherencia sobre las 25 probetas para arrancamiento por pull-out de cada amasada.

Nº de probeta de pull-out

t = 2

8 dí

as /

T =

20 °

C

t = 6

0 dí

as /

T =

20 °

C

t = 6

1 dí

as /

T =

450

°C

t = 6

2 dí

as /

T =

650

°C

t = 6

3 dí

as /

T =

825

°C

P46, P47, P48, P49 y P50 X

P51, P52, P53, P54 y P55 X

P56, P57, P58, P59 y P60 X

P61, P62, P63, P64 y P65 X

P66, P67, P68, P69 y P70 X

El proceso de calentamiento se realizó en un horno industrial capaz de alcanzar

temperaturas de hasta 2000 °C. Las curvas de calentamiento se representan en la Fig.

3.2, en la que también se representa la curva normalizada ISO 834 para la temperatura

media de los gases en función del tiempo en interior de edificios, la cual se encuentra

recogida en el Eurocódigo 1, Parte 1-2 (2004). Dichas temperaturas (Fig. 3.2) se midieron

con la ayuda de un termopar conectado a un hardware de adquisición de datos modelo

Spider 8 de Hottinger Baldwin Messtechnik (HBM). Ello permitió verificar la fiabilidad

del propio dispositivo de control-autómata del horno. Las velocidades medias de

calentamiento fueron:

8,3 °C/min hasta los 450 °C.


139

6,7 °C/min entre los 450 °C y los 650 °C.

4,6 °C/min entre los 650 °C y los 825 °C.

Fig. 3.2 Curvas de calentamiento aplicadas en la campaña experimental y curva de incendio normalizada

ISO 834 en interior de edificios (elaboración propia).

Una vez que en cada escalón de temperatura se alcanzaba la máxima del ciclo, el

autómata del horno la mantenía en una meseta durante 1 hora y 15 minutos, a fin de

homogeneizar los gradientes de temperatura en el interior de las probetas y que el núcleo

de las probetas se aproxime lo máximo posible a la temperatura objetivo, en forma

análoga a como se describe en Peng et al. (2006). Pasado este tiempo, el autómata del

horno apagaba las resistencias y comenzaba el ciclo de enfriamiento, el cual se producía

de forma natural, con la sola ayuda del extractor del horno, hasta que la temperatura en

su interior bajaba por debajo de los 250 °C. A partir de esta temperatura, se procedía a

abrir el horno y el enfriamiento se aceleraba. Las probetas se ensayaron cuando su

temperatura exterior era de 40±15 °C. Por lo tanto, las propiedades determinadas con

los ensayos posteriores al calentamiento son propiedades residuales, al contrario que si se

hubiesen realizado los ensayos con las probetas a altas temperaturas. La bibliografía

existente comentada en el capítulo 2 “Antecedentes” avala el hecho de que las

propiedades residuales obtenidas tras el enfriamiento son siempre inferiores a las


140

propiedades medidas a altas temperaturas, de forma que los resultados de esta campaña

están del lado de la seguridad. No obstante, es preciso señalar que un enfriamiento más

acelerado (por rociado de agua fría o inmersión en agua) da lugar a propiedades

residuales aún más bajas (e.g. Peng et al. (2008)).

El horno industrial no tenía capacidad suficiente para que cupieran la totalidad de

probetas a calentar en cada escalón, a saber, 3 cúbicas, 3 cilíndricas, 3 prismáticas y 5

probetas cilíndricas con barra de acero pasante. Por esta razón, se decidió calentar en

una primera operación las probetas de menor tamaño (cúbicas, cilíndricas y aquellas con

barra pasante) y posponer una segunda operación para las probetas prismáticas. Por

consiguiente, el calentamiento de las probetas prismáticas y los correspondientes ensayos

de flexo-tracción se realizaron a lo largo de 4 días a la semana siguiente del

calentamiento y ensayo del resto de probetas. Este desfase de 7 días es el que consta en

la Tabla 3.6.

Los ensayos de resistencia a compresión se realizaron conforme a lo indicado en la

norma UNE-EN 12390-3:2009. La rotura de las probetas se llevó a cabo en una prensa

modelo MES-350 de la casa Servosis, con una carga máxima de 350 t. Los ensayos se

realizaron a velocidad de carga constante de 11,2 kN/s, lo que equivale a 0,5 MPa/s de

acuerdo con lo recogido en la citada norma de ensayo.

Conforme se ilustra en la Tabla 3.4, las probetas cúbicas también sirvieron para

determinar la variación de peso de las probetas a lo largo de cada una de las fases de

ensayo previstas. Asimismo, previo a los ensayos de rotura por compresión, las probetas

se empelaron para la medida del módulo de elasticidad dinámico mediante un ensayo de

ultrasonidos no destructivo. Para dichos ensayos de ultrasonidos se contó con un equipo

emisor-receptor de señal Proceq Pundit Lab Plus acoplado un par de transductores S-

polarizados Olympus Panametrics NDT con una frecuencia de 0,25 MHz. Cada

transductor era acoplado sobre el centro geométrico de las caras opuestas de una probeta

cúbica; habida cuenta de que cada probeta posee una cara rugosa que corresponde a la


141

superficie libre de cada molde durante la operación de hormigonado, la medida se pudo

realizar en cada cubo de hormigón según dos direcciones ortogonales de las tres posibles.

A partir de cada forma de onda registrada, se calcularon dos parámetros

ultrasónicos: velocidad PV de propagación de las ondas P y velocidad SV de propagación

de las ondas S. Estas velocidades permitieron determinar el módulo de elasticidad

dinámico dE y el coeficiente de Poisson dinámico d a través de las ecuaciones (3.1) y

(3.2):

2 11 2

1d

d P dd

E V (3.1)

2 2

2 2

2

2P S

dP S

V V

V V (3.2)

siendo la densidad del hormigón, la cual es conocida en cada una de las fases

estudiadas gracias a las operaciones de pesado previas a estos ensayos. Según se

desprende de la Tabla 3.4, en cada amasada y a temperatura ambiente se realizaron 24

lecturas (2 por cada probeta, según dos direcciones ortogonales); y tras cada escalón de

calentamiento-enfriamiento y de forma previa al ensayo de rotura a compresión, se

realizaron 6 lecturas (2 por cada probeta).

El ensayo de resistencia indirecta a tracción por hendimiento, o ensayo brasileño,

ha sido conforme a la norma UNE-EN 12390-6:2010, sobre probetas cilíndricas de 15 cm

de diámetro y 30 cm de altura. Este ensayo tiene como objetivo determinar la resistencia

a tracción indirecta de probetas cilíndricas sometiéndolas a una fuerza de compresión

aplicada en una banda estrecha en toda su longitud. En consecuencia, el resultado de la

fuerza de tracción ortogonal resultante origina que la probeta se rompa a tracción. El

valor de la resistencia a tracción indirecta se calcula según la ecuación (3.3):

,

2 hendct i

Ff

a l (3.3)


142

donde ,ct if es la resistencia a tracción indirecta de la probeta, expresada en MPa; hendF es

la fuerza máxima resistida por la probeta durante el ensayo, expresada en N; a es el

diámetro de la probeta, en mm; l es la longitud o altura del cilindro, en mm.

Posteriormente, la resistencia a tracción ctf del hormigón se estima a partir del valor de

la resistencia indirecta ,ct if a través de la ecuación de conversión (3.4):

,0,9ct ct if f (3.4)

Las probetas cilíndricas de las amasadas A1, A2 y A3 fueron ensayadas en una

prensa CMP-150 de la casa Servosis y los ensayos se realizaron a una velocidad de carga

de 3,53 kN/s, lo que equivale a 0,05 MPa/s de acuerdo con lo establecido en la citada

norma de ensayo de tracción indirecta. Las probetas cilíndricas de las amasadas A4, A5 y

A6 fueron ensayadas en la prensa MES-350 citada anteriormente, y los ensayos se

realizaron igualmente con una velocidad de carga de 3,53 kN/s.

El ensayo de resistencia a flexo-tracción en los hormigones reforzados con fibras de

acero se realizó conforme a UNE-EN 14651:2007+A1:2008, sobre las probetas prismáticas

de 15×15×60 cm. A estas probetas se les practicó una entalladura de 2,5 cm de

profundidad en la sección central, que permitía asegurar la posición donde se produciría

la fisura (ver Fig. 3.3).

En este ensayo se evaluó el comportamiento a flexo-tracción de los hormigones con

fibras de acero, en términos de valores de la resistencia residual a la tracción por flexión

en una curva que representa la tensión de flexo-tracción (eje de ordenadas) con respecto

a la abertura del borde de fisura (eje de abcisas). La abertura de fisura se designa por el

acrónimo de su designación en inglés, CMOD (Crack Mouth Opening Displacement).

En la base de la probeta se colocó un extensómetro-transductor lineal Novotechnik

TEX-0050-421-002-202 para medir la abertura de fisura tal y como se muestra

esquemáticamente en la Fig. 3.4. Dicho transductor tiene una precisión superior a 0,01

mm y es apto para trabajar en un rango de temperatura entre -40 °C hasta +85 °C.


143

Fig. 3.3 Esquema del ensayo a flexo-tracción en tres puntos (tomada de UNE-EN 14651:2007).

Fig. 3.4 Esquema de montaje de transductor para medida de abertura de fisura (elaboración propia).

En la Fig. 3.4 se aprecia que el valor de abertura medido por el transductor no está

exactamente en el plano inferior de la probeta, por lo que hubo de realizarse una

corrección geométrica para determinar el CMOD . Si el valor de abertura de fisura

medido por el transductor de la Fig. 3.4 se designa como yCMOD , de acuerdo con UNE-

EN 14651:2007, se puede extrapolar esa lectura al valor de CMOD a través de la

ecuación (3.5):


144

yhCMOD CMOD

h y (3.5)

donde h es el canto de la probeta de hormigón fibro-reforzado y la longitud y es la

separación existente entre la base de la probeta y la directriz del eje del aparato de

medida (ver Fig. 3.4).

Por otro lado, la tensión de flexo-tracción máxima en la sección central de la

probeta, sometida a un diagrama de flexión triangular, se calculó con la ecuación (3.6):

, , 2 2

342

6

fl

flcentroct fl máx máx

sp sp sp

F LF LM

fW b h b h

(3.6)

donde flF es la fuerza ejercida por la prensa, L es la distancia entre los ejes de los rodillos

de apoyo, b es el ancho de la probeta y sph es la distancia entre el fondo de la entalla y la

parte superior de la probeta (ver Fig. 3.3). Para la geometría diseñada, estos valores

fueron: L = 500 mm, b = 150 mm y sph = 125 mm.

Una vez obtenida la curva, se determinan varios valores clave de la resistencia a

flexo-tracción. El primero es el denominado límite de proporcionalidad (LOP), el cual

corresponde a la máxima tensión , ,ct fl máxf que se ha producido antes de que el CMOD

alcance una abertura de 0,05 mm. Otros valores importantes de resistencia son los

residuales, esto es, los que conforman el comportamiento post-fisuración del hormigón

fibro-reforzado; este comportamiento residual puede describirse por medio de los

correspondientes , ,ct fl máxf asociados a los valores de CMOD de 0,5 mm, 1,5 mm, 2,5 mm y

3,5 mm. A la hora de designar un hormigón reforzado con fibras para uso estructural, los

más importantes son los residuales de 0,5 y 2,5 mm ( 1RF y 3RF , respectivamente).

Los ensayos se realizaron en una prensa multiensayos modelo ME-402/20 con

capacidad máxima de 20 t. El transductor de medida para yCMOD y la salida del canal

de fuerza flF de la prensa fueron conectados con el equipo de adquisición de datos


145

modelo Spider 8 de HBM mencionado anteriormente, con el fin de poder post-procesarlos

y obtener las curvas de ensayo. La frecuencia de adquisición de datos a lo largo de todo

el ensayo fue de 25 Hz. El control de la velocidad del ensayo se realizó por posición del

propio sensor de la prensa, fijada en 0,0012 mm/s hasta conseguir una lectura en el

transductor yCMOD = 0,108 mm (que corresponde con CMOD = 0,1 mm); la velocidad

media de abertura de fisura en esta primera fase de ensayo fue de 0,025±0,10 mm/min,

por lo que no se cumplió estrictamente lo prescrito en la UNE-EN 14651:2007 al ser más

lenta. Tras superar la abertura de 0,1 mm, el control de velocidad de ensayo se aceleró a

0,0024 mm/s, lo que se tradujo en una velocidad de abertura de fisura de 0,10±0,02

mm/min, que resultó ser más lenta que lo indicado en la norma de ensayo. Los ensayos

finalizaron cuando la lectura del transductor se correlacionaba con una abertura de fisura

de, por lo menos, 4 mm.

Por último, en lo referente al ensayo de adherencia, se realizó según un esquema

basado en RILEM/CEB/FIP (1983). En esta recomendación para en ensayo de

adherencia por pull-out, la barra sometida al ensayo de arrancamiento está adherida a

una probeta de geometría cúbica, alineada con uno de sus ejes. De forma acorde con

varios de los ejemplos citados en los antecedentes, como el caso de Diederichs y

Schneider (1981), Morley y Royles (1983), Haddad y Shannis (2004), Bingöl y Gül (2009)

y Lublóy y György (2014), se optó en esta campaña experimental por una geometría de

probeta cilíndrica con la barra de acero pasante alineada con el eje directriz. Las

dimensiones se atuvieron a la recomendación RILEM/CEB/FIP (1983), adoptando una

altura y diámetro iguales a la arista de la geometría original, la cual debería ser 10 veces

el diámetro de la barra adherida. La longitud de adherencia de la barra se establecería en

5 veces su diámetro y la zona de adherencia debe situarse adyacente a la cara de

hormigón no cargada.

En esta campaña, las barras ensayadas fueron redondos de acero corrugado

soldable B500S de 12 mm de diámetro nominal. Las probetas junto con las que fueron

hormigonadas fueron cilíndricas de 125 mm de diámetro y 120 mm de altura; el valor del

diámetro vino impuesto porque hubo de recurrirse a tubería de PVC de 125 mm para


146

elaborar los moldes de las probetas. La barra de acero tenía una longitud total de 400

mm y la probeta se situaba alineada con el eje del cilindro, centrada longitudinalmente,

de forma que ambos extremos salientes de la barra tenían longitudes de 140 mm y el

tramo central de 120 mm se encontraba embebido en la probeta. De acuerdo con

RILEM/CEB/FIP (1983), la longitud de adherencia de la barra debería ser de 60 mm (5

diámetros). Sin embargo, siguiendo las conclusiones presentadas por Windisch (1985) en

relación al planteamiento del ensayo de pull-out y la calidad de la estimación de la ley

local de adherencia, la longitud de adherencia se estableció en 50 mm, con el objeto de

que la curva adherencia-deslizamiento obtenida del ensayo constituyera una

aproximación aceptable de la ley local de adherencia y pueda ser contrastada con la

propuesta en el Código Modelo 2010. Durante el hormigonado de estas probetas, el tramo

de 70 mm de barra en el que se quería evitar la adherencia, se embebió en un tubo

formado por cartulina enrollada; si todos los ensayos hubiesen sido a temperatura

ambiente, se habrían dispuesto manguitos de plástico enfundando esa longitud; pero

como se pretendía alcanzar altas temperaturas de exposición, se decidió no emplear

manguitos de plástico para evitar una posible contaminación de la probeta por reacciones

químicas a altas temperaturas, entendiendo que la incineración de la celulosa resultaría

prácticamente inerte. En la Fig. 3.5 se muestra el esquema de ensayo de adherencia por

pull-out.

El recubrimiento libre teórico de la armadura corrugada fue de 56,5 mm, lo que

equivale a 4,7 veces el diámetro del redondo. Como ya se comentó en el capítulo 2

“Antecedentes”, según Cairns y Jones (1995) un recubrimiento igual o inferior a entre 2,5

y 3 veces el diámetro nominal favorecería el fallo por splitting, impidiendo desarrollarse el

arrancamiento o pull-out. Según el Código Modelo 2010, el pull-out se podrá movilizar si

existe un buen confinamiento de la barra y, para ello, el recubrimiento debería ser, al

menos, 5 veces el diámetro nominal; el fallo por splitting se produciría con recubrimientos

(o separaciones libres entre barras) inferiores a 2 veces el diámetro. Como ya se ha

comentado, el Código Modelo 2010 también indica que la ley local de adherencia media

que propone es válida para longitudes embebidas cortas (en la línea de Windisch (1985) y


147

Mazzarolo et al. (2012)). Por lo tanto, aunque el valor de recubrimiento escogido en esta

campaña experimental no cumple estrictamente la indicación del Código Modelo 2010, se

asume que es suficientemente aproximado y no parece probable que se produzcan fallos

por splitting.

Fig. 3.5 Esquema del ensayo de adherencia por pull-out, con las dimensiones en mm (elaboración propia).

Los ensayos de adherencia se realizaron en la prensa multiensayos modelo ME-

402/20 con capacidad máxima de 20 t. El deslizamiento relativo se midió en el extremo

saliente no cargado de la barra corrugada (ver Fig. 3.5) mediante un extensómetro-

transductor lineal Novotechnik TEX-0025-421-002-202, de las mismas características que

el empleado en los ensayos de flexo-tracción aunque con una carrera de medida inferior,

de 25 mm. En el caso de los hormigones NSC, la velocidad del ensayo se ajustó a entre

0,30 y 0,35 mm de deslizamiento relativo por minuto, hasta el comienzo de la rama de

descarga; dicha velocidad correspondía a un incremento de tensión adherente de entre 2 y

3,4 MPa por minuto en la rama inicial de carga (entre el 50% y el 80% de la adherencia

máxima, en los ensayos a temperatura ambiente). En el caso de los hormigones HSC, la

velocidad del ensayo se ajustó a 0,10 mm de deslizamiento relativo por minuto, hasta el


148

comienzo de la rama de descarga; el incremento de tensión adherente en la rama inicial

de carga estuvo entre 3,3 y 4,5 MPa por minuto (entre el 50% y el 80% de la adherencia

máxima a temperatura ambiente). En el caso de los hormigones HSC la velocidad de la

rama de carga coincide con la que se empleó en los ensayos de adherencia de Haddad y

Shannis (2004), los cuales se centraron, precisamente, en la adherencia a altas

temperaturas de hormigones HSC con áridos de naturaleza calcárea y mediante ensayos

de pull-out realizados sobre probetas cilíndricas.

Por otro lado, en la presente campaña experimental, en la rama de descarga la

velocidad se incrementó a 2 mm de deslizamiento por minuto, tanto en los HSC como en

los NSC. El ensayo finalizaba cuando se producía el fallo de la probeta por splitting o

bien cuando se alcanzaba un deslizamiento relativo de, al menos, 7,2 mm; esta longitud

corresponde a la distancia entre dos corrugas consecutivas para el caso de las barras de

acero B500S de diámetro nominal 12 mm. El transductor que medía el deslizamiento

relativo y la salida del canal de fuerza bondF de la prensa fueron conectados con el equipo

de adquisición de datos modelo Spider 8 de HBM mencionado anteriormente, con el fin

de poder post-procesarlos y obtener las curvas de ensayo. La tensión media de adherencia

bond se calculó mediante la ecuación (3.7):

bondbond

bond

Fl

(3.7)

donde es el diámetro nominal de la barra y bondl es la longitud de anclaje o longitud de

la zona adherente. Una vez finalizado el ensayo de las probetas de pull-out, se procedió a

partirlas por la mitad para observar el detalle del fallo en la zona adherida y se empleó

un calibre para comprobar in situ la longitud de contacto bondl en la que había podido ser

movilizada la tensión de adherencia.


