CAMBIOS EN LA RIGIDEZ Y RESISTENCIA A LA FLEXIÓN DE ...

ISSN 0188-7297

CAMBIOS EN LA RIGIDEZ Y RESISTENCIA A LA FLEXIÓN DE

VIGAS DE CONCRETO DAÑADAS POR CORROSIÓN DEL REFUERZO

Andrés A. Torres Acosta Manuel de Jesús Fabela Gallegos

David Vázquez Vega José Ricardo Hernández Jiménez

Miguel Martínez Madrid Alejandro Muñoz Noval

Publicación Técnica No. 204Sanfandila, Qro, 2002

http://sct.gob.mx

http://www.imt.mx

SECRETARÍA DE COMUNICACIONES Y TRANSPORTES INSTITUTO MEXICANO DEL TRANSPORTE

Publicación Técnica No. 204 Sanfandila, Qro. 2002

Cambios en la Rigidez y Resistencia a la Flexión de Vigas de Concreto Dañadas por Corrosión del

Refuerzo

II

Presentación

Este documento fue elaborado en la Coordinación de Equipamiento para el

Transporte del Instituto Mexicano del Transporte, por Andrés Antonio Torres

Acosta, Manuel Fabela Gallegos, David Vázquez Vega, José Ricardo

Hernández Jiménez y Miguel Martínez Madrid.

III

Índice

Resumen VI Abstract VII Resumen Ejecutivo VIII Capítulo 1 Introducción 1 1.1 Planteamiento del Problema

1.2 Mecanismo de la Degradación por Corrosión en Estructuras de

Concreto

1.3 Durabilidad de Estructuras de Concreto en Ambiente Marino

1.4 Objetivo

1.5 Metas

1.6 Contenido del Trabajo

2

3

5

7

8

8

Capítulo 2 Marco Teórico 11 2.1 Comportamiento a Flexión de Vigas de Concreto 11

2.2 Relación entre Capacidad de Carga y Corrosión 15

2.3 Relación Empírica entre Pérdida de Radio, xPROM, de la Armadura

y Agrietamiento por Corrosión, WG 18

2.4 Relación Empírica entre xPROM y Profundidad Máxima de Picadura 19

Capítulo 3 Método Experimental 23 3.1 Parámetros de Estudio 23

3.1.1 Geometría de Especimenes 23

3.2 Materiales Utilizados 24

3.3 Fabricación de Especimenes 28

IV

3.4 Procedimiento de la Prueba

3.4.1 Sistema para la Aceleración de la Corrosión

3.4.2 Monitoreo y Medición de Grietas

3.4.3 Monitoreo de la Rigidez (Pruebas de Carga-Descarga)

29

29

34

35

3.4.4 Prueba de Carga Máxima Estática a Flexión

3.4.5 Pérdida Gravimétrica del Acero

37

39

Capítulo 4 Resultados y Discusión 41

4.1 Pruebas Mecánicas del Concreto 41

4.2 Morfología de Grietas Observadas 42

4.3 Relación de Pérdida Teórica vs. Pérdida Gravimétrica 45

4.3.1 Pérdida Gravimétrica del Acero 45

4.3.2 Pérdida Teórica del Acero (Faradaica) 46

4.3.3 Eficiencia de la Corriente del Sistema Utilizado 47

4.4 Prueba de Carga-Deflexión en el Tiempo

4.5 Prueba de Carga Estática a la Falla

4.6 Discusiones Generales

4.6.1 Levantamiento de Grietas

4.6.2 Pérdida de Rigidez a Flexión por Corrosión

4.6.3 Eficiencia del Sistema de Corrosión Acelerada

4.6.4 Pérdida de Radio Promedio por Corrosión

4.6.5 Pérdida de Rigidez por Corrosión

48

52

55

56

56

57

58

60

Capítulo 5 Conclusiones y Recomendaciones 63 5.1 Conclusiones 63

5.2 Recomendaciones 65

V

Capítulo 6 Referencias 67

VI

Resumen

Esta publicación presenta los resultados de una investigación experimental que

intenta correlacionar los cambios de la rigidez y la capacidad de carga de vigas de

concreto reforzado, con la cantidad del área de acero perdido por corrosión y la

morfología del agrietamiento del concreto debido a la corrosión localizada de la varilla

de refuerzo.

Se utilizaron en esta investigación 12 vigas (100x150x1500 mm) de concreto

reforzado simplemente apoyadas. El concreto en la porción central de las vigas se

contaminó con cloruros añadiéndole sal al concreto durante la fabricación del mismo

(en 10 de las 12 vigas utilizadas). La porción central contaminada con cloruros fue

variada en longitud (25, 250 y 1000 mm) para estudiar el efecto de la corrosión en los

cambios de rigidez y capacidad de carga. La corrosión en las vigas se aceleró aún

más aplicándose una corriente anódica a la barra de refuerzo.

Durante el proceso de corrosión se determinó, mediante levantamientos visuales, la

propagación de las grietas por corrosión

Al final del proceso de corrosión acelerado, las vigas se probaron bajo carga de

flexión, aplicada al centro de la viga, y se determinó la resistencia remanente a

flexión de cada una de ellas.

VII

Abstract

This work presents an experimental investigation which correlates the stiffness

changes of reinforced concrete beams with the amount of steel cross section

loss, and concrete cover-cracking morphology due to localized corrosion of the

embedded steel.

Twelve, simply supported, concrete beams (100x150x1500 mm) were used in

this investigation. The central portion of ten beams was contaminated by

chlorides placed during mixing of the concrete (two beams with 25-mm long, six

with 250-mm long, and two with 1000-mm long chloride contaminated portions).

Corrosion was further accelerated by impressing an anodic current to the single

#3 steel reinforcement bar (10 mm diameter).

During corrosion acceleration, the beams were tested under flexure by a cyclic

loading-unloading procedure using 200-N weights (until the load reached 800 N)

applied at the middle of the beam. The changes on the stiffness (slope of the

Force-Displacement diagram) were recorded during corrosion of the steel

reinforcement. On the other hand crack morphology of the concrete cover, was

also recorded during this corrosion stage. After obtaining the target corrosion-

induced metal loss, the beams were tested in flexure until failure using a servo-

hydraulic testing machine. The Load-Displacement curve and the maximum

forces were recorded.

The results obtained show a decrease of 35% in the stiffness values from the

corroded specimens with only 19% on steel cross section loss. In addition, the

corroded beams showed a small decrease in the ultimate strength in flexure

(