149

CAPÍTULO 4. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

4.1 RESUMEN DE RESULTADOS DE LA FASE

EXPERIMENTAL PRELIMINAR

En la fase correspondiente a la los estudios preliminares, se ensayaron 180 probetas

de cuatro tipos distintos de hormigón: hormigón de resistencia convencional (designado

en este apartado como NSC), hormigón NSC reforzado con fibras de acero (designado

como SFR-NSC), hormigón de alta resistencia (designado como HSC) y hormigón HSC

fibro-reforzado (designado como SFR-HSC). Esta campaña preliminar tuvo como objeto

diseñar dosificaciones adecuadas, fabricadas en laboratorio, y determinar la evolución de

las propiedades mecánicas del hormigón con la temperatura: resistencia a compresión,

resistencia a tracción indirecta y comportamiento adherente mediante ensayos pull-out.

Las figuras Fig. 4.1 y Fig. 4.2 representan la evolución de la resistencia a

compresión con la temperatura de exposición, contrastando los resultados obtenidos en la

campaña experimental preliminar con las provisiones del Eurocódigo 2 (2004). En el caso

de los hormigones NSC (Fig. 4.1), la curva de Eurocódigo 2 corresponde a hormigones

con áridos calizos, los empleados en la campaña experimental. En el caso de los

hormigones HSC (Fig. 4.2) se incluyen dos curvas de Eurocódigo 2: la señalada como

HSC-1 corresponde a hormigones de alta resistencia de clase 1, con resistencia de hasta

60 MPa; la curva señalada como HSC-2 corresponde a resistencias de 70 y 80 MPa; en

ambos casos, el Eurocódigo 2 remarca que los valores propuestos se basan en una

disponibilidad limitada de datos experimentales. En base a lo presentado en las figuras

Fig. 4.1 y Fig. 4.2, la buena correlación existente entre los resultados de la campaña

Capítulo 4. Resultados y discusión

150

preliminar realizada contra los previstos en la normativa europea para ambos tipos de

hormigones, permitía pensar que era viable continuar con esta línea de investigación.

Fig. 4.1 Evolución de la resistencia a compresión con

la temperatura en NSC y SFR-NSC, como porcentaje respecto de la de temperatura ambiente

(elaboración propia).

Fig. 4.2 Evolución de la resistencia a compresión con

la temperatura en HSC y SFR-HSC, como porcentaje respecto de la de temperatura ambiente

(elaboración propia).

En el caso de la resistencia a tracción (obtenida a partir de la resistencia a tracción

indirecta mediante el ensayo de hendimiento o brasileño sobre probeta cilíndrica), las

figuras Fig. 4.3 y Fig. 4.4 recogen los resultados derivados del ensayo de tracción

indirecta y su comparación con la curva de resistencia propuesta en Eurocódigo 2. Ésta

corresponde a los hormigones de resistencia convencional y no a los HSC, puesto que la

norma europea no incluye valores para esta propiedad en este tipo de hormigones. En

este caso, se aprecia en las figuras Fig. 4.3 y Fig. 4.4 cómo la campaña experimental

preliminar que se realizó arrojaba resultados que sobreestimaban la propuesta del

Eurocódigo 2. Esta discrepancia se achacó al hecho de que la propia norma recomienda

despreciar la resistencia a tracción del hormigón y aporta una estimación conservadora de

la misma. En paralelo con esta fase preliminar, se estaban también estudiando

antecedentes de investigación, lo que permitió observar que estos resultados preliminares


151

para la resistencia a tracción se situaban aproximadamente en el límite superior

propuesto por Bažant y Kaplan (1996).

Fig. 4.3 Evolución de la resistencia a tracción con la temperatura en NSC y SFR-NSC, como porcentaje

respecto de la de temperatura ambiente (elaboración propia).

Fig. 4.4 Evolución de la resistencia a tracción con la temperatura en HSC y SFR-HSC, como porcentaje


Finalmente, las figuras Fig. 4.5 y Fig. 4.6 muestran la evolución de la resistencia

máxima a la adherencia por pull-out con la temperatura en esta campaña preliminar. Tal

cual se puede apreciar en la Fig. 4.5, correspondiente a los ensayos de pull-out sobre

hormigones NSC a temperaturas elevadas, especialmente tras exposición a 825 °C, las

fibras de acero empleadas, de diámetro 0,55 mm y relación de aspecto 35/0,55 = 64,

parecían lograr un incremento en la resistencia máxima a la adherencia de un 38%

(15,2% respecto de 11,0% de adherencia residual a 825 °C). Sin embargo, en el caso de

los hormigones HSC expuestos a ese nivel de temperatura, las fibras de acero que se

emplearon fueron de 0,35 mm de diámetro con relación de aspecto 30/0,35 = 86 y la Fig.

4.6 muestra cómo el incremento de adherencia máxima fue menor, de un 16% (15,7%

sobre un 13,5% de adherencia residual a 825 °C). En principio se pensó que esta

diferencia podría ser debida a una aleatoriedad fruto de la dispersión de propiedades del

hormigón, o bien podría ser achacable al grado de resistencia del hormigón. Sin embargo,


152

al examinar los fragmentos de probetas de SFR-HSC, fabricadas con las fibras de acero

más finas y sometidas hasta los 825 °C, se observó que, tras su enfriamiento, ensayo y

rotura, las fibras de acero en su interior se habían reblandecido debido a la aparición de

una capa de óxidos en su superficie. Se decidió medir con un calibre el diámetro de las

fibras embebidas una vez retirada dicha capa de óxidos. En las fibras embebidas en

hormigones sometidas hasta 650 °C no se apreció pérdida alguna de sección. Mientras

que tras exponerse a 825 °C, estas fibras de diámetro 0,35 mm presentaron una

disminución de su diámetro de 0,09 ± 0,01 mm. Por eso se aventuró que una tercera

explicación a la discrepancia observada entre las figuras Fig. 4.5 y Fig. 4.6 podría ser que

las fibras de acero más finas perdiesen eficacia a altas temperaturas, tal y como se explica

en Ding et al. (2012). La duda sobre este particular motivó en parte la decisión de

ensayar en la fase experimental principal hormigones reforzados con fibras de acero de

dos diámetros bien diferenciados. La descripción completa de la metodología, resultados y

conclusiones derivados de esta fase preliminar de la investigación se encuentran

publicados en Varona et al. (2015).

Fig. 4.5 Evolución de la adherencia máxima con la temperatura en NSC y SFR-NSC, como porcentaje


Fig. 4.6 Evolución de la adherencia máxima con la temperatura en HSC y SFR-HSC, como porcentaje



153

4.2 RESULTADOS DE LA FASE EXPERIMENTAL

PRINCIPAL

En la fase principal de investigación se realizaron ensayos sobre seis tipos distintos

de hormigón fabricados en seis amasadas diferentes. Tres tipos correspondían a

hormigones con resistencia a compresión en el rango de los NSC y los otros tres tipos

estaban en el rango de los HSC. En cada rango resistente un hormigón contenía

únicamente fibras de polipropileno monofilamento para control del fenómeno de spalling

explosivo pero sin finalidad estructural, mientras que los otros dos hormigones añadían

además fibras de acero, con dos relaciones de aspecto diferentes, respectivamente. Esta

fase supuso la fabricación y ensayo de más de 390 probetas de hormigón, sobre las que se

realizaron ensayos de resistencia a compresión, resistencia a tracción indirecta, medidas

de variación de la densidad, medida del módulo de elasticidad dinámico por ultrasonidos

y ensayos de adherencia por pull-out. En el caso de los cuatro tipos de hormigón fibro-

reforzados, se realizaron además ensayos de flexo-tracción en probetas prismáticas. En los

siguientes apartados se recogen de forma ordenada el resumen de los resultados.

4.2.1 Resistencia a compresión

Se presentan a continuación los resultados de los ensayos de compresión que se

llevaron a cabo sobre probetas cúbicas de 15 cm de arista, según norma UNE-EN 12390-

3, en cada fase de ensayo: a 28 días (a temperatura ambiente) y a 60 días (a temperatura

ambiente y tras calentamiento hasta 450 °C, 650 °C y 825 °C). Las tablas 4.1 a 4.6

recogen los resultados, organizados de la siguiente forma:

Hormigones de resistencia convencional (NSC):

o Tabla 4.1: amasada A1, con fibras de polipropileno (PP) para mejora de

la resistencia a altas temperaturas (sin función estructural).

o Tabla 4.2: amasada A2, con fibras PP más fibras de acero de Ø0,75 mm.


154


Hormigones de alta resistencia (HSC):

o Tabla 4.4: amasada A4, con fibras PP.



En estas tablas 4.1 hasta 4.6 se indica además del valor promedio de la resistencia

a compresión ( cmf ) de las probetas ensayadas y el coeficiente de variación asociado

(desviación típica entre el valor promedio, expresado en tanto por ciento).

Tabla 4.1 Resistencia a compresión fc en probeta cúbica de NSC sin fibras de acero

Temperatura ambiente Ensayos a 60 días

28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C

Resistencia media fcm [MPa] 25,61 29,04 24,08 13,61 5,10

Coeficiente de variación 8,1% 3,4% 6,5% 10,6% 6,3%

Tabla 4.2 Resistencia a compresión fc en probeta cúbica de NSC con fibras de acero de Ø0,75 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.3 Resistencia a compresión fc en probeta cúbica de NSC con fibras de acero de Ø0,35 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C




155

Tabla 4.4 Resistencia a compresión fc en probeta cúbica de HSC sin fibras de acero


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.5 Resistencia a compresión fc en probeta cúbica de HSC con fibras de acero de Ø0,75 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.6 Resistencia a compresión fc en probeta cúbica de HSC con fibras de acero de Ø0,35 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C


Coeficiente de variación 4,5% 5,5% 1.2% 6,0% 5,1%

4.2.2 Resistencia a tracción

Se presentan a continuación los resultados de ensayos de hendimiento o ensayo

brasileño, que se realizaron sobre probetas cilíndricas según la norma UNE-EN 12390-6.

En las tablas 4.7 a 4.12 se recogen los resultados para cada fase de ensayo, organizados

de la siguiente forma:


o Tabla 4.7: amasada A1 (con fibras de polipropileno, PP).


156

o Tabla 4.8: amasada A2 (con fibras PP y fibras de acero de Ø0,75 mm).



o Tabla 4.10: amasada A4 (con fibras PP).



Tabla 4.7 Resistencia a tracción fct en probeta cúbica de NSC sin fibras de acero


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C

Resistencia media fctm [MPa] 2,29 2,15 1,50 0,69 0,29


Tabla 4.8 Resistencia a tracción fct en probeta cúbica de NSC con fibras de acero de Ø0,75 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.9 Resistencia a tracción fct en probeta cúbica de NSC con fibras de acero de Ø0,35 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C




157

Tabla 4.10 Resistencia a tracción fct en probeta cúbica de HSC sin fibras de acero


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.11 Resistencia a tracción fct en probeta cúbica de HSC con fibras de acero de Ø0,75 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.12 Resistencia a tracción fct en probeta cúbica de HSC con fibras de acero de Ø0,35 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



4.2.3 Densidad

Se presentan a continuación los resultados de la variación de densidad del

hormigón en las distintas etapas estudiadas: a 28 días (a temperatura ambiente) y a 60

días (a temperatura ambiente y tras calentamiento hasta 450 °C, 650 °C y 825 °C). La

densidad se obtuvo a partir del peso de las probetas cúbicas dividido por el volumen

teórico (3,375 dm3). Los resultados se ordenan de la siguiente forma:


158









Tabla 4.13 Variación de densidad en probeta cúbica de NSC sin fibras de acero


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C

Densidad relativa 2,26 2,24 2,16 2,12 2,11


Tabla 4.14 Variación de densidad en probeta cúbica de NSC con fibras de acero de Ø0,75 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.15 Variación de densidad en probeta cúbica de NSC con fibras de acero de Ø0,35 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C




159

Tabla 4.16 Variación de densidad en probeta cúbica de HSC sin fibras de acero


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.17 Variación de densidad en probeta cúbica de HSC con fibras de acero de Ø0,75 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Tabla 4.18 Variación de densidad en probeta cúbica de HSC con fibras de acero de Ø0,35 mm


28 días 60 días 450 °C 650 °C 825 °C



Estos valores de densidad en cada tipo de hormigón y en cada fase de ensayo se

emplearon para la determinación del módulo de elasticidad dinámico correspondiente.

4.2.4 Módulo de elasticidad dinámico

Se presentan a continuación los resultados de la variación del módulo de elasticidad

longitudinal dinámico del hormigón y del coeficiente de Poisson que se obtuvieron en las

distintas etapas estudiadas, medidos mediante ensayo de ultrasonidos. Los resultados se

ordenan de la siguiente forma:


160



o Tabla 4.20: amasada A2 (con fibras PP fibras de acero de Ø0,75 mm).






Tabla 4.19 Módulo de elasticidad dinámico y coeficiente de Poisson en probetas cúbicas de NSC sin fibras de acero

Ensayos a 60 días

Tª amb. 450 °C 650 °C 825 °C

Módulo E [GPa] 35,74 18,15 4,02 2,47

Coeficiente de variación 2,9% 4,2% 5,5% 22,3%

Coeficiente de Poisson 0,238 0,214 0,343 0,311


Tabla 4.20 Módulo de elasticidad dinámico y coeficiente de Poisson en probetas cúbicas de NSC con fibras de acero de Ø0,75 mm

Ensayos a 60 días

Tª amb. 450 °C 650 °C 825 °C

Módulo E [GPa] 27,52 11,70 (*) 2,03

Coeficiente de variación 3,8% 9,3% (*) 7,0%

Coeficiente de Poisson 0,217 0,284 (*) 0,360

Coeficiente de variación 9,7% 10,0% (*) 6,6%

(*) Hubo un error de medida y no se pudo obtener un resultado concluyente


161

Tabla 4.21 Módulo de elasticidad dinámico y coeficiente de Poisson en probetas cúbicas de NSC con fibras de acero de Ø0,35 mm

Ensayos a 60 días

Tª amb. 450 °C 650 °C 825 °C

Módulo E [GPa] 39,76 15,19 4,06 2,13




Tabla 4.22 Módulo de elasticidad dinámico y coeficiente de Poisson en probetas cúbicas de HSC sin fibras de acero

Ensayos a 60 días

Tª amb. 450 °C 650 °C 825 °C

Módulo E [GPa] 38,70 22,59 7,93 2,74




Tabla 4.23 Módulo de elasticidad dinámico y coeficiente de Poisson en probetas cúbicas de HSC con fibras de acero de Ø0,75 mm

Ensayos a 60 días

Tª amb. 450 °C 650 °C 825 °C

Módulo E [GPa] 40,62 20,97 9,55 3,36





162

Tabla 4.24 Módulo de elasticidad dinámico y coeficiente de Poisson en probetas cúbicas de HSC con fibras de acero de Ø0,35 mm

Ensayos a 60 días

Tª amb. 450 °C 650 °C 825 °C

Módulo E [GPa] 37,26 18,97 7,59 3,76




4.2.5 Resistencia a flexo-tracción

Se presentan a continuación los resultados derivados del ensayo para determinación

de la resistencia a tracción por flexión en los hormigones con fibras metálicas que se han

fabricado. Los ensayos se realizaron basándose en las disposiciones recogidas en la norma

UNE-EN 14651:2007 y con las observaciones realizadas en el capítulo 3. El objetivo fue

determinar el límite de proporcionalidad (LOP) y la curva de resistencia residual en la

que se representa la tensión de tracción en el hormigón frente a la abertura de fisura en

la entalla practicada en la cara inferior de las probetas (CMOD, crack mouth opening

displacement). Para cada tipo de hormigón, a cada edad y cada temperatura se

ensayaron tres probetas; las curvas que se representan en las figuras Fig. 4.7 hasta Fig.

4.26 corresponden al valor promedio de las tres probetas ensayadas para cada nivel de

estudio. Ese promedio se ha obtenido para cada valor de abertura de fisura CMOD.

Asimismo, para cada nivel de estudio se representa también el intervalo de confianza del

95%, obtenido mediante la distribución t de Student, introducida en 1908 por William

Sealy Gosset (1876-1937). El intervalo de confianza viene definido por la ecuación (4.1):

, 1

2

. .n

I C x tn

(4.1)


163

donde x es la media de la muestra, es la desviación típica de la muestra, n es el

tamaño de la muestra y , 1

2n

t es el estadístico de Student. Para un intervalo de confianza

del 95%, el valor de es 0,05 y el estadístico se obtiene para 1n grados de libertad.

Concretamente, el valor del estadístico con muestras de tres probetas (i.e., dos grados de

libertad) es 0,025 , 2, 12

nt t

4,303.

Por otro lado, en las Tablas 4.25 hasta 4.44 se recogen tres puntos característicos

de cada una de las curvas: la tensión ,ct Lf del límite de proporcionalidad (LOP) y las

tensiones residuales ,1Rf y ,3Rf que corresponden a valores de CMOD de 0,5 mm y 2,5

mm, respectivamente.

Las tablas que acompañan a cada figura recogen los valores de la tensión del LOP,

la residual ,1Rf que corresponde a una abertura CMOD = 0,5 mm y la residual ,3Rf que

corresponde a un CMOD = 2,5 mm, así como los correspondientes coeficientes de

variación. Cada tabla también indica el número y designación de probetas con cuyas

curvas se ha obtenido la curva media y su intervalo de confianza del 95%.

En el caso particular de la amasada A2 (hormigón reforzado con fibras de acero de

0,75 mm) y en el nivel de estudio a 67 días y a temperatura ambiente, una de las tres

probetas rompió con una fisura originada en la entalla pero propagada de forma oblicua

de forma que provocó el desprendimiento del transductor. Como consecuencia, la lectura

quedó invalidada y para este nivel sólo se dispone de las curvas correspondientes a dos

probetas (ver la Fig. 4.8 y Tabla 4.26) y en este caso no parecía tener sentido la

obtención del intervalo de confianza. En el resto de casos, siempre se ha podido disponer

de tres curvas para elaborar los intervalos de confianza.

Los resultados para los cuatro tipos de hormigones que incluían fibras de acero en

su composición se muestran de forma ordenada en las páginas siguientes.


164

Amasada A2, de NSC con fibras PP más fibras de acero de Ø0,75 mm:

o Ensayos a temperatura ambiente: Tabla 4.25 y Fig. 4.7 (28 días de edad)

y Tabla 4.26 y Fig. 4.8 (67 días de edad).

o Ensayos tras exposición a 450 °C: Tabla 4.27 y Fig. 4.9.



Fig. 4.7 Curva vs. CMOD en amasada A2, a 28

días y T ambiente (elaboración propia).

Tabla 4.25 Resistencia a flexo-tracción (LOP y residuales) en NSC con fibras de acero de Ø0,75 mm.

Ensayo a 28 días y temperatura ambiente

Media [MPa] Coeficiente de

variación

fct,L 2,99 4,4%

fR,1 1,45 20,5%

fR,3 0,99 20,9%

3 probetas: A2-P31, A2-P32 y A2-P33






variación

fct,L 3,11 1,4%

fR,1 1,31 37,1%

fR,3 0,83 49,9%

2 probetas: A2-P34 y A2-P35


165


días y 450 °C (elaboración propia).


Ensayo a 68 días y tras exposición a 450 °C


variación

fct,L 1,94 16,2%

fR,1 0,87 4,8%

fR,3 0,46 4,9%







variación

fct,L 1,01 9,7%

fR,1 0,98 29,8%

fR,3 0,45 53,7%







variación

fct,L 0,47 17,4%

fR,1 0,36 30,5%

fR,2 0,17 21,3%



166


o Ensayos a temperatura ambiente: Tabla 4.30 y Fig. 4.12 (28 días de

edad) y Tabla 4.31 y Fig. 4.13 (67 días de edad).









variación

fct,L 3,41 7,1%

fR,1 1,19 7,4%

fR,3 1,13 8,8%







variación

fct,L 3,48 1,4%

fR,1 1,08 15,0%

fR,3 0,90 4,7%



167






variación

fct,L 2,58 15,3%

fR,1 1,08 5,5%

fR,3 0,91 24,3%







variación

fct,L 1,39 24,4%

fR,1 0,97 25,9%

fR,3 0,42 47,7%







variación

fct,L 0,76 21,0%

fR,1 0,58 37,5%

fR,3 0,14 30,2%



168

Amasada A5, de HSC con fibras PP más fibras de acero de Ø0,75 mm:








Tabla 4.35 Resistencia a flexo-tracción (LOP y residuales) en HSC con fibras de acero de Ø0,75 mm.



variación

fct,L 5,71 5,9%

fR,1 2,79 33,3%

fR,3 0,70 50,3%







variación

fct,L 4,07 2,6%

fR,1 4,02 17,1%

fR,3 0,69 26,3%



169






variación

fct,L 3,65 8,7%

fR,1 3,44 17,0%

fR,3 0,69 10,8%







variación

fct,L 2,27 14,2%

fR,1 2,34 8,5%

fR,3 0,41 14,3%







variación

fct,L 1,37 6,5%

fR,1 1,84 37,8%

fR,3 0,90 35,7%



170

Amasada A6, con fibras PP más fibras de acero de Ø0,35 mm:











variación

fct,L 4,86 3,3%

fR,1 4,58 17,7%

fR,3 2,78 11,5%







variación

fct,L 4,03 8,4%

fR,1 3,73 5,9%

fR,3 2,16 11,4%



171






variación

fct,L 3,76 9,0%

fR,1 3,30 22,8%

fR,3 1,42 20,3%







variación

fct,L 1,82 9,7%

fR,1 2,08 6,3%

fR,3 0,27 8,4%







variación

fct,L 1,23 28,8%

fR,1 1,06 16,9%

fR,3 0,11 25,7%



172

4.2.6 Comportamiento adherente mediante ensayo de pull-out

Se presentan a continuación los resultados derivados del ensayo de adherencia por

arrancamiento o pull-out, realizado sobre barras de acero adheridas a probetas de

hormigón de forma cilíndrica, conforme a la descripción realizada en el capítulo 3. El

objetivo de estos ensayos era determinar la tensión adherente frente al deslizamiento

relativo entre acero y hormigón. La tensión adherente media se obtiene como cociente

entre la fuerza de arrancamiento y la superficie de contacto teórica o ideal

correspondiente al diámetro nominal de la barra. El deslizamiento relativo (slip) se mide

en el extremo de barra no cargado conforme se estableció en la Fig. 3.5 y el ensayo se dio

por concluido cuando se conseguía un deslizamiento igual a la distancia entre dos

corrugas consecutivas (7,2 mm) o bien cuando se producía un arrancamiento súbito de la

barra por rotura por fisuración de la probeta en planos radiales (splitting).

Para cada tipo de hormigón, a cada edad y cada temperatura se ensayaron cinco

probetas y las curvas que se representan en las figuras Fig. 4.27 hasta Fig. 4.56

corresponden al valor promedio de las tres probetas ensayadas para cada nivel de

estudio. De forma similar al caso de los ensayos a flexo-tracción recogidos en el apartado

anterior, el promedio se obtuvo para cada valor de deslizamiento relativo o slip y,

además, para cada nivel de estudio se representa también el intervalo de confianza del

95%. Como se ha comentado, de forma general existen datos de cinco probetas distintas

para cada caso de estudio. Sin embargo, ocasionalmente se pudo llegar a ensayar hasta 7

probetas. Y también se da la circunstancia de que, en algún caso concreto, los resultados

de alguna probeta no estaban en consonancia con los del resto de probetas, por lo que se

ha decidido descartarlos del tratamiento estadístico, reduciendo los grados de libertad del

mismo. Se indican a continuación los valores del estadístico t de Student que han sido

considerados:

Caso excepcional de 7 probetas (6 grados de libertad): 0,025 , 6, 12

nt t

2,447.


nt t

2,571.


173

Caso general de 5 probetas (4 grados de libertad): 0,025 , 4, 12

nt t

2,776.


nt t

3,182.

En las tablas que acompañan a cada gráfica se han recogido los datos de tensión de

adherencia que sirven para caracterizar la curva. En primer lugar se anota el valor

máximo de adherencia acero-hormigón alcanzado durante el ensayo ( ,b máx ) con su

correspondiente coeficiente de variación. A continuación se presentan los valores de

tensión de adherencia correspondientes a deslizamientos relativos de 0,10 mm, 1 mm y

7,2 mm que se designan, respectivamente, como ,0.10b , ,1.00b y ,7.20b . Finalmente, cada

tabla indica el número de probetas que han servido para determinar la curva media y su

intervalo de confianza del 95%, así como su designación en la campaña experimental.

Los resultados de las 6 amasadas se presentan en las siguientes páginas.

En el caso de las amasadas de HSC A4 y A6 que corresponden, respectivamente, a

hormigón sin fibras de acero y a hormigón con fibras de acero de 0,75 mm de diámetro,

hubo probetas que fallaron por splitting en los ensayos realizados a temperatura

ambiente. Por esta razón no se llegó a recoger la evolución completa del deslizamiento o

slip hasta 7,2 mm. Es el caso reflejado en las Fig. 4.42 y Fig. 4.43 (caso de HSC sin

fibras, amasada A4) y en la Fig. 4.48 (caso de HSC con fibras, amasada A5). En estas

curvas se ha decidido reflejar la evolución del comportamiento adherente promedio hasta

el valor de slip más bajo para el que se produjo el splitting en cada serie.

Otra circunstancia que merece ser reseñada es que en el caso de la amasada A5, de

hormigón HSC con fibras de 0,35 mm de diámetro, una de las probetas ensayadas a 28

días no llegó a arrancar debido a un defecto de fabricación: por alguna razón no se

dispuso el entubado de papel antes del hormigonado (o bien se desprendió durante el

hormigonado o la compactación) y la barra estaba adherida en los 12 cm de directriz de

la probeta. En todos los demás casos, se llegó a producir el arrancamiento de la barra y

se pudo comprobar tras los ensayos de pull-out que la longitud adherida era coherente

con el entubado de papel.


174

Amasada A1, de NSC con fibras de polipropileno (PP):






Fig. 4.27 Curva adherencia vs. slip en amasada A1, a

28 días y T ambiente (elaboración propia).

Tabla 4.45 Adherencia en NSC sin fibras de acero. Ensayo a 28 días y temperatura ambiente

Media [MPa] Coeficiente de variación

b,máx 8,76 13,8%

b,0.10 6,84 10,5%

b,1.00 8,73 14,4%

b,7.20 3,83 22,2%

5 probetas: A1-P46 / 47 / 48 / 49 / 50



Tabla 4.46 Adherencia en NSC sin fibras de acero. Ensayo a 60 días y temperatura ambiente


variación

b,máx 10,96 9,2%

b,0.10 8,11 9,4%

b,1.00 10,96 9,6%

b,7.20 4,52 25,0%

7 probetas: A1-P51 / 52 / 53 / 54 / 55 / 71 / 72


175


61 días y 450 °C (elaboración propia).

Tabla 4.47 Adherencia en NSC sin fibras de acero. Ensayo a 61 días y tras exposición a 450 °C


b,máx 7,46 11,4%

b,0.10 3,22 16,7%

b,1.00 7,20 9,1%

b,7.20 2,75 17,9%

5 probetas: A1-P56 / 57 / 58 / 59 / 60





b,máx 4,30 28,0%

b,0.10 0,91 29.0%

b,1.00 4,01 29,8%

b,7.20 1,60 46,9%

5 probetas: A1-P61 / 62 / 63 / 64 / 65





variación

b,máx 2,07 10,9%

b,0.10 0,58 23,6%

b,1.00 1,95 14,3%

b,7.20 0,83 6,9%

5 probetas: A1-P66 / 67 / 68 / 69 / 70


176









Tabla 4.50 Adherencia en NSC con fibras de Ø0,75 mm. Ensayo a 28 días y temperatura ambiente


b,máx 6,74 18,7%

b,0.10 6,57 18,3%

b,1.00 5,59 17,9%

b,7.20 1,90 21,5%

4 probetas: A2-P46 / 48 / 49 / 50





variación

b,máx 6,83 22,6%

b,0.10 6,32 13,0%

b,1.00 5,88 10,9%

b,7.20 2,37 17,6%

6 probetas: A2-P51 / 52 / 53 / 55 / 71 / 72


177



Tabla 4.52 Adherencia en NSC con fibras de Ø0,75 mm. Ensayo a 61 días y tras exposición a 450 °C


b,máx 5,99 19,0%

b,0.10 4,28 21,5%

b,1.00 5,98 19,1%

b,7.20 1,89 15,5%

5 probetas: A2-P56 / 57 / 58 / 59 / 60





b,máx 2,82 12,2%

b,0.10 1,22 18,9%

b,1.00 2,81 11,5%

b,7.20 1,00 13,7%

4 probetas: A2-P61 / 63 / 64 / 65





variación

b,máx 1,20 20,0%

b,0.10 0,66 22,9%

b,1.00 1,15 20,8%

b,7.20 0,42 14,8%

4 probetas: A2-P66 / 67 / 68 / 69


178











b,máx 10,87 24,0%

b,0.10 8,98 14,7%

b,1.00 10,75 22,1%

b,7.20 4,51 16,5%

5 probetas: A3-P46 / 47 / 48 / 49 / 50





variación

b,máx 12,71 18,3%

b,0.10 9,14 14,1%

b,1.00 12,27 17,0%

b,7.20 4,32 27,0%

5 probetas: A3-P52 / 53 / 54 / 55 / 71


179





b,máx 10,52 6,7%

b,0.10 6,78 20,3%

b,1.00 10,47 6,4%

b,7.20 3,19 11,6%

5 probetas: A3-P56 / 57 / 58 / 59 / 60





b,máx 5,69 17,2%

b,0.10 2,24 15,6%

b,1.00 5,58 17,4%

b,7.20 2,18 19,0%

4 probetas: A3-P61 / 63 / 64 / 65





variación

b,máx 3,42 32,6%

b,0.10 1,42 27,4%

b,1.00 3,01 34,1%

b,7.20 1,32 47,0%

4 probetas: A3-P67 / 68 / 69 / 70


180

Amasada A4, de HSC con fibras de polipropileno (PP):








Tabla 4.60 Adherencia en HSC sin fibras de acero. Ensayo a 28 días y temperatura ambiente


b,máx 29,52 14,2%

b,0.10 16,09 52,2%

b,1.00 29,35 13,8%

b,7.20 - -

4 probetas: A4-P46 / 48 / 49 / 50



Tabla 4.61 Adherencia en HSC sin fibras de acero. Ensayo a 60 días y temperatura ambiente


variación

b,máx 30,05 7,0%

b,0.10 10,15 25,5%

b,1.00 29,97 7,8%

b,7.20 - -

5 probetas: A4-P51 / 52 / 53 / 54 / 55


181



Tabla 4.62 Adherencia en HSC sin fibras de acero. Ensayo a 61 días y tras exposición a 450 °C


b,máx 27,26 12,1%

b,0.10 9,85 25,0%

b,1.00 27,22 11,9%

b,7.20 9,65 51,2%

5 probetas: A4-P56 / 57 / 58 / 59 / 60





b,máx 10,19 19,9%

b,0.10 1,51 31,9%

b,1.00 10,03 21,7%

b,7.20 3,68 32,8%

5 probetas: A4-P61 / 62 / 63 / 64 / 65





variación

b,máx 4,99 13,5%

b,0.10 1,97 34,4%

b,1.00 4,56 10,0%

b,7.20 1,35 25,3%

5 probetas: A4-P66 / 67 / 68 / 69 / 70


182









Tabla 4.65 Adherencia en HSC con fibras de Ø0,75 mm. Ensayo a 28 días y temperatura ambiente


b,máx 27,31 11,0%

b,0.10 20,68 22,8%

b,1.00 27,27 11,4%

b,7.20 10,65 24,3%

3 probetas: A5-P46 / 49 / 50





variación

b,máx 36,32 3,8%

b,0.10 32,45 6,4%

b,1.00 36,19 3,9%

b,7.20 - -

5 probetas: A5-P51 / 52 / 53 / 54 / 55


183



Tabla 4.67 Adherencia en HSC con fibras de Ø0,75 mm. Ensayo a 61 días y tras exposición a 450 °C


b,máx 29,39 5,3%

b,0.10 16,62 47,2%

b,1.00 29,02 4,2%

b,7.20 14,43 26,7%

4 probetas: A5-P56 / 58 / 59 / 60





b,máx 14,98 11,5%

b,0.10 2,93 41,7%

b,1.00 14,90 10,5%

b,7.20 6,32 20,4%

5 probetas: A5-P61 / 62 / 63 / 64 / 65





variación

b,máx 8,91 11,2%

b,0.10 3,04 11,2%

b,1.00 7,99 8,5%

b,7.20 2,88 13,7%

5 probetas: A5-P66 / 67 / 68 / 69 / 70


184











b,máx 33,43 3,3%

b,0.10 25,83 31,3%

b,1.00 33,17 4,0%

b,7.20 8,33 34,6%

5 probetas: A6-P46 / 47 / 48 / 49 / 50





variación

b,máx 34,30 5,7%

b,0.10 27,77 26,4%

b,1.00 34,27 6,8%

b,7.20 4,65 37,4%

5 probetas: A6-P51 / 52 / 53 / 54 / 55


185





b,máx 25,95 6,1%

b,0.10 12,02 48,7%

b,1.00 25,70 6,4%

b,7.20 14,19 1,2%

4 probetas: A6-P56 / 57 / 59 / 60





b,máx 16,69 8,8%

b,0.10 2,56 20.7%

b,1.00 16,53 6,6%

b,7.20 6,79 7,9%

5 probetas: A6-P61 / 62 / 63 / 64 / 65





variación

b,máx 9,61 7,5%

b,0.10 3,58 14.7%

b,1.00 9,16 6,7%

b,7.20 3,94 15,6%

5 probetas: A6-P66 / 67 / 68 / 69 / 70


186

4.3 DISCUSIÓN DE RESULTADOS DE LA FASE

EXPERIMENTAL PRINCIPAL

Una primera conclusión que se puede extraer de la exposición de resultados del

apartado anterior es que se ha logrado abarcar resultados de 6 tipos de hormigones

agrupables en dos clases resistentes distintas, una en el rango bajo de los de resistencia

convencional y la otra en el rango elevado de los hormigones de alta resistencia. Ello se

resume en la Tabla 4.75, que recoge las resistencias medias a temperatura ambiente y a

la edad de 60 días, para la cual se han realizado los estudios a temperaturas elevadas.

Tabla 4.75 Resumen de resistencias a compresión medias, a 60 días de edad

Amasada A1

NSC

Amasada A2

SFR-NSC-1

Amasada A3

SFR-NSC-2

Amasada A4

HSC

Amasada A5

SFR-HSC-1

Amasada A6

SFR-HSC-2

fc,60 = 29,0 MPa fc,60 = 19,1 MPa fc,60 = 24,6 MPa fc,60 = 89,0 MPa fc,60 = 97,6 MPa fc,60 = 83,4 MPa

Estas medidas de resistencia a compresión corresponden a probetas cúbicas de 15

cm de arista. Cuando sea necesario relacionar estas resistencias con las referidas a

probetas cilíndricas, será necesario aplicar un coeficiente corrector que, de acuerdo con

Eurocódigo 2 y EHE-08, vale 0,9 en el caso de las amasadas A1-A3 (porque la resistencia

en probeta cúbica es inferior a 60 MPa), mientras que en el caso de las amasadas A4-A6

el coeficiente corrector vale 1 (porque la resistencia en probeta cúbica supera los 80

MPa). Por otro lado, la Tabla 4.75 refleja claramente que la amasada A2 dio como

resultado un hormigón NSC de muy mala calidad. Los motivos parecen ser los siguientes:

Al parecer, durante la dosificación del cemento en la planta de hormigonado,

hubo un atasco en la bomba de descarga y, probablemente, no llegó a entrar el

100% de la cantidad pesada por el autómata (equivalente a 262 kg/m3).

Por otro lado, previendo una complicada docilidad del hormigón fresco con

fibras de acero, se había previsto una cantidad elevada de aditivo plastificante:


187

un 1,64% sobre la cantidad consignada. Si se dio la circunstancia de que la

cantidad real de cemento fue inferior, la proporción de aditivo pudo resultar

excesiva y producir una pérdida de resistencia como efecto secundario.

Por consiguiente, los resultados derivados de la amasada A2 podrán ser

cuestionables a la hora de plantear esta discusión comparada con el resto de amasadas.

El análisis comparativo de los resultados de la fase experimental principal se va a

centrar fundamentalmente en dos de las propiedades estudiadas: la resistencia a

compresión y el comportamiento adherente. Para facilitar el estudio comparado de la

pérdida de una determinada propiedad residual con la temperatura de exposición, en esta

discusión de resultados se va a entender que el valor normalizado de una determinada

propiedad es el cociente entre:

el valor residual medido tras el enfriamiento posterior a la exposición hasta una

cierta temperatura elevada;

y el valor medido a temperatura ambiente para esa propiedad.

Ambos valores corresponderán a un mismo hormigón (misma amasada) y se habrán

medido a la misma edad (con una diferencia de no más de 3 días en 60). Por comodidad,

este cociente se expresará como porcentaje.

4.3.1 Estudio comparativo de la evolución de la resistencia a compresión

En las gráficas de la Fig. 4.57 se representa la evolución de la resistencia a

compresión normalizada para los hormigones de resistencia convencional (NSC). Se

recuerda que estos hormigones incluían fibras de polipropileno para control del spalling y

no con función estructural. La evolución del hormigón NSC exento de fibras de acero se

representa en ambas figuras Fig. 4.57.a y Fig. 4.57.b por una terna de líneas que

corresponden con la tendencia media (trazo continuo), el límite inferior del intervalo de

confianza del 95% (trazo discontinuo corto) y el límite superior del intervalo de confianza


188

(trazo discontinuo largo). Por otro lado, el comportamiento del hormigón SFR-NSC-1

reforzado con fibras de acero de Ø0,75 mm y relación de aspecto de 46,7 se representa

superpuesto en la Fig. 4.57.a; en este caso, para cada temperatura estudiada, se

representan los resultados en diagrama del tipo barras de error:

El cuadrado central representa el valor medio del porcentaje de resistencia a

compresión normalizada a una determinada temperatura.

Las barras acotadas superior e inferior que sobresalen delimitan el intervalo

de confianza del 95%.

De forma análoga es representado en la Fig. 4.57.b el comportamiento del hormigón

SFR-NSC-2 reforzado con fibras de acero de Ø0,35 mm y relación de aspecto de 85,7.

(a)

(b)

Fig. 4.57 Evolución de la resistencia a compresión con la temperatura en los NSC ensayados: (a) hormigón NSC vs. hormigón SFR-NSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón NSC vs. hormigón SFR-

NSC-2, con fibras de acero de Ø0,35 mm (elaboración propia).

La situación, por escalones de temperatura de exposición, es la siguiente:

En el escalón de exposición hasta los 450 °C, el hormigón convencional NSC

conserva, de media, el 82,9% de su resistencia a compresión a temperatura

ambiente; la amasada que incluye fibras de acero Ø0,75 mm conserva el 70,0%


189

de resistencia normalizada; y la amasada que incluye las fibras de Ø0,35 mm

conserva el 83,3% de resistencia normalizada.

En el escalón de 650 °C, el hormigón NSC conserva una resistencia a

compresión normalizada del 46,9%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm

conserva el 42,4% y el hormigón con fibras de Ø0,35 mm conserva el 50,8%.

Finalmente, en el escalón de 825 °C el hormigón NSC conserva una resistencia

a compresión normalizada de 17,6%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm


En la Fig. 4.58 se muestra gráficamente el contraste entre estos tres hormigones en

su resistencia normalizada a compresión con la temperatura. Además, se superponen los

resultados a los de las curvas propuestas por Aslani y Bastami (2011) para hormigones

de resistencia convencional exentos de fibras de refuerzo estructural, que fueron

presentadas en el capítulo 2 “Antecedentes” y las cuales fueron elaboradas por dichos

autores como síntesis de las propuestas por otros autores (e.g., Li y Purkiss (2005), Hertz

(2005), Chang et al. (2006)), por el ASCE Manual (1992) y por el Eurocódigo 2.

Las conclusiones principales que se puede extraer de este contraste son, en primer

lugar, el pésimo comportamiento del hormigón de la amasada A2 con las fibras de menor

relación de aspecto. No obstante, se recuerda que esta amasada presentó problemas en su

fabricación, por lo que no parece sensato atribuir ese peor comportamiento a la presencia

de fibras de distinta relación de aspecto. En segundo lugar, los otros dos hormigones

parecen seguir adecuadamente el comportamiento previsto por Aslani y Bastami (2011).

Especialmente, en el escalón de los 450 °C, los hormigones A1 y A3 se ajustan

adecuadamente a la curva de áridos calizos, que han sido los empleados en esta campaña

experimental. En el escalón de los 650 °C hay cierta discrepancia, pero los resultados

experimentales están comprendidos entre las dos curvas, la de áridos calizos y la genérica

para NSC. Por último, en el escalón de los 825 °C se puede aceptar una aceptable

correlación. Puede concluirse que la metodología de calentamiento y enfriamiento que se

ha seguido para realizar los ensayos ha sido adecuada, puesto que en los tres escalones y,


190

especialmente, en el de más elevada temperatura, el comportamiento de la resistencia a

compresión es conforme a los antecedentes señalados, incluso más conservadora.

Fig. 4.58 Contraste entre la resistencia normalizada a compresión de los tres hormigones NSC estudiados y la

curva propuesta por Aslani y Bastami (2011) para hormigones de áridos calizos (elaboración propia).

En la Fig. 4.59 se recoge la evolución de la resistencia a compresión de los tres

hormigones de alta resistencia estudiados. De forma análoga a los resultados de los NSC,

la Fig. 4.59.a superpone el comportamiento del HSC exento de fibras de acero (cuya

media e intervalo de confianza están representados por el trío de líneas) y el del HSC

reforzado con fibras de acero con una relación de aspecto de 46,7 (representado con los

diagramas de barras de error). Y la Fig. 4.59.b corresponde al hormigón HSC reforzado

con las fibras de acero de 85,7 de relación de aspecto. La situación en los hormigones

HSC, por escalones de temperatura de exposición, es la siguiente:

En el escalón de exposición hasta los 450 °C, el hormigón HSC exento de fibras

de acero conserva, de media, el 81,5% de su resistencia a compresión a

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Res

ist.

norm

aliz

ada

a co

mpr

esió

n [%

]

Temperatura [°C]

Generic NSC, Aslani & Bastami Calcareous NSC, Aslani & Bastami

NSC (A1) SFR-NSC-1 (A2)

SFR-NSC-2 (A3)


191

temperatura ambiente; la amasada que incluye fibras de acero Ø0,75 mm

conserva el 83,7% de resistencia normalizada; y la amasada que incluye las

fibras de Ø0,35 mm conserva el 81,8% de resistencia normalizada.

En el escalón de 650 °C, el hormigón HSC conserva una resistencia a

compresión normalizada del 40,4%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm


Finalmente, en el escalón de 825 °C el hormigón HSC conserva una resistencia

a compresión normalizada de 24,4%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm


(a)

(b)

Fig. 4.59 Evolución de la resistencia a compresión con la temperatura en los HSC ensayados: (a) hormigón HSC vs. hormigón SFR-HSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón HSC vs. hormigón SFR-

HSC-2, con fibras de acero de Ø0,35 mm (elaboración propia).

Las figuras Fig. 4.60, Fig. 4.61 y Fig. 4.62 muestran el contraste de los resultados

obtenidos para hormigones HSC en la presente campaña experimental con algunos de los

antecedentes que se presentaron en el capítulo 2: las campañas de Peng et al. (2008),

Ding et al. (2012) y Antonius et al. (2014), así como los modelos de previsión de Aslani y

Bastami (2011) y el Eurocódigo 2.


192

Fig. 4.60 Contraste entre la resistencia normalizada a compresión de los tres hormigones HSC estudiados, el

Eurocódigo 2 y las curvas propuestas por Aslani y Bastami (2011) para HSC de áridos silíceos y para hormigones con áridos de naturaleza calcárea (elaboración propia).

Fig. 4.61 Contraste entre la resistencia normalizada a compresión de los tres hormigones HSC estudiados y la

campaña experimental de Peng et al. (2008) (elaboración propia).

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Res

ist.

norm

aliz

ada

a co

mpr

esió

n [%

]

Temperatura [°C]

EC2, Class 2 HSC Aslani y Bastami, siliceous HSC (>80 MPa)

Aslani y Bastami, calcareous HSC HSC (A4)

SFR-HSC-1 (A5) SFR-HSC-2 (A6)

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Res

ist.

norm

aliz

ada

a co

mpr

esió

n [%

]

Temperatura [°C]

Peng et al. (2008), HSC+PP Peng et al. (2008), HSC+HF

HSC (A4) SFR-HSC-1 (A5)

SFR-HSC-2 (A6)


193

Fig. 4.62 Contraste entre la resistencia normalizada a compresión de los tres hormigones HSC estudiados y

las campañas experimentales de Ding et al. (2012) y Antonius et al. (2014) (elaboración propia).

En lo referente al contraste entre los tres hormigones HSC ensayados en esta

campaña experimental, la conclusión principal que se puede extraer es que la adición de

fibras de acero mejora el comportamiento a altas temperaturas. Ello es especialmente

notorio en los escalones de 650 °C, en el que se consigue una mejora de resistencia

residual de entre el 14,6% y 26,0% y en el de 825 °C, en el que se consigue una mejora de

resistencia residual de entre el 24,2% y el 37,3%. Esto supone una diferencia con respecto

de los NSC ensayados, donde la inclusión de fibras de acero no parecía decisiva. Por otro

lado, en el escalón de temperatura más elevada, el hormigón HSC que conserva la mayor

resistencia residual es el que incluye las fibras de menor relación de aspecto, lo cual

podría ser achacable al mayor diámetro de las mismas, que hace que sean menos sensibles

a la pérdida de sección resistente con la oxidación inducida por el calentamiento,

conforme se explica en Ding et al. (2012), hecho que se pudo comprobar en la campaña

preliminar y que se ha comentado en el apartado 4.1 “Resumen de resultados de la fase

experimental preliminar”.

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Res

ist.

norm

aliz

ada

a co

mpr

esió

n [%

]

Temperatura [°C]

Ding et al. (2012), HSC+PP Ding et al. (2012), HSC+HF

Antonius et al. (2014), HSC+SF HSC (A4)



194

La Fig. 4.60 incluye la curva de evolución de resistencia a compresión del

Eurocódigo 2 para hormigones HSC de resistencia a compresión de 85 y 95 MPa (en

probeta cúbica); en su versión del año 2004, el Eurocódigo 2 indicaba explícitamente que

las curvas se basaban en datos limitados; no se especificaban ni el tipo de árido ni el tipo

de adición a que se aplicaban y tampoco se indicaba si correspondían a valores residuales

tras enfriamiento natural o tras enfriamiento por rociado o inmersión en agua. En la Fig.

4.60 se incluyen dos curvas de los modelos de Aslani y Bastami (2011); en dicho estudio

se incluye expresamente un único tipo de HSC, con áridos silíceos y los autores dan dos

curvas, de las cuales se ha representado la correspondiente a hormigones de resistencia

original superior a 80 MPa. En esta contribución, Aslani y Bastami (2011) dan una

específica para hormigones NSC y una cuarta curva adicional para hormigones con áridos

de naturaleza calcárea, que autores posteriores han entendido aplicable a hormigones

HSC (e.g., Kulkarni (2011)). Como se indicó en el capítulo 2 “Antecedentes”, estas

curvas no son fruto de una campaña de investigación experimental, sino de ajuste de

bases de resultados de campañas previas.

Por el contrario, en las figuras Fig. 4.61 y Fig. 4.62 sí se contrasta la presente

investigación con resultados experimentales de algunas campañas recientes:

En la campaña de Peng et al. (2008) el hormigón HSC se fabricó con áridos de

naturaleza calcárea, los ensayos se realizaron a 58 días de edad, el régimen de

calentamiento incluyó una meseta de estabilización de 1 h y el enfriamiento se

realizó de diferentes formas; las curvas representadas en la Fig. 4.61 son las

correspondientes a enfriamiento natural (que es el que se ha aplicado en el

presente estudio). El hormigón designado como HSC+PP incluía 2,73 kg/m3 de

fibras de polipropileno y el hormigón designado como HSC+HF, contenía

mezcla de fibras (hybrid fiber concrete, con 1,82 kg/m3 de fibras de

polipropileno más 70 kg/m3 de fibras de acero).

En la campaña de Ding et al. (2012) el hormigón HSC también se fabricó con

áridos de naturaleza calcárea, los ensayos se realizaron a 28 días de edad y el

régimen de calentamiento incluyó una meseta de estabilización de 3 h, seguida


195

de enfriamiento por inmersión en agua. El hormigón designado como HSC+PP

incluía 2 kg/m3 de fibras de polipropileno y el hormigón designado como

HSC+HF, contenía mezcla de fibras (3 kg/m3 de fibras de polipropileno más 40

kg/m3 de fibras de acero).

En la campaña de Antonius et al. (2014) no se identifica el tipo de árido usado,

el régimen de calentamiento fue en cámara de incineración (más agresivo que la

metodología presentada en esta tesis doctoral y en las campañas anteriores) y

no indican el procedimiento de enfriamiento. El hormigón, designado como

HSC+SF incluía un 0,5% en volumen de fibras de acero (40 kg/m3, aprox.).

En los ensayos realizados en el contexto de la presente tesis doctoral, los

hormigones designados como A4, A5 y A6 se elaboraron con áridos calizos, los

ensayos se realizaron a la edad de 60-63 días y la meseta de máxima

temperatura fue de una hora y cuarto, seguida de enfriamiento natural. Todos

incluían 2,5 kg/m3 de fibras de polipropileno y el contenido de fibras de acero

era de 0,25% en volumen. Por lo tanto, los contenidos de fibras de polipropileno

se pueden suponer equivalentes a los de Peng et al. (2008) y Ding et al. (2012),

mientras que el contenido de fibras de acero es sensiblemente menor, tal y como

se fijó como objetivo particular de la tesis.

Los aspectos más reseñables del contraste son los siguientes:

Como era de esperar, el hormigón HSC estudiado, fabricado con áridos calizos,

debe mostrar mejor resistencia residual que un HSC con áridos silíceos, tal y

como quedaría reflejado en la Fig. 4.60. Según se indica en Abrams (1971),

Bažant y Kaplan (1996), Bingöl y Gül (2009), entre otros, el motivo es la

expansión de a en el cuarzo de los áridos silíceos que se produce a 573 °C,

la cual es una transformación que lleva asociado un incremento de volumen del

árido que debilita la matriz del hormigón; en el caso de la caliza, ésta es más

estable a altas temperaturas y su descarbonatación se produce a partir de los

600 °C y tiene la particularidad de ser una reacción endotérmica, capaz de

absorber parte del calor transmitido al hormigón, razón por la cual la velocidad


196

de deterioro es menor a altas temperaturas (Castillo y Durrani (1990)). Kodur

y Sultan (1998) también llegaron a la misma conclusión en su ensayo a fuego de

columnas de HSC fabricadas con áridos calizos y silíceos. Si se entiende como

válida para HSC la curva de áridos calizos propuesta por Aslani y Bastami

(2011), la metodología seguida en la presente campaña de investigación

parecería validada.

El contraste con Peng et al. (2008) de la Fig. 4.61 en los intervalos de 450 y

650 °C es satisfactorio; no obstante, existe una notable discrepancia a la

temperatura más elevada de 825 °C, en donde la resistencia residual obtenida es

prácticamente el doble que la de Peng et al. (2008); en cualquier caso, a esta

temperatura, en ambas campañas se demuestra que el HSC con mezcla de

fibras (hybrid fiber concrete) muestra mejor comportamiento que el HSC con

fibras de polipropilieno.

En el caso de la comparación con Ding et al. (2012) de la Fig. 4.62, es preciso

señalar que en esa campaña el enfriamiento se realizó por inmersión en agua, lo

que conduce a menores resistencias residuales que el enfriamiento natural. Así

queda reflejado en la gráfica, donde se aprecia que la presente queda

ligeramente por encima de la de Ding et al. (2012); de hecho el hormigón HSC

(A4), con fibras de polipropileno coincide prácticamente con el equivalente de

Ding et al. (2012) en el rango de los 650 °C y la velocidad de deterioro a partir

de esa temperatura es prácticamente paralelo en ambas campañas.

En el caso de la comparación con Antonius et al. (2014), hay una apreciable

discrepancia a 450 °C y 650 °C, al contrario que a 825-900 °C, rango en el que

sí parece haber cierta coincidencia.

Del análisis de las figuras Fig. 4.61 y Fig. 4.62 se puede observar que, en el

rango de temperaturas más altas, entre 800 y 900 °C, los hormigones A5 y A6,

con fibras PP más 0,25% en volumen de fibras de acero, poseen una resistencia

residual notablemente superior al hormigón A4, con fibras PP exclusivamente.

Esta tendencia sólo se aprecia claramente en el caso de los ensayos de Peng et

al. (2008), cuyo hormigón con mezcla de fibras contenía el 0,9% en volumen de


197

fibras de acero. Por el contrario, en el caso de Ding et al. (2012), a 900 °C, con

el 0,5% de fibras de acero en su hormigón con mezcla de fibras, no hay

diferencia entre la resistencia residual de dicho hormigón y la del que contenía

fibras de polipropileno, exclusivamente. Finalmente, en el caso del hormigón de

Antonius et al. (2014) y su hormigón con 0,5% de fibras de acero, éste queda

ligeramente por debajo de los hormigones A5 y A6, que añaden fibra de

polipropileno pero contienen la mitad de fibra de acero; en principio esto

confirma la conclusión principal de Peng et al. (2008), en el sentido de que

hormigones con mezcla de fibras controlan mejor la pérdida de resistencia que

hormigones con un solo tipo de fibra, pero faltarían datos para poder asegurar

que un hormigón con bajo contenido de fibra de acero como el de las amasadas

A5 y A6 puede comportarse mejor que otro hormigón con el doble de fibras de

acero gracias al efecto sinérgico con la fibra de polipropileno.

Como conclusión o autocrítica final, la presente campaña parece mostrar una

tendencia a predecir resistencias residuales a compresión de los HSC optimistas frente a

otras campañas experimentales como las tres que se han recogido expresamente. Por el

contrario, en el caso de los NSC se ha encontrado una mejor correspondencia. La razón

podría ser el mayor calor específico de los hormigones HSC, debido a su microestructura

más compacta, en especial con la adición de humo de sílice que se ha empleado. Como

consecuencia, costaría más tiempo de exposición conseguir un régimen de temperatura

uniforme en hormigones de alta resistencia que en los hormigones de resistencia

convencional. Las probetas usadas por Peng et al. (2008) fueron cúbicas de 10 cm de

arista y su meseta de homogeneización a temperatura máxima fue de una hora. En el

caso de Ding et al. (2012) las probetas fueron también de 10 cm de arista y la meseta fue

de tres horas. En la presente campaña, las probetas fueron de 15 cm de arista y la

meseta fue de una hora y cuarto, tiempo que a lo mejor no fue suficiente para lograr una

completa estabilización térmica de las probetas cúbicas para los ensayos de compresión.

De ser así, es de esperar que esta circunstancia no tenga tanta importancia en la

siguiente discusión sobre la evolución de la adherencia a altas temperaturas, puesto que


198

las probetas fueron de menor tamaño, cilíndricas e incluían además la armadura de acero,

que contribuye a transmitir el calor al interior de las probetas.

4.3.2 Estudio comparativo de la evolución de la adherencia máxima

En las gráficas de la Fig. 4.63 se representa la evolución de la tensión máxima de

adherencia de los hormigones de resistencia convencional (NSC), normalizada como

porcentaje de la adherencia máxima a temperatura ambiente. La evolución del hormigón

NSC exento de fibras de acero se representa en ambas figuras Fig. 4.63.a y Fig. 4.63.b

por la terna de líneas que corresponden a la tendencia media y los límites inferior y

superior del intervalo de confianza del 95%. De forma análoga a las Fig. 4.57 y Fig. 4.59,

la evolución del comportamiento adherente de los hormigones NSC reforzados con fibras

de acero se representa superpuesta mediante los diagramas de tipo barras de error

(cuadrado central para el valor medio de la adherencia máxima normalizada y barras

sobresalientes delimitando el intervalo de confianza del 95%). La Fig. 4.63.a corresponde

al SFR-NSC-1 con las fibras de acero de relación de aspecto igual a 46,7 y la Fig. 4.63.b

corresponde al SFR-NSC-2 con fibras de relación de aspecto igual a 85,7.

La situación, por escalones de temperatura de exposición, es la siguiente:

En el escalón de exposición hasta los 450 °C, el hormigón convencional NSC

conserva, de media, el 68,1% de su capacidad adherente máxima a temperatura

ambiente; la amasada que incluye fibras de acero Ø0,75 mm conserva el 87,7%

de adherencia normalizada; y la amasada que incluye las fibras de Ø0,35 mm

conserva el 82,8% de adherencia normalizada.

En el escalón de 650 °C, el hormigón NSC conserva una adherencia normalizada

del 39,2%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm conserva el 41,3% y el

hormigón con fibras de Ø0,35 mm conserva el 44,8%.


199

Finalmente, en el escalón de 825 °C el hormigón NSC conserva una adherencia

normalizada del 18,9%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm conserva el 17,6%

y el hormigón con fibras de Ø0,35 mm conserva el 26,9%.

(a)

(b)

Fig. 4.63 Evolución de la adherencia máxima con la temperatura en los NSC ensayados: (a) hormigón NSC vs. hormigón SFR-NSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón NSC vs. hormigón SFR-NSC-2,

con fibras de acero de Ø0,35 mm (elaboración propia).

En el caso de los hormigones HSC, la evolución de la adherencia máxima con la

temperatura de exposición, normalizada a la de temperatura ambiente, se recoge en las

curvas Fig. 4.64.a y Fig. 4.64.b, en las que se sigue el mismo esquema de organización de

resultados que en las gráficas de las Fig. 4.63.a y Fig. 4.63.b. La evolución de la

adherencia máxima, por escalones de temperatura de exposición, es la siguiente:

En el escalón de exposición hasta los 450 °C, el hormigón HSC exento de fibras

de acero conserva, de media, el 90,7% de su capacidad adherente máxima a

temperatura ambiente; la amasada que incluye fibras de acero Ø0,75 mm

conserva el 80,9% de adherencia normalizada; y la amasada que incluye las

fibras de Ø0,35 mm conserva el 75,7% de adherencia normalizada.


200

En el escalón de 650 °C, el hormigón HSC conserva una adherencia normalizada

del 33,9%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm conserva el 41,2% y el

hormigón con fibras de Ø0,35 mm conserva el 48,7%.

Finalmente, en el escalón de 825 °C el hormigón HSC conserva una adherencia

normalizada del 16,6%, el hormigón con fibras de Ø0,75 mm conserva el 24,5%

y el hormigón con fibras de Ø0,35 mm conserva el 28,0%.

(a)

(b)

Fig. 4.64 Evolución de la adherencia máxima con la temperatura en los HSC ensayados: (a) hormigón HSC vs. hormigón SFR-HSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón HSC vs. hormigón SFR-HSC-2,


Las figuras Fig. 4.65 y Fig. 4.66 muestran el contraste de la campaña experimental

con algunos de los antecedentes que se presentaron en el capítulo 2: las campañas de

Diederichs y Schneider (1981), Morley y Royles (1983), Ahmed et al. (1992), Haddad y

Shannis (2004), Haddad et al. (2008), Bingöl y Gül (2009) y Aslani y Samali (2013). La

Fig. 4.65 corresponde a la adherencia máxima normalizada y residual en los hormigones

NSC y la Fig. 4.66 corresponde a los hormigones HSC.


201

Fig. 4.65 Contraste entre la adherencia máxima normalizada de los tres hormigones NSC estudiados y varios

antecedentes de investigación (elaboración propia).

Fig. 4.66 Contraste entre la adherencia máxima normalizada de los tres hormigones HSC estudiados y varios

antecedentes de investigación (elaboración propia).

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Adh

eren

cia

máx

ima

norm

aliz

ada

[%]

Temperatura [°C]

Diederichs & Schneider (1981) Morley & Royles (1983)

Ahmed et al. (1992) Bingöl & Gül (2009)

Aslani & Samali (2013) NSC (A1)

SFR-NSC-1 (A2) SFR-NSC-2 (A5)

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Adh

eren

cia

máx

ima

norm

aliz

ada

[%]

Temperatura [°C]

Diederichs & Schneider (1981) Haddad & Shannis (2004)

Haddad et al. (2008), HSC Haddad et al. (2008), HSC+HF

Aslani & Samali (2013) HSC (A5)



202

Diederichs y Schneider (1981) aparecen en ambas figuras Fig. 4.65 y Fig. 4.66

porque de su campaña de investigación los hormigones que ensayaron eran de resistencias

de entre 48 a 63,9 MPa y se sitúan, por tanto, en el límite de los NSC y los HSC. La

curva que se recoge en estas figuras es la que corresponde a barras corrugadas embebidas

en probetas cilíndricas y con longitud adherente igual a cinco diámetros (en su campaña

también ensayaron barras lisas y barras de acero para pretensado). De igual manera, los

ajustes de Aslani y Samali (2013), basados en antecedentes publicados por otros autores,

no distinguen entre hormigón de resistencia convencional u hormigón de alta resistencia,

por lo que se han reflejado en ambas figuras. En este trabajo, Aslani y Samali (2013)

proponen tres curvas distintas de evolución de la adherencia con la temperatura; la que

se ha representado en las figuras Fig. 4.65 y Fig. 4.66 es la correspondiente a barras

corrugadas con longitudes adherentes entre 30 mm y 100 mm.

La campaña experimental llevada a cabo en el contexto de la presente tesis

doctoral llevó a cabo los ensayos de adherencia mediante pull-out en probetas cilíndricas

de 125 mm de diámetro y 120 mm de altura, con barra corrugada de 12 mm y longitud

adherente de 50 mm (4,2 diámetros) y recubrimiento libre igual 4,7 veces el diámetro. De

los tres hormigones NSC, ya se ha señalado que el hormigón designado como (A2)

presentó problemas de dosificación en la fabricación y los otros dos hormigones dieron

resistencias de entre 25 y 29 MPa. En los hormigones HSC se obtuvieron resistencias de

entre 83 y 98 MPa.

Morley y Royles (1983) estudiaron la adherencia en un hormigón NSC de 35 MPa

de resistencia a compresión, con probetas cilíndricas y longitud adherente de 32 mm (dos

veces el diámetro de la barra ensayada). La curva recogida en la Fig. 4.65 corresponde a

adherencia residual en ensayos sin pre-carga (en su campaña también llevaron a cabo

stressed tests y unstressed tests a alta temperatura). En el caso de Ahmed et al. (1992),

la geometría de pull-out fue probeta prismática con barra adherida 150 mm y los datos de

adherencia residual se obtuvieron en probetas ensayadas con meseta térmica de una hora

y tras enfriamiento natural al aire (en su campaña también estudiaron mesetas térmicas

de duración superior e inferior y el caso de enfriamiento por inmersión en agua).


203

Finalmente, Bingöl y Gül (2009), ensayaron la adherencia en probetas cilíndricas con

barra corrugada de 8 mm y distintas longitudes adherentes, tras exposición a

temperatura máxima durante 3 h y enfriamiento natural o por inmersión; los datos

consignados en la Fig. 4.65 corresponden a 6 cm de longitud adherente (7,5 veces el

diámetro nominal) y enfriamiento natural.

En el caso de la adherencia en hormigones de alta resistencia (Fig. 4.66), vuelven a

aparecer los resultados de Diederichs y Schneider (1981) y Aslani y Samali (2013). En

esta Fig. 4.66 también se superpone la campaña experimental de Haddad y Shannis

(2004), sobre hormigones HSC con resistencia a compresión entre 66 y 73 MPa, exentos

de fibras y fabricados con áridos calizos; la adherencia se ensayó por pull-out en probetas

cilíndricas con barra corrugada de 18 mm y longitud adherente de 150 mm (8,3 veces el

diámetro); la meseta a temperatura máxima fue de una hora y el enfriamiento fue

natural al aire. Los distintos valores de adherencia residual a 600 y a 800 °C

corresponden a distintas proporciones de adición (de puzolana natural) y distintos

valores de recubrimiento libre de la barra adherida (1,8 diámetros o 2,3 diámetros).

Finalmente, en el caso de Haddad et al. (2008), las probetas de pull-out fueron

prismáticas, con armaduras longitudinales de refuerzo en las esquinas; la longitud de

adherencia de la barra ensayada era 150 mm y, en este caso, se recogen dos curvas de

adherencia residual, una correspondiente a hormigón HSC exento de fibras y la otra

correspondiente a hormigón HSC con un 2% en volumen de mezcla de fibras de

polipropileno y acero hook-end.

Los aspectos más reseñables del contraste de los resultados experimentales con los

antecedentes, son los siguientes:

En la Fig. 4.66 llama la atención la elevada resistencia residual del hormigón

designado como A4 (el HSC con fibras de polipropileno y exento de fibras de

acero), superior al 90%. Lo mismo que ocurre con el hormigón designado como

A2, cuya fabricación fue problemática, podría ser aconsejable no otorgar

fiabilidad a este resultado.


204

Salvo por el caso mencionado, la adherencia residual de los hormigones exentos

de fibras de acero (amasadas A1 y A4) parecen ajustarse suficientemente bien a

la curva de previsión de Aslani y Samali (2013). Especialmente en el caso del

hormigón A1 a 600 y 800 °C la coincidencia es casi absoluta. Y en el caso del

hormigón A4, en ese rango de temperaturas más elevadas, los resultados

obtenidos son ligeramente más conservadores, pero muy aproximados.

La mayor dispersión de resultados se observa claramente en los hormigones

HSC y a 600 °C. La principal razón para ello es que en las pocas campañas

experimentales de que se dispone para recopilación de datos sobre la adherencia

de HSC a altas temperaturas la metodología ha sido muy dispar, algo que ya ha

quedado reflejado más arriba.

Sin embargo, entre los 700 y los 800 °C hay aparentemente menos dispersión y

existe buena coherencia entre los distintos resultados de los HSC.

En este sentido, existen otras campañas experimentales, como las de Hertz

(1982) y Lublóy y György (2014) que obtienen resistencias residuales

prácticamente nulas a 800 °C, hecho que debe ser reseñado en la presente

discusión. Ambos casos corresponden con hormigones de resistencia

convencional y, en el caso de Lublóy y György (2014), se trata además de

hormigones con fibras de acero y de polipropileno.

Finalmente, en lo que respecta a la influencia de la mezcla de fibras de

polipropileno y acero (amasadas A3, A5 y A6, así como en Haddad et al.

(2008)), se puede concluir que éstas incrementan la adherencia máxima residual

normalizada. El caso de la amasada A2 es menos evidente, pues en principio

parece mejorarla a 450 °C mientras que la disminuye a temperaturas más

elevadas; como ya ha sido señalado, los resultados a que dé lugar la amasada

A2 son cuestionables y, por ello, no deberían ser claves a la hora de extraer

conclusiones.


205

4.3.3 Relación entre la adherencia máxima y la resistencia a compresión

Con el fin de discutir mejor la comparación entre los distintos casos de estudio y

analizar la influencia de la mezcla de fibras en el comportamiento adherente, tanto a

temperatura ambiente como a altas temperaturas, se propone en este apartado una

sistemática para tratar de normalizar la adherencia en función de la resistencia a

compresión. En los resultados expuestos puede observarse que:

En primer lugar, en el caso de los hormigones NSC, a temperatura ambiente, el

hormigón con fibras de polipropileno (0,15% en volumen) poseía una resistencia

a compresión en probeta cúbica de 29,0 MPa y su adherencia máxima fue de

10,96 MPa; sin embargo, el hormigón NSC con mezcla de fibras incorporando

las de acero de 0,35 mm de diámetro (0,25% adicional en volumen), que obtuvo

una resistencia a compresión inferior, de 24,6 MPa, dio una adherencia máxima

superior de 12,71 MPa. Obviando la diferencia en la resistencia a compresión, el

incremento de adherencia máxima sería un 16,0%.

Esa misma circunstancia se repite en los hormigones HSC, comparando el

hormigón exento de fibras de acero (89 MPa de resistencia a compresión y 30,1

MPa de adherencia máxima, con un 0,28% en volumen de fibras de

polipropileno) frente al hormigón con fibras de acero de 0,35 mm (83,4 MPa y

34,3 MPa de adherencia máxima, con un 0,25% adicional de fibras de acero). Al

igual que en el caso de los NSC, si se omite la diferencia en la resistencia a

compresión, la mejora de adherencia máxima es de un 13,3%.

Por razones de control del spalling durante el proceso de calentamiento, las

amasadas “de control” eran de hormigón reforzado con fibras de polipropileno; por lo

tanto, las mejoras de adherencia indicadas son atribuibles al 0,25% de contenido de fibras

de acero y no al contenido total de mezcla de fibras. Como se comentó en el capítulo 2

“Antecedentes”, Hamad et al. (2001) llegaron a medir mejoras de adherencia de en torno

al 50-55% con un 2% de volumen de fibras (de acero); en esa misma campaña, sobre

vigas reales, la mejora en la adherencia con un 0,5% de fibras (de acero, únicamente) fue


206

de en torno al 10%. Por lo tanto, los resultados de la presente campaña deben ser

considerados muy optimistas. A este respecto, merece poner de manifiesto que en la

campaña de Hamad et al. (2001) el curado de los elementos de hormigón fue de sólo 7

días y los ensayos fueron realizados a los 28 días de edad; en la presente campaña, el

curado duró 28 días y los ensayos se realizaron a partir de los 60 días de edad, con lo que

el grado de hidratación del cemento era mayor que en la campaña de Hamad et al.

(2001); tal y como se recoge en la Monografía M-2 de ACHE, basándose en la tesis

doctoral de Giménez (1985), a mayor edad y/o a mayor grado de hidratación del

cemento, se mejora la calidad del anclaje de las fibras de acero a la matriz de hormigón,

lo que motivaría una mayor influencia sobre la capacidad adherente de las armaduras

corrugadas al hormigón, lo que quizá podría explicar los resultados obtenidos.

A la hora de poder comparar de forma más crítica la mejora en la adherencia entre

amasadas con resistencias distintas (de forma separada en los NSC y en los HSC) es

preciso normalizar de algún modo el contraste. Como ya se explicó en los antecedentes,

parece haber consenso en que la adherencia máxima acero-hormigón es proporcional a la

resistencia a compresión. Varios autores (Eligehausen et al. (1982), Chapman y Shah

(1987), Bažant y Şener (1988)), así como ACI 318-11 y el Código Modelo 2010, proponen

que sería directamente proporcional a la raíz cuadrada de la resistencia a compresión; por

otro lado, el informe ACI 408R-03 propone un mejor ajuste en función de la raíz cuarta;

Aslani y Nejadi (2012) realizan un ajuste de regresión basado en resultados existentes

para hormigón convencional y autocompactante a temperatura ambiente, según el cual

para barras lisas la adherencia máxima sería proporcional a la resistencia a compresión

elevada a 0,23 (muy similar a ACI 408R-03), mientras que para barras corrugadas el

exponente cambiaría de 0,23 a 0,55 (próximo a la raíz cuadrada).

Por lo tanto, asumiendo que la máxima adherencia , ,b máx T a una temperatura T es

función de la raíz cuadrada de la resistencia a compresión ,c Tf a dicha temperatura en la

forma de la ecuación (4.2), la Tabla 4.76 recoge los valores del coeficiente ,b Tk y también

incluye entre paréntesis el porcentaje de mejora (o reducción) en la adherencia máxima


207

de las amasadas que incorporan mezcla de fibras de acero y polipropileno respecto de

aquellas que contienen únicamente fibras de polipropileno.

, , , ,b máx T b T c Tk f (4.2)

Tabla 4.76 Valores del coeficiente kb,T de dependencia entre la adherencia máxima y la raíz cuadrada de la resistencia a compresión. Entre paréntesis se indica el porcentaje de mejora (o reducción) respecto de las amasadas

exentas de fibras de acero. Mediciones a 60-63 días de edad.

20 °C 450 °C 650 °C 825 °C

Amasada A1 2,03 1,52 1,17 0,92

Amasada A2 1,68 (-17%) 1,64 (+8%) 0,99 (-15%) 0,80 (-13%)

Amasada A3 2,56 (+26%) 2,32 (+53%) 1,61 (+38%) 1,80 (+96%)

Amasada A4 3,18 3,20 1,70 1,07

Amasada A5 3,68 (+16%) 3,25 (+2%) 2,23 (+31%) 1,56 (+46%)

Amasada A6 3,76 (+18%) 3,14 (-2%) 2,56 (+51%) 1,91 (+79%)

En el caso de la amasada A2 en la que a las fibras de polipropileno se añadieron

fibras de acero de Ø0,75 mm y relación de aspecto de 46,7 los valores del coeficiente ,b Tk

conducen a concluir que su efecto sería perjudicial. Sin embargo, ya ha sido señalado

anteriormente que los resultados de la amasada A2 son cuestionables debido a un dudoso

proceso de elaboración en la planta de hormigonado. Otro valor cuestionable sería el caso

de la amasada A4 tras exposición a 450 °C, que dio un valor excesivamente optimista de

la adherencia máxima y por eso la inclusión de las fibras de acero parece no tener efecto

en la mejora (o empeoramiento de la adherencia). En el resto de casos se podrían realizar

las siguientes observaciones generales:

En primer lugar, los valores del coeficiente ,b Tk a temperatura ambiente en el

caso de los hormigones exentos de fibras de acero (y que incluyen fibras de

polipropileno sin función estructural) guardan el orden de magnitud de la

propuesta del Código Modelo 2010 para condiciones de buena adherencia, de


208

valor ,20 C 2,5bk (ver ecuación (2.1) en el capítulo 2 “Antecedentes”), por lo

que podría darse por válida la metodología de ensayo de pull-out que se ha

planteado para determinar los parámetros que caracterizan la ley local de

adherencia.

A temperatura ambiente, la adición de fibras de acero, especialmente si son de

elevada relación de aspecto (85,7 en las amasadas A3 y A6), contribuye a

incrementar la adherencia máxima, siendo el efecto menos apreciable cuanto

más alto sea el grado resistente del hormigón (un 18% en el HSC frente a un

26% en el NSC).

Cuanto más elevada sea la temperatura de exposición, la influencia de las fibras

de acero (en combinación con las de polipropileno) es aún más beneficiosa que a

temperatura ambiente y, en la línea de la conclusión anterior, el efecto sería

menos notorio cuanto más alta sea la resistencia del hormigón: por ejemplo, a

825 °C la mejora de adherencia aportada por las fibras de 85,7 de relación de

aspecto es del 79% en el HSC, inferior al 96% detectado en el NSC.

En el caso de las amasadas A5 y A6, a las temperaturas más elevadas, resultan

más eficientes las fibras de acero de mayor relación de aspecto y con diámetros

más finos, a pesar de ser más sensibles a una pérdida de sección resistente por

oxidación a altas temperaturas, tal y como se señala en Ding et al. (2012) y tal

y como se había comprobado en la campaña experimental preliminar.

La Fig. 4.67 representa gráficamente la evolución de este coeficiente ,b Tk con la

temperatura. A la luz de esta figura y manteniendo la estructura de la formulación del

Código Modelo 2010, el efecto de las altas temperaturas sobre la pérdida de adherencia

acero-hormigón sería doble:

Por un lado, la resistencia a compresión se ve reducida, lo que deteriora la

capacidad del comportamiento adherente.

Por otro lado, el coeficiente ,b Tk es asociado con la calidad de la adherencia en

el Código Modelo 2010 y, tal y como pondrían de manifiesto la figura Fig. 4.67,


209

la temperatura deterioraría las condiciones de adherencia. Ello podría explicarse

por los cambios físico-químicos en el hormigón en contacto con la armadura y

por las tensiones derivadas de las dilataciones experimentadas a altas

temperaturas por los áridos, por la pasta de cemento y por el propio acero

corrugado, con diferentes evoluciones de sus coeficientes de dilatación; la

incompatibilidad de deformaciones podría ser causante de microfisuración y

despegues locales, tanto en la fase de calentamiento como en la fase de

enfriamiento. A tenor de la Fig. 4.67.b cabe pensar que este mecanismo afecta

en mayor medida al hormigón del alta resistencia.

(a)

(b)

Fig. 4.67 Evolución del coeficiente kb,T con la temperatura: (a) hormigones de resistencia convencional; (b) hormigones de alta resistencia (elaboración propia).

En la Fig. 4.68 se representa gráficamente la evolución de la adherencia máxima

frente a la raíz cuadrada de la resistencia a compresión, para los seis hormigones

ensayados y para los tres escalones de altas temperaturas más el de temperatura

ambiente diseñados. En estas gráficas se superpone además la regresión lineal para cada

tipo de hormigón: los valores del coeficiente de determinación R2 se recogen en la Tabla

4.77. En el caso de los hormigones NSC los coeficientes de determinación no son muy

superiores a 0,9 y, como puede apreciarse en la Fig. 4.68.a los puntos correspondientes a


210

las tres amasadas se ajustarían mejor a parábolas con vértice en el origen de

coordenadas. En el caso de los hormigones HSC las rectas de regresión lineal tienen

coeficientes R2 muy próximos a la unidad, pero los tres modelos predecirían adherencia

máxima residual nula con resistencias a compresión residuales de entre 16 y 25 MPa.

(a)

(b)

Fig. 4.68 Representación gráfica y ajuste lineal de la adherencia máxima frente a la raíz cuadrada de la resistencia a compresión (residuales), desde temperatura ambiente hasta temperaturas elevadas: (a)

hormigones de resistencia convencional; (b) hormigones de alta resistencia (elaboración propia).

Tabla 4.77 Coeficientes de determinación correspondientes a las rectas de regresión lineal de la adherencia máxima frente a la raíz cuadrada de la resistencia a compresión a altas temperaturas

Amasada A1 A2 A3 A4 A5 A6

Coeficiente R2 0,9161 0,9461 0,9115 0,9876 0,9975 0,9810

Otra opción para predecir la adherencia máxima residual a altas temperaturas sería

estudiar su variación frente a la resistencia a compresión elevada a la unidad, tal y como

se representa en las Fig. 4.69.a y b, en las que nuevamente se superponen los modelos de

regresión lineal, cuyos coeficientes de determinación R2 se anotan en la Tabla 4.78.


211

(a)

(b)

Fig. 4.69 Representación gráfica y regresión lineal de la adherencia máxima frente a la compresión (residuales), desde temperatura ambiente hasta temperaturas elevadas: (a) hormigones de resistencia

convencional; (b) hormigones de alta resistencia (elaboración propia).

Tabla 4.78 Coeficientes de determinación correspondientes a las rectas de regresión lineal de la adherencia máxima frente a la resistencia a compresión elevada a la unidad a altas temperaturas


Coeficiente R2 0,9591 0,9695 0,9663 0,9841 0,9990 0,9934

Salvo en el caso del coeficiente R2 para el caso del hormigón A4, que disminuye

ligeramente, todos los demás coeficientes de determinación mejoran y, concretamente, en

el caso de los hormigones NSC (amasadas A1, A2 y A3), los tres coeficientes son

superiores a 0,95. Las rectas de regresión lineal representadas en la Fig. 4.69 vuelven a

poner de manifiesto el efecto beneficioso de las fibras de acero (en combinación con las de

polipropileno) en la adherencia máxima residual tras la exposición a altas temperaturas.

Las siguientes ecuaciones (4.3) hasta (4.6) describen las rectas de regresión lineal para los

cuatro casos más significativos estudiados:

Hormigón NSC con fibras de polipropileno (0,15% en volumen):

, , ,0,3536 0,1503b máx T c Tf (4.3)


212

Hormigón NSC con fibras de polipropileno (0,15% en volumen) más fibras de

acero hook-end con 85,7 de relación de aspecto (0,25% en volumen):

, , ,0, 4526 1,1500b máx T c Tf (4.4)

Hormigón HSC con fibras de polipropileno (0,28% en volumen):

, , ,0,3934 3,4340b máx T c Tf (4.5)

Hormigón HSC con fibras de polipropileno (0,28% en volumen) más fibras de

acero hook-end con 85,7 de relación de aspecto (0,25% en volumen):

, , ,0, 4134 1,0435b máx T c Tf (4.6)

Como complemento a las anteriores fórmulas, las siguientes ecuaciones (4.7) hasta

(4.10) permiten estimar, en cada uno de estos cuatro tipos de hormigones, la resistencia a

compresión ,c Tf a una determinada temperatura elevada T a partir de la resistencia a

compresión a temperatura ambiente, designada como ,20 Ccf :

Hormigón NSC con fibras de polipropileno (0,15% en volumen); ajuste a partir

de los resultados presentados en la Tabla 4.1, para edad de entre 60 y 63 días,

con coeficiente de determinación R2 = 0,9927:

4 6 2

,

,20 C

1,00 2,48 10 1,54 10 1 si 20 C 891 C0 si 891 C

c T

c

f T T Tf T

(4.7)


acero hook-end con 85,7 de relación de aspecto (0,25% en volumen); ajuste a

partir de los resultados presentados en la Tabla 4.3, para edad de entre 60 y 63

días, con coeficiente de determinación R2 = 0,9994:

4 6 2

,

,20 C

0,994 4,11 10 1,75 10 1 si 20 C 880 C0 si 880 C

c T

c

f T T Tf T

(4.8)


213

Hormigón HSC con fibras de polipropileno (0,28% en volumen); ajuste a partir

de los resultados presentados en la Tabla 4.4, para edad de entre 60 y 63 dias,

con coeficiente de determinación R2 = 0,9611:

4 6 2

,

,20 C

1,01 1,03 10 1,06 10 1 si 20 C 930 C0 si 930 C

c T

c

f T T Tf T

(4.9)


acero hook-end con 85,7 de relación de aspecto (0,25% en volumen); ajuste a

partir de los resultados presentados en la Tabla 4.6, para edad de entre 60 y 63

días, con coeficiente de determinación R2 = 0,9880:

5 6 2

,

,20 C

1,01 1,99 10 1,04 10 1 si 20 C 975 C0 si 975 C

c T

c

f T T Tf T

(4.10)

4.3.4 Curva de adherencia a temperaturas elevadas y energía de adherencia

En la Fig. 4.70 se representan las curvas promedio de adherencia frente a

deslizamiento obtenidas por los seis hormigones ensayados, tras la exposición a

temperaturas elevadas. La curva correspondiente a los hormigones HSC sin fibras de

acero (amasada A4) a temperatura ambiente se interrumpe poco después de los 3 mm de

deslizamiento relativo porque dos probetas del grupo de cinco ensayadas fallaron

súbitamente por splitting sin resistencia residual a adherencia; en el caso de los otros dos

hormigones de alta resistencia (amasadas A5 y A6), las fibras de acero no evitaron

estrictamente el modo de fallo por splitting, pero sí que se puede apreciar cómo

controlaron dicho fallo y garantizaron que quedaba cierta adherencia residual. Este modo

de fallo sólo se apreció en el hormigón HSC y únicamente a temperatura ambiente.


214

(a) NSC (A1)

(b) HSC (A4)

(c) SFR-NSC-1 (A2)

(d) SFR-HSC-1 (A5)

(e) SFR-NSC-2 (A3)

(f) SFR-HSC-2 (A6)

Fig. 4.70 Curvas de adherencia hasta 7,2 mm de deslizamiento relativo, correspondiente con la distancia entre corrugas para la barra Ø12 de B500S (elaboración propia).


215

En cada una de las 24 curvas de la Fig. 4.70 se ha destacado con una pareja de

pequeños marcadores cuadrados la meseta característica de la ley local de adherencia (ver

la Fig. 2.11 en el capítulo 2 “Antecedentes”). El criterio que se ha aplicado para

delimitar la meseta es que ésta la formarían todos los puntos donde se supera el 95% de

la adherencia máxima de cada curva. Excepcionalmente en el caso de la problemática

amasada A2 a temperatura ambiente, la meseta corresponde a más del 90% de la

adherencia máxima. En las Tablas 4.79.a-d se anotan los valores 1s y 2s que delimitan

las mesetas, así como el porcentaje de adherencia residual remanente (post-peak) cuando

el deslizamiento relativo alcanza la separación entre corrugas ( 3 7,2 mms ).

Tabla 4.79.a Parámetros característicos de las curvas de adherencia-deslizamiento a T ambiente

Amasada s1 [mm] s2 [mm] b,s3 / b,máx [%]

A1 0,48 1,97 41,2

A2 0,04 1,24 35,2

A3 0,88 2,14 34,0

A4 0,52 1,76 –

A5 0,25 1,49 17,4

A6 0,29 1,41 13,6

Tabla 4.79.b Parámetros característicos de las curvas de adherencia-deslizamiento tras exposición a 450 °C


A1 0,90 2,47 36,8

A2 0,60 1,81 31,6

A3 0,68 1,86 30,3

A4 0,54 1,48 35,4

A5 0,33 1,29 49,1

A6 0,35 1,74 54,7


216

Tabla 4.79.c Parámetros característicos de las curvas de adherencia-deslizamiento tras exposición a 650 °C


A1 1,07 1,98 37,1

A2 0,41 2,01 35,7

A3 0,82 1,91 38,4

A4 0,60 1,35 36,1

A5 0,57 1,37 42,2

A6 0,57 1,40 40,7

Tabla 4.79.d Parámetros característicos de las curvas de adherencia-deslizamiento tras exposición a 825 °C


A1 1,03 2,53 39,9

A2 0,93 2,11 34,7

A3 1,34 2,57 38,8

A4 0,46 0,86 27,1

A5 0,47 0,81 32,3

A6 0,46 1,02 41,0

De la información recogida en las Tablas 4.79.a-d pueden señalarse las siguientes

conclusiones:

La meseta de los hormigones NSC, con o sin fibras de acero, parece ajustarse

razonablemente bien a los valores de 1 1 mms y 2 2 mms propuestos por

Eligehausen y Cairns en el Código Modelo 2010, tanto a temperatura ambiente

como a temperaturas elevadas. Nuevamente debe señalarse la poca fiabilidad de

los resultados de la amasada A2.

En el caso de los tres hormigones HSC a temperatura ambiente, la meseta se

produce con valores de deslizamiento inferiores; el valor de 1s se situaría en


217

torno a 0,5 mm en el caso del HSC exento de fibras de acero y en torno a 0,25

mm en el caso de los dos HSC con fibras de acero, lo cual indicaría una

sustancial mejora de la rigidez en la adherencia. A temperaturas elevadas, el

efecto de las fibras no se aprecia tanto y los tres hormigones HSC tienen a

situar el valor 1s en torno a 0,5 mm. En lo referente al valor 2s que acota el

final de la meseta, la tendencia en los tres hormigones es su reducción de en

torno a 1,5 mm a temperatura ambiente a 1 mm tras exposición a 825 °C.

En los hormigones NSC, la adherencia remanente cuando se produce un

deslizamiento relativo equivalente a la distancia entre corrugas ( 3s ) es próxima

al 40% que se establece en el Código Modelo 2010. Aparentemente, la influencia

de las fibras de acero es perjudicial, por cuanto a temperatura ambiente y a 450

°C parece reducir el porcentaje de adherencia remanente al entorno del 30%.

Sin embargo, ocurre lo contrario con los hormigones HSC: por un lado, a

temperatura ambiente ya se ha señalado que las fibras de acero contribuyen a

controlar el modo de fallo por splitting. Y a temperaturas elevadas, en los tres

escalones planteados, las fibras mejoran la adherencia remanente en 3s .

Como conclusión final de esta parte de la discusión, los resultados obtenidos

para hormigón NSC a temperatura ambiente son acordes a la ley local de

adherencia del Código Modelo 2010.

Otro parámetro de interés en el área encerrada bajo la curva adherencia-

deslizamiento, que lleva unidades de tensión (MPa) por longitud (mm). Este área podría

asimilarse a la energía absorbida en el deslizamiento: 1 MPa·mm = 1 kJ/m2, es decir,

energía por unidad de superficie adherente, según la ecuación (4.11):

, ,0

s

b T b TE s s ds (4.11)

En la Tabla 4.80 se presentan los valores de energía absorbida en los hormigones

NSC hasta dos valores de deslizamiento de referencia: el valor 1 mm caracteriza la rama

de carga y el valor 7,2 mm ( 3s ) caracteriza la curva completa hasta un deslizamiento


218

equivalente a la separación entre corrugas. En la Tabla 4.80 también se indican los

valores residuales normalizados de energía de adherencia a altas temperaturas, como

porcentaje respecto de la correspondiente a temperatura ambiente. La evolución de la

energía de adherencia residual en estos hormigones NSC se representa en la Fig. 4.71.

Tabla 4.80 Valores de la energía de adherencia en los hormigones NSC correspondientes a deslizamientos relativos de 1 mm y de 7,2 mm, a T ambiente y a altas temperaturas

Amasada Eb,20 °C,1.0 mm [kJ/m2] Eb,450 °C,1.0 mm [kJ/m2] Eb,650 °C,1.0 mm [kJ/m2] Eb,825 °C,1.0 mm [kJ/m2]

A1 (NSC) 9,89 5,65 (57,2%) 2,66 (26,8%) 1,38 (14,0%)

A2 (SFR-NSC-1) 6,72 5,24 (77,9%) 2,38 (35,5%) 0,973 (14,5%)

A3 (SFR-NSC-2) 10,5 8,96 (85,3%) 4,41 (42,0%) 2,32 (22,1%)


A1 (NSC) 57,6 38,6 (67,0%) 20,8 (36,1%) 10,9 (19,0%)

A2 (SFR-NSC-1) 34,3 28,7 (83,7%) 14,1 (41,1%) 6,08 (17,8%)

A3 (SFR-NSC-2) 61,8 49,2 (79,6%) 29,5 (47,8%) 17,4 (28,2%)

(a)

(b)

Fig. 4.71 Evolución de la energía de adherencia a altas temperaturas, expresada como valor normalizado en porcentaje de la energía a temperatura ambiente: (a) hasta 1 mm de deslizamiento relativo; (b) hasta 7,2

mm de deslizamiento relativo (elaboración propia).


219

La tabla 4.81 y la Fig. 4.72 caracterizan la evolución de la energía de adherencia a

altas temperaturas para los hormigones HSC; debido al fallo de adherencia por splitting a

temperatura ambiente en el caso de los HSC exentos de fibras de acero, se ha adoptado

s = 3 mm como valor de deslizamiento relativo para caracterizar la energía absorbida en

la rama de descarga.

Tabla 4.81 Valores de la energía de adherencia en los hormigones HSC correspondientes a deslizamientos relativos de 1 mm y de 3 mm, a T ambiente y a altas temperaturas


A4 (NSC) 24,1 22,1 (91,6%) 7,10 (29,5%) 4,02 (16,7%)

A5 (SFR-HSC-1) 34,6 25,9 (74,9%) 11,2 (32,2%) 7,02 (20,3%)

A6 (SFR-HSC-2) 32,0 22,4 (70,1%) 12,0 (37,6%) 7,75 (24,2%)

Amasada Eb,20 °C,3 mm [kJ/m2] Eb,450 °C,3 mm [kJ/m2] Eb,650 °C,7.2 mm [kJ/m2] Eb,825 °C,3 mm [kJ/m2]

A4 (HSC) 78,3 66,0 (84,3%) 25,2 (32,3%) 11,1 (14,1%)

A5 (SFR-HSC-1) 86,8 74,8 (86,2%) 36,9 (42,5%) 20,2 (23,2%)

A6 (SFR-HSC-2) 81,8 69,8 (85,3%) 41,5 (50,8%) 23,4 (28,6%)

(a)

(b)

Fig. 4.72 Evolución de la energía de adherencia a altas temperaturas, expresada como valor normalizado en porcentaje de la energía a temperatura ambiente: (a) hasta 1 mm de deslizamiento relativo; (b) hasta 3 mm

de deslizamiento relativo (elaboración propia).


220

Los aspectos más destacables que se observan en relación con la energía adherente

son los siguientes:

Con carácter general se aprecia claramente cómo la adición de las fibras de

acero a hormigones NSC o HSC (que incluyen fibras de polipropileno) mejora

notablemente la capacidad de absorción de energía de adherencia, entendida

como el área encerrada bajo la curva de adherencia-deslizamiento.

Otra tendencia general es que, a igualdad de contenido de fibras de acero,

aquellas fibras con mayor relación de aspecto, usadas en las amasadas A3 y A6,

conllevan mayor incremento de la energía absorbida, en términos residuales.

Ello es conforme al estado actual del conocimiento en cuanto a la mayor

eficiencia de las fibras con mayor relación de aspecto a temperatura ambiente;

los resultados de la presente campaña permitirían generalizar esta característica

a temperaturas elevadas de hasta el entorno de 800 °C, a pesar de los posibles

fenómenos derivados de la incompatibilidad térmica y la oxidación de las fibras

finas a altas temperaturas señalados por Ding et al. (2012).

De forma excepcional, en el caso de los hormigones HSC tras la exposición a

450 °C, esa tendencia generalizada no se cumple; ello es acorde con anteriores

resultados ya discutidos, en los que se ha puesto de manifiesto cómo el HSC

exento de fibras a 450 °C retiene más de un 90% de adherencia máxima

residual. La Fig. 4.72.a corresponde a un deslizamiento relativo de 1 mm que,

como se ha visto anteriormente, estaría situado en la meseta de adherencia

máxima de la ley local de adherencia; por lo tanto, es lógico que la amasada A4

esté por encima de las otras dos. Aun así, sorprende que en este escalón se

incumpla también la tendencia de un mejor comportamiento cuanto mayor sea

la relación de aspecto de las fibras (que sí se cumple a 650 y a 825 °C).

Por último, la mayor mejora en la adherencia residual normalizada se produce a

825 °C y con las fibras de acero con relación de aspecto más alta, tanto en los

hormigones NSC (un incremento del 48,4% respecto del NSC exento de fibras


221

de acero) como en los hormigones HSC (un incremento del 102,2% respecto del

HSC exento).

La energía de adherencia en la fase inicial de carga con bajos valores de

deslizamiento, también sirve para poder estimar el exponente de la curva que formula

el Código Modelo 2010. Sea la ecuación (4.12):

1, 1,

1,1,

, 1, , , ,0 0 1,

1, , , , 1, , ,

0 01, 1,1 1

T T

TT

s s

b T T b T b máx TT

ssb máx T b máx T T b máx T

T T

sE s s ds dss

sss dss s

(4.12)

en la que 1,Ts es el deslizamiento relativo correspondiente a la máxima tensión de

adherencia tras la exposición hasta una temperatura T ; , 1,b T TE s es la energía de

adherencia absorbida asociada a un deslizamiento relativo 1,Ts ; y , ,b máx T es la adherencia

máxima tras la exposición a la temperatura T . A partir de estos tres valores, que pueden

calcularse con las curvas determinadas en los ensayos, es posible despejar el valor del

exponente el cual se recoge en la Tabla 4.82.

Tabla 4.82 Valores del exponente de la rama inicial de carga de la ley local de adherencia, acorde a la formulación del Código Modelo 2010, obtenidos a partir de las ramas iniciales de las curvas obtenidas en la campaña

experimental.


T = 20 °C 0,17 0,46 0,18 0,52 0,11 0,20

T = 450 °C 0,29 0,18 0,20 0,44 0,42 0,52

T = 650 °C 0,49 0,47 0,30 0,89 0,70 0,85

T = 825 °C 0,41 0,19 0,28 0,55 0,61 0,59

En la Fig. 4.73 se representan a modo de ejemplo las ramas iniciales de la curva de

adherencia-deslizamiento de los hormigones exentos de fibras que se han ensayado en la


222

presente campaña experimental. La figura muestra las curvas obtenidas en los ensayos de

pull-out a temperatura ambiente y tras exposición a 650 °C (en línea discontinua); las

nubes de puntos se han calculado con la formulación del Código Modelo 2010 y los

exponentes correspondientes de los recogidos en la Tabla 4.82.

Fig. 4.73 Rama inicial de la curva adherencia-deslizamiento en los hormigones NSC y HSC, exentos de

fibras de acero, a temperatura ambiente y tras exposición a 650 °C: contraste entre las curvas experimentales (trazadas en línea discontinua) y las curvas ajustadas acordes con la formulación del Código

Modelo 2010 (elaboración propia).

Cuanto más próximo a cero sea el exponente la rama de carga resulta más rígida

y se necesitarían valores más elevados de carga para producir un deslizamiento concreto.

Los exponentes de las curvas de NSC a temperatura ambiente (0,17 y 0,18 en las

amasadas A1 y A3, respectivamente; no debería tomarse en consideración el valor

resultante de la problemática amasada A2) difieren sensiblemente del exponente = 0,4

que propone como valor medio el Código Modelo 2010; por lo tanto, las ramas de carga

medidas en esta campaña serían ligeramente más rígidas que la propuesta del Código


223

Modelo 2010. En el caso del hormigón HSC sin fibras de acero y a temperatura ambiente,

su exponente = 0,52 se asociaría a una rama de carga aparentemente menos rígida que

los NSC; pero también debe tenerse en cuenta que alcanza casi el triple de adherencia

máxima (ver Fig. 4.73). Y en el caso de los hormigones HSC de las amasadas A5 y A6,

sus exponentes caracterizan curvas más rígidas que el HSC de la amasada A4. Por otro

lado, se observa con carácter general que los valores de se aproximan más a la unidad

tras la exposición a altas temperaturas, lo que es sintomático del deterioro de las

condiciones de adherencia y estaría en consonancia con la hipótesis señalada

anteriormente según la cual las temperaturas elevadas provocan pérdida de adherencia

por la merma en la resistencia a compresión del hormigón y por el daño producido en las

condiciones de la interfaz del acero con la pasta de cemento y los áridos por

incompatibilidad de deformaciones durante el calentamiento y el enfriamiento. En este

sentido los valores más próximos a 1 se obtienen tras la exposición a 650 °C;

evidentemente, aunque el valor de se reduzca a 825 °C, la adherencia no es mejor que a

650 °C porque la tensión adherente máxima residual es la más baja de todas.


224


225

CAPÍTULO 5. CONCLUSIONES Y

FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN

En la presente tesis doctoral se ha planteado una metodología para estudiar el

comportamiento adherente de las armaduras corrugadas de acero en hormigones

sometidos a temperaturas elevadas. El estudio ha cubierto hormigones de resistencia

convencional (NSC) y de alta resistencia (HSC). El grado de deterioro de la adherencia

máxima tras la exposición a altas temperaturas sufre un deterioro que es,

aproximadamente, linealmente proporcional al de la resistencia a compresión. Se han

propuesto ecuaciones para la estimación de la adherencia máxima tras la exposición a

altas temperaturas.

Por necesidad de control del fenómeno de spalling explosivo, todos los hormigones

objeto de estudio han sido fabricados incorporando fibras de polipropileno. Ninguna de

las probetas de diferentes geometrías ensayadas ha sufrido dicho fenómeno y, por

contraste con dosificaciones preliminares exentas de fibras de polipropileno en las que sí

se produjo el spalling explosivo, se ha verificado la eficacia de esta solución en el control

de dicho problema.

La campaña experimental también ha logrado estudiar la evolución de la

resistencia a compresión de hormigones HSC fabricados con áridos de naturaleza

calcárea, ámbito en el que se dispone de una cantidad limitada de antecedentes de

investigación. Se han contrastado los resultados experimentales con los antecedentes

Capítulo 5. Conclusiones y futuras líneas de investigación

226

disponibles y se han propuesto ecuaciones para la estimación de la resistencia a

compresión tras la exposición a temperaturas elevadas.

La campaña experimental también ha incluido hormigones reforzados con mezcla

de fibras de polipropileno más fibras de acero, estas últimas con dos relaciones de aspecto

distintas. El contenido de fibras de acero, 0,25% en volumen, ha sido inferior al de otros

antecedentes estudiados. En el caso de los hormigones NSC las fibras de acero no tienen

una clara influencia en la evolución de la resistencia a compresión a altas temperaturas;

sin embargo, en el caso de los HSC las fibras de acero sí logran mejorar la resistencia

residual a las temperaturas más elevadas que se han ensayado (650 y 825 °C). Las fibras

de acero también contribuyen a incrementar la adherencia máxima entre la armadura y

el hormigón tras la exposición a altas temperaturas, en mayor medida en el caso de los

hormigones HSC.

Las curvas de adherencia frente a deslizamiento obtenidas en esta campaña

experimental a temperatura ambiente han mostrado una razonable concordancia con la

ley local de adherencia propuesta por el Código Modelo. Para el caso de altas

temperaturas se ha estudiado una posible adaptación de dicha ley. Se ha observado

también, con carácter general, cómo la adición de fibras de acero en la proporción

indicada, mejora el comportamiento adherente en la rama de descarga de la ley local de

adherencia y aumenta la energía absorbida. Asimismo, las fibras de acero con mayor

relación de aspecto han controlado el fallo por splitting detectado a temperatura

ambiente en las probetas de HSC sometidas a los ensayos de pull-out.

La campaña experimental se ha completado con el estudio de la evolución a

temperaturas elevadas de otras propiedades mecánicas como la resistencia a tracción, el

módulo de elasticidad dinámico y la resistencia a flexo-tracción. En el caso de las dos

primeras, los resultados experimentales han resultado acordes con los antecedentes de

que se dispone y, paradójicamente, la adición de fibras de acero resulta perjudicial en el

rango intermedio de altas temperaturas en el entorno de 450 °C. En el caso de la


227

resistencia a flexo-tracción, en hormigones NSC y HSC reforzados con fibras de acero, se

han presentado ecuaciones para su estimación tras la exposición a altas temperaturas.

Como futuras líneas de investigación se proponen las siguientes:

Ampliación del estudio a dosificaciones de hormigones NSC y HSC con mayor

proporción de fibras de acero.

Estudio de la influencia de otras geometrías de fibra de acero distintas del tipo

hook-end que se ha empleado en esta campaña experimental.

Corroborar algunos inesperados resultados de la presente campaña

experimental, como es el caso del aparente efecto negativo que ha tenido la

adición de fibras de acero en la adherencia, resistencia a tracción y módulo de

elasticidad tras exposición a 450 °C.

Estudiar el comportamiento adherente sometido a cargas cíclicas, tanto a

temperatura ambiente como tras la exposición a altas temperaturas.

Estudiar la influencia que podría tener en las propiedades del HSC a altas

temperaturas el empleo de adiciones distintas al humo de sílice como, por

ejemplo, la ceniza volante.

Ampliación del estudio de la adherencia residual acero-hormigón a altas

temperaturas al caso de hormigones fabricados con áridos ligeros, con o sin

refuerzo de fibras de acero y de polipropileno.

Se está trabajando actualmente en la modelización numérica por elementos

finitos del fenómeno de la adherencia, con el objeto de verificar los ensayos de

pull-out que se han diseñado, con baja longitud de anclaje. El siguiente paso

sería la elaboración de modelos numéricos y diseño de ensayos más cercanos a

la escala real con mayores longitudes de anclaje.

Capítulo 5. Conclusiones y futuras líneas de investigación

228


229

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indirecta de probetas. AENOR, 14 pp.

UNE-EN 14651:2007+A1:2008. Método de ensayo para hormigón con fibras metálicas.

Determinación de la resistencia a tracción por flexión (límite de proporcionalidad

(LOP), resistencia residual). AENOR, 18 pp.


247

APÉNDICE

A.1 EVOLUCIÓN DE LA RESISTENCIA A TRACCIÓN Y

DEL MÓDULO DE ELASTICIDAD DINÁMICO

Este apartado trata de la discusión de la evolución a altas temperaturas de la

resistencia a tracción y el módulo de elasticidad dinámico de los seis hormigones

fabricados y ensayados en el contexto de la presente tesis doctoral. La Fig. A.1 muestra

gráficamente la evolución de la resistencia a tracción con la temperatura en las tres

amasadas de hormigones de resistencia convencional (normal strength concrete, NSC).

(a)

(b)

Fig. A.1 Evolución de la resistencia a tracción con la temperatura en los NSC ensayados: (a) hormigón NSC vs. hormigón SFR-NSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón NSC vs. hormigón SFR-NSC-2,


Apéndice

248

En la Fig. A.1 se ha seguido el mismo formato que el empleado en la discusión de

otras propiedades en el capítulo 4 “Resultados y discusión”:

La terna de líneas en ambas gráficas Fig. A.1.a y Fig. A.1.b corresponde al

intervalo de confianza del 95% de la evolución de la resistencia a tracción en el

NSC con fibras de polipropileno y exento de fibras de acero.

Los diagramas de error superpuestos corresponden a los dos hormigones NSC

con mezcla de fibras de polipropileno y de acero: el cuadrado fija el valor medio

y las líneas acotadas superior e inferior el intervalo de confianza del 95%.

El parámetro analizado es la resistencia residual a tracción normalizada, es

decir el tanto por ciento de resistencia a tracción que posee el hormigón tras el

enfriamiento, con respecto al que posee originalmente antes del calentamiento.

De forma análoga, la Fig. A.2 describe la evolución de la resistencia residual a

tracción en los hormigones de alta resistencia (high strength concrete, HSC).

(a)

(b)

Fig. A.2 Evolución de la resistencia a tracción con la temperatura en los HSC ensayados: (a) hormigón HSC vs. hormigón SFR-HSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón HSC vs. hormigón SFR-HSC-2,



249

Los aspectos reseñables que se observan al analizar las figuras Fig. A.1 y Fig. A.2

son los siguientes:

En primer lugar, existe una gran dispersión de resultados en varios de los

escalones o situaciones de medición, comenzando por los resultados a

temperatura ambiente. Por ejemplo, en el caso del NSC exento de fibras a

temperatura ambiente, el coeficiente de variación (cociente de la desviación

típica respecto del valor medio) fue del 15,7% lo que, unido a un tamaño de

muestra de tres probetas, incrementa notablemente el intervalo de confianza del

95%.

En el escalón de exposición hasta 450 °C la adición de fibras de acero perjudica,

paradójicamente, la resistencia residual a tracción. Con la sola excepción del

hormigón HSC con fibras de acero Ø0,35 mm de diámetro, los otros tres

hormigones con fibras de acero pierden más resistencia a tracción que los

correspondientes hormigones exentos de dichas fibras.

Con la profundidad con la que se ha podido realizar la revisión del estado del

arte, no es posible explicar este resultado ni tampoco concederle o restarle

validez. Ding et al. (2012) ponen de manifiesto los problemas inherentes al

calentamiento de una matriz de hormigón que incorpora fibras de acero, debido

a incompatibilidades en los coeficientes de dilatación y las subsiguientes

microfisuras a que pueden dar lugar.

Si se observa la evolución de la resistencia a tracción a temperaturas superiores

(650 y 825 °C) parece desprenderse de ambas figuras Fig. A.1 y Fig. A.2 que la

adición de fibras de acero no influye en la resistencia a tracción residual

normalizada. Podría ser debido a que las incompatibilidades térmicas hayan

restado eficacia al anclaje de las fibras a la matriz de hormigón, aun cuando sí

quedó demostrado en la discusión del capítulo 4 que las fibras eran capaces de

mejorar la adherencia máxima en ese rango de temperaturas más elevadas. En

este sentido, parece existir una contradicción que debería ser estudiada en

futuras investigaciones.

Apéndice

250

Las figuras Fig. A.3 y Fig. A.4 muestran la comparación de los resultados de la

campaña experimental con las curvas propuestas por Aslani y Bastami (2011) como

síntesis de estudios experimentales (e.g., Bažant y Chern (1987), Chang et al. (2006)) y

de la propuesta del Eurocódigo 2.

Fig. A.3 Comparativa entre la evolución de la resistencia normalizada a tracción de los hormigones NSC de la presente campaña experimental a altas temperaturas y la curva ajustada por Aslani y Bastami (2011)

basada en Eurocódigo 2 y estudios experimentales (elaboración propia).

En el caso de los hormigones de resistencia convencional (Fig. A.3) no se observan

grandes discrepancias respecto de la predicción de los citados autores, a pesar de que ésta

no es en principio aplicable a hormigones reforzados con fibras de acero ni tampoco a

aquellos con fibras de polipropileno (se recuerda que los tres hormigones NSC incluyen

un 0,15% de este tipo de fibras). Tanto la curva de Aslani y Bastami (2011) como los

resultados experimentales reflejan una tendencia de deterioro prácticamente lineal con la

temperatura entre los 20 °C y los 1000 °C. La metodología de ensayo planteada ha

resultado, aparentemente, válida para el objetivo marcado en lo que respecta a los NSC.

0

20

40

60

80

100

120

0 200 400 600 800 1000 1200

Res

iste

ncia

nor

mal

izad

a a

trac

ción

[%]

Temperatura [°C]

Aslani & Bastami (2011) NSC (A1) SFR-NSC-1 (A2) SFR-NSC-2 (A3)


251

Fig. A.4 Comparativa entre la evolución de la resistencia normalizada a tracción de los hormigones HSC de la presente campaña experimental a altas temperaturas y la curva ajustada por Aslani y Bastami (2011)

basada en Eurocódigo 2 y estudios experimentales (elaboración propia).

En el caso de los hormigones de alta resistencia (Fig. A.4) sigue existiendo una

muy buena concordancia entre la predicción de Aslani y Bastami (2011) hasta el rango

de los 650 °C. Sin embargo, a 825 °C los resultados experimentales son prácticamente el

doble de la predicción de los antecedentes. Como ya se señaló en el capítulo 4 “Discusión

y resultados” ello podría ser debido a que el hormigón de alta resistencia posee mayor

calor específico que el hormigón de resistencia convencional y pudiera ser que la meseta

térmica en el proceso de calentamiento hubiese resultado insuficiente para conseguir una

homogeneización de las temperaturas en las probetas cilíndricas de 15×30 cm que se

emplearon en los ensayos de tracción indirecta por hendimiento.

A la hora de presentar la evolución del módulo de elasticidad dinámico con la

temperatura incluyendo los intervalos de confianza del 95%, se debe tener en cuenta el

número de medidas que se realizaron para su determinación experimental:

0

20

40

60

80

100

120

0 200 400 600 800 1000 1200

Res

iste

ncia

nor

mal

izad

a a

trac

ción

[%]

Temperatura [°C]

Aslani & Bastami (2011) HSC (A4) SFR-HSC-1 (A5) SFR-HSC-2 (A6)

Apéndice

252

En el caso del módulo de elasticidad dinámico a temperatura ambiente, tal y

como se explicó en el capítulo 3 “Metodología”, se realizaron 24 medidas para

su determinación; por lo que el intervalo de confianza viene definido por el

estadístico 0,025, 23, 12

2,069n

t t (consúltese el apartado 4.2.5 “Resistencia a

flexo-tracción”).

Para el resto de casos a temperaturas de 450, 650 y 825 °C, se realizaron 6

medidas en cada escalón de calentamiento. El intervalo de confianza queda

entonces definido por el estadístico 0,025, 5, 12

2,571n

t t .

Las figuras Fig. A.5 y Fig. A.6 muestran el deterioro del módulo de elasticidad

dinámico a altas temperaturas, siguiendo para ello el mismo formato de contraste entre

hormigón con fibras de polipropileno (terna de líneas) y hormigones con mezcla de fibras

de polipropileno y de acero (barras de error). La Fig. A.5 corresponde a hormigones de

resistencia convencional NSC y la Fig. A.6 corresponde a los de alta resistencia HSC.

(a)

(b)

Fig. A.5 Evolución del módulo de elasticidad dinámico con la temperatura en los NSC ensayados: (a) hormigón NSC vs. hormigón SFR-NSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón NSC vs. hormigón

SFR-NSC-2, con fibras de acero de Ø0,35 mm (elaboración propia).


253

(a)

(b)

Fig. A.6 Evolución del módulo de elasticidad dinámico con la temperatura en los HSC ensayados: (a) hormigón HSC vs. hormigón SFR-HSC-1, con fibras de acero de Ø0,75 mm; (b) hormigón HSC vs. hormigón

SFR-HSC-2, con fibras de acero de Ø0,35 mm (elaboración propia).

Al igual que en casos anteriores, en estas figuras se representa la evolución del

valor normalizado (porcentaje del residual tras exposición a altas temperaturas respecto

del original a temperatura ambiente). La edad de ensayo está entre 60 y 63 días.

Como ya se señaló en la Tabla 4.20 del capítulo 4 “Resultados y discusión”, no fue

posible realizar la medida por ensayo de ultrasonidos del coeficiente de Poisson en el caso

de las probetas cúbicas de la amasada A2 (SFR-NSC-1) tras el calentamiento hasta 650

°C, motivo por el cual no se dispone de dicha medida en la Fig. A.5.a. La presencia de

coqueras superficiales e internas complicó la disposición de los transductores S y

distorsionó las señales hasta el punto de que en las medidas resultantes se encontraron

coeficientes de variación superiores al 100%.

Una primera característica significativa que ponen de manifiesto las figuras Fig.

A.5 y Fig. A.6 es lo afinado que resulta el intervalo de confianza en todos los casos. Por

otro lado, de forma similar a lo ya apuntado en el caso de la evolución de la resistencia a

tracción, en el caso de exposición hasta 450 °C la adición de fibras de acero es

aparentemente perjudicial en todos los casos, es decir, independientemente del grado

resistente (NSC o HSC) y de la relación de aspecto de las fibras de acero (fibras de Ø0,75

Apéndice

254

mm de diámetro con relación de aspecto de 46,7 y fibras de Ø0,35 mm de diámetro con

relación de aspecto de 85,7). Este hecho es acorde con la observación anteriormente

realizada y relativa a la resistencia a tracción, que también resulta perjudicada por la

adición de fibras de acero en el escalón de 450 °C. Vuelve a proponerse como justificación

un posible proceso de microfisuración fruto de incompatibilidades térmicas entre fibras,

áridos y pasta de cemento durante el calentamiento. A temperaturas más elevadas, la

presencia de las fibras de acero no parece tener influencia, ni claramente positiva ni

claramente negativa, probablemente por el elevado grado de deterioro de la

microestructura del hormigón incluso exento de fibras de acero.

A continuación, de forma análoga a la discusión efectuada sobre la evolución de la

resistencia a tracción, se comparan los resultados experimentales para el módulo de

elasticidad dinámico con la curva propuesta por Aslani y Bastami (2011) para el módulo

de elasticidad del hormigón en compresión a altas temperaturas basado, a su vez, en

Anderberg y Thelandersson (1976), Schneider (1986), Li y Purkiss (2005) y Chang et al.

(2006), entre otros. La Fig. A.7 corresponde a la superposición de dicha curva con los

resultados experimentales para NSC y los resultados de HSC se recogen en la Fig. A.8.

Las campañas experimentales a partir de las que Aslani y Bastami (2011)

realizaron su ajuste se basan en su mayor parte en hormigones de resistencia

convencional (NSC), exentos de fibras (ni polipropileno ni acero). Además, los

antecedentes empleados por Aslani y Bastami se basan en valores experimentales del

módulo de elasticidad determinado mediante ensayos de compresión y no en ensayos de

ultrasonidos. A pesar de todo ello, la evolución normalizada a altas temperaturas de

ambos módulos de elasticidad es muy similar. La discrepancia más notoria se observa en

el escalón de 450 °C para los HSC exentos de fibras de acero, en donde los resultados de

la presente campaña experimental están un 50% por encima de la curva de ajuste. A las

temperaturas más elevadas de 650 y 825 °C se observa, en cambio, una muy buena

correlación.


255

Fig. A.7 Comparativa entre la evolución del módulo de elasticidad dinámico de los hormigones NSC de la

presente campaña experimental a altas temperaturas y la curva ajustada por Aslani y Bastami (2011) para el módulo de elasticidad en compresión basada en su revisión del estado del arte (elaboración propia).

Finalmente, un último punto de discusión sobre los valores obtenidos del módulo

de elasticidad dinámico sería la relación con la resistencia residual a compresión tras

exposición a una determinada temperatura T ( ,c Tf ). Por coherencia con la formulación de

la Instrucción EHE-08 y del Eurocódigo 2, se va a suponer una relación de

proporcionalidad respecto de la raíz cúbica de dicha resistencia de acuerdo con la

ecuación (A.1):

3, , , ,c din T E T c TE k f (A.1)

siendo , ,c din TE el módulo de elasticidad dinámico residual tras exposición a la temperatura

T y siendo ,E Tk el coeficiente de proporcionalidad. La Tabla A.1 recoge los valores de

este coeficiente de acuerdo con la presente campaña experimental.

0

20

40

60

80

100

120

0 200 400 600 800 1000 1200

Mód

ulo

de e

last

icid

ad d

inám

ico

norm

aliz

ado

[%]

Temperatura [°C]

Aslani & Bastami (2011) NSC (A1) SFR-NSC-1 (A2) SFR-NSC-2 (A3)

Apéndice

256

Fig. A.8 Comparativa entre la evolución del módulo de elasticidad dinámico de los hormigones HSC de la

presente campaña experimental a altas temperaturas y la curva ajustada por Aslani y Bastami (2011) para el módulo de elasticidad en compresión basada en su revisión del estado del arte (elaboración propia).

Tabla A.1 Valores del coeficiente kE,T de dependencia entre el módulo de elasticidad dinámico y la raíz cúbica de la resistencia a compresión. Entre paréntesis se indica el porcentaje de mejora (o reducción) respecto de las amasadas

exentas de fibras de acero. Mediciones a 60-63 días de edad.

20 °C 450 °C 650 °C 825 °C

Amasada A1 11628 6285 1684 1435

Amasada A2 10299 (-11%) 4931 (-22%) - 1551 (+8%)

Amasada A3 13665 (+18%) 5548 (-12%) 1748 (+4%) 1388 (-3%)

Amasada A4 8668 5417 2403 982

Amasada A5 8823 (+2%) 4832 (-11%) 2682 (+12%) 1051 (+7%)

Amasada A6 8527 (-2%) 4641 (-14%) 2175 (-9%) 1281 (+30%)

Los valores recogidos en la Tabla A.1 permiten reseñar los siguientes aspectos de

discusión:

0

20

40

60

80

100

120

0 200 400 600 800 1000 1200

Mód

ulo

de e

last

icid

ad d

inám

ico

norm

aliz

ado

[%]

Temperatura [°C]

Aslani & Bastami (2011) HSC (A4) SFR-HSC-1 (A5) SFR-HSC-2 (A6)


257

En el caso de cada una de las cuatro amasadas que incorporaban fibras de acero

no se puede concluir, incluso dentro de la misma amasada, si las fibras tienen

efecto beneficioso o perjudicial a altas temperaturas. El caso más sorprendente

es el del hormigón HSC con fibras de 85,7 de relación de aspecto (A6), en el que

la influencia de éstas puede reducir en un 14% el módulo de elasticidad residual

tras calentamiento a 450 °C mientras que, sin embargo, a 825 °C se produce un

incremento del 30% respecto del HSC exento de fibras.

Al menos, los valores de la ,E Tk sí que guardan cierto orden de magnitud en la

evolución columna a columna, a medida que la temperatura de exposición es

más elevada: en el entorno de 10000 a 20 °C, en el entorno de 5000 a 450 °C, en

el entorno de 2000 a 650 °C y, finalmente, en el entorno de 1250 a 825°C.

Por último, el aspecto más importante de esta discusión puede ser el hecho de

que, a temperatura ambiente, el coeficiente ,E Tk resulta inferior en el caso de

los HSC respecto de los NSC. El módulo de elasticidad dinámico que ha sido

medido en la presente campaña experimental podría ser asociado al módulo de

deformación longitudinal inicial del hormigón (pendiente de la tangente al

diagrama compresión-deformación en el origen), el cual es aplicable a cargas

instantáneas o rápidamente variables. De acuerdo con la formulación de la

EHE-08, el cociente entre el módulo de deformación longitudinal inicial y la raíz

cúbica de la resistencia a compresión sería de 9988 para un hormigón HA-25 y,

en cambio, dicho cociente valdría 8925 para un hormigón HA-100. Los valores

de la Tabla A.1 a 20 °C guardarían, por lo tanto, cierta coherencia con la

formulación de la normativa, a excepción del caso de la amasada A3 (NSC con

fibras de acero de 85,7 de relación de aspecto); en este caso el valor de 13665

resulta anormalmente alto y, de hecho, quedó reflejado en la Tabla 4.21 del

capítulo 4 “Resultados y discusión”, en donde este hormigón dio un módulo de

elasticidad de 39,76 GPa, superior al de dos de las amasadas de HSC.

Por todo lo anterior, se desprende que la metodología seguida en esta campaña es,

aparentemente, adecuada para predecir el deterioro del módulo de elasticidad en

Apéndice

258

compresión del hormigón a altas temperaturas, pero no se puede extraer una conclusión

decisiva sobre el sentido en que influyen las fibras de acero y existe, además, algún

resultado cuestionable que complica aún más la formulación de conclusiones al respecto.

A.2 EVOLUCIÓN DEL COMPORTAMIENTO A FLEXO-

TRACCIÓN

Tal y como reflejan las Tablas 4.25 hasta 4.44 del capítulo 4 “Resultados y

discusión”, los ensayos de flexo-tracción realizados sobre las probetas prismáticas de

15×15×60 cm según UNE-EN 14651:2007 arrojaron ocasionalmente grandes dispersiones.

Especialmente, en el caso de los dos hormigones NSC con fibras de acero, los coeficientes

de variación (cociente de la desviación típica entre la media, en tanto por ciento)

alcanzaron valores próximos o incluso superiores al 50% en el caso de la resistencia a

flexo-tracción residual R3 (la que corresponde a un valor de abertura de fisura CMOD de

2,5 mm). Como ya quedó reflejado gráficamente en las figuras que acompañan a las

citadas tablas del capítulo 4, con semejantes coeficientes de variación y con un tamaño

de muestra tan bajo (3 probetas para cada hormigón en cada temperatura), los intervalos

de confianza resultan notablemente amplios, reflejando esta dispersión. En el caso de los

dos hormigones HSC con fibras de acero, los coeficientes de variación son más reducidos:

sólo se supera el 30% en el caso del hormigón con las fibras de Ø0,75 mm de diámetro

(relación de aspecto igual a 46,7) a la hora de determinar la resistencia a flexo-tracción

R3, residual tras exposición hasta 825 °C.

Con el fin de tratar de extraer conclusiones relativas a la influencia de la relación

de aspecto de las fibras de acero en la evolución de la curva de tensión de flexo-tracción

frente a la abertura CMOD, en las figuras Fig. A.9, Fig. A.10 y Fig. A.11 se representan

sucesivamente tres de las resistencias a flexo-tracción que caracterizan este

comportamiento (en eje de ordenadas) frente a la resistencia a compresión (en eje de


259

abscisas); para cada amasada y cada resistencia, existen cuatro puntos (temperatura

ambiente y los tres escalones de 450, 650 y 825 °C):

Límite de proporcionalidad (LOP) de la resistencia a flexo-tracción, máximo

valor previo a una abertura CMOD de 0,05 mm, en la Fig. A.9.

Resistencia residual R1 correspondiente a una abertura CMOD de 0,5 mm, en

la Fig. A.10.

Resistencia residual R3 correspondiente a una abertura CMOD de 2,5 mm, en

la Fig. A.11.

En las figuras Fig. A.9, Fig. A.10 y Fig. A.11 se han representado también las

rectas de regresión lineal para expresar la relación entre resistencia a flexo-tracción y la

resistencia a compresión, a una determinada temperatura. Los coeficientes de

determinación se recogen en la Tabla A.2.

(a)

(b)

Fig. A.9 Representación gráfica y ajuste lineal del límite de proporcionalidad de la resistencia a flexo-tracción en probetas prismáticas de hormigón NSC fibro-reforzado, frente a la resistencia a compresión,

desde temperatura ambiente hasta temperaturas elevadas: (a) hormigones de resistencia convencional; (b) hormigones de alta resistencia (elaboración propia).

0,0

0,9

1,8

2,7

3,6

0 5 10 15 20 25 30

Res

iste

ncia

a fl

exo-

trac

ción

(LO

P) [M

Pa]

Resistencia a compresión [MPa]


Aj. A2 Aj. A3

0,0

0,9

1,8

2,7

3,6

4,5

0 20 40 60 80 100 120

Res

iste

ncia

a fl

exo-

trac

ción

(LO

P) [M

Pa]



Aj. A5 Aj. A6

Apéndice

260

(a)

(b)

Fig. A.10 Representación gráfica y ajuste lineal de la resistencia a flexo-tracción residual R1 (CMOD de 0,5 mm) en probetas prismáticas de hormigón NSC fibro-reforzado, frente a la resistencia a compresión, desde

temperatura ambiente hasta temperaturas elevadas: (a) hormigones de resistencia convencional; (b) hormigones de alta resistencia (elaboración propia).

(a)

(b)

Fig. A.11 Representación gráfica y ajuste lineal de la resistencia a flexo-tracción residual R3 (CMOD de 2,5 mm) en probetas prismáticas de hormigón NSC fibro-reforzado, frente a la resistencia a compresión, desde

temperatura ambiente hasta temperaturas elevadas: (a) hormigones de resistencia convencional; (b) hormigones de alta resistencia (elaboración propia).

0,0

0,3

0,6

0,9

1,2

1,5

0 5 10 15 20 25 30

Res

iste

ncia

a fl

exo-

trac

ción

(R1)

[MPa

]



Aj. A2 Aj. A3

0,0

0,9

1,8

2,7

3,6

4,5

0 20 40 60 80 100 120

Res

iste

ncia

a fl

exo-

trac

ción

(R1)

[MPa

]



Aj. A5 Aj. A6

0,0

0,3

0,6

0,9

1,2

0 5 10 15 20 25 30

Res

iste

ncia

a fl

exo-

trac

ción

(R3)

[MPa

]



Aj. A2 Aj. A3

0,0

0,6

1,2

1,8

2,4

0 20 40 60 80 100 120

Res

iste

ncia

a fl

exo-

trac

ción

(R3)

[MPa

]



Aj. A5 Aj. A6


261

Tabla A.2 Coeficientes de determinación R2 correspondientes a las rectas de regresión lineal de la resistencia a flexo-tracción frente a la resistencia a compresión de los hormigones reforzados con fibras de acero tras exposición a

altas temperaturas

Caso de resistencia a flexo-tracción SFR-NSC-1 (A2) SFR-NSC-2 (A3) SFR-HSC-1 (A5) SFR-HSC-2 (A6)

LOP 0,9682 0,9537 0,9779 0,9630

R1 (CMOD = 0,5 mm) 0,822 0,8679 0,9976 0,9863

R3 (CMOD = 2,5 mm) 0,9093 0,9537 0,0049 0,9531

En el caso de la resistencia a flexo-tracción R3 y en el hormigón HSC reforzado con

fibras de Ø0,75 mm de diámetro (amasada A5), el ajuste por regresión lineal es de muy

mala calidad (R2 = 0,0049): la explicación no parece que se deba a que ajuste mejor una

ley parabólica, puesto que en el resto de casos, el ajuste lineal tiene una buena

correlación, con valores de R2 que están generalmente por encima de 0,9 y en varios

casos muy próximos a la unidad. En la Fig. A.11.b puede apreciarse que el punto del

hormigón A5 correspondiente a la temperatura más elevada (el que se sitúa más a la

izquierda) tiene un valor de resistencia a flexo-tracción superior a los de temperaturas de

exposición más bajas, lo cual es absurdo. Por este motivo y también porque la amasada

A2 (NSC con fibras de acero de relación de aspecto igual a 46,7) resultó de dudosa

calidad de ejecución (como se ha explicado en el capítulo 4 “Resultados y discusión”), no

es posible plantear conclusiones definidas acerca de la influencia de la relación de aspecto

de las fibras de acero en el comportamiento de la resistencia a flexo-tracción a

temperaturas elevadas.

Concediendo validez a los resultados obtenidos con las otras dos amasadas (A3 y

A6) y, de forma análoga a como se presentó en el apartado 4.3.3 “Relación entre la

adherencia máxima y la resistencia a compresión”, se exponen a continuación las

ecuaciones que permitirían estimar la resistencia residual a flexo-tracción tras exposición

a alta temperatura T en función de la resistencia a compresión a dicha temperatura.


acero hook-end con relación de aspecto igual a 85,7 (0,25% en volumen):

Apéndice

262

o Límite de proporcionalidad, ecuación (A.2):

, , ,0,1276 0,0954ct L T c Tf f (A.2)

o Resistencia residual R1, ecuación (A.3):

1, ,0,024 0,5609R T c Tf f (A.3)


3, ,0,0399 0,0212R T c Tf f (A.4)


acero hook-end con relación de aspecto igual a 85,7 (0,25% en volumen):

o Límite de proporcionalidad, ecuación (A.5):

, , ,0,0526 0,1749ct L T c Tf f (A.5)


51, ,0,0463 4 10R T c Tf f (A.6)


3, ,0,0366 1,0168R T c Tf f (A.7)

La resistencia a compresión de estos dos hormigones a temperaturas elevadas puede

estimarse con las ecuaciones (4.8) y (4.10) recogidas en el apartado 4.3.3 del capítulo 4.

Dadas las curvas de flexo-tracción frente a la abertura de fisura, el área encerrada

entre la curva y el eje de abscisas constituiría una medida de la ductilidad aportada por

las fibras cuando los elementos de hormigón trabajan en flexión. En las Tablas A.3 hasta

A.6 se recogen los valores correspondientes a una abertura de fisura CMOD de 2,5 mm,

expresados en J y obtenidos, realmente, en la curva dada por la fuerza aplicada por la

prensa sobre la probeta prismática frente a la abertura de fisura CMOD. En la Fig. A.12


263

se representa gráficamente la evolución de esta energía a temperatura ambiente y a altas

temperaturas.

Tabla A.3 Evolución de la energía definida por el área encerrada bajo la curva fuerza vs. CMOD a altas temperaturas en el hormigón SFR-NSC-1 (A2) con fibras de acero de relación de aspecto igual a 46,7

Temperatura 20 °C 450 °C 650 °C 825 °C

Energía [J] 9,133 5,799 5,744 2,176


Tabla A.4 Evolución de la energía definida por el área encerrada bajo la curva fuerza vs. CMOD a altas temperaturas en el hormigón SFR-NSC-2 (A3) con fibras de acero de relación de aspecto igual a 85,7


Energía [J] 8,918 8,575 5,754 2,851


Tabla A.5 Evolución de la energía definida por el área encerrada bajo la curva fuerza vs. CMOD a altas temperaturas en el hormigón SFR-HSC-1 (A5) con fibras de acero de relación de aspecto igual a 46,7


Energía [J] 16,754 15,845 10,325 10,718


Tabla A.6 Evolución de la energía definida por el área encerrada bajo la curva fuerza vs. CMOD a altas temperaturas en el hormigón SFR-HSC-2 (A6) con fibras de acero de relación de aspecto igual a 85,7


Energía [J] 24,049 18,245 8,498 4,710


Apéndice

264

Fig. A.12 Evolución de la energía medida en el diagrama de fuerza vs. CMOD en los cuatro hormigones reforzados con fibras de acero, a temperatura ambiente y a altas temperaturas (elaboración propia).

En la situación a temperatura ambiente, se observa en los hormigones HSC cómo el

empleo de fibras de mayor relación de aspecto, manteniendo fijo el contenido de fibras,

permite un comportamiento más dúctil del hormigón en flexión. Este resultado debería

poder observarse también en el caso de los NSC y, sin embargo, la ductilidad sería

aparentemente la misma; la explicación puede deberse al hecho de que, debido a la

problemática fabricación de la amasada A2, se percibe mayor influencia de las fibras de

acero por la reducida resistencia del propio hormigón (inferior a 20 MPa).

A temperaturas elevadas y en el caso de los dos hormigones HSC, se observa que

las fibras de mayor relación de aspecto van paulatinamente perdiendo eficiencia respecto

de la ductilidad frente a las finas que eran más ineficaces a temperatura ambiente. El

motivo parece ser claramente la ya citada hipótesis de Ding et al. (2012) según la cual, la

oxidación a altas temperaturas provoca una pérdida de sección resistente que es más

apreciable en diámetros finos de fibras de acero.

0

5

10

15

20

25

20 °C 450 °C 650 °C 825 °C

Ener

gía

[J]

Temperatura [°C]

SFR-NSC-1 (A2) SFR-NSC-2 (A3) SFR-HSC-1 (A5) SFR-HSC-2 (A6)

estudio de la adherencia residual de la armadura … · térmica de incendios confinados con una...

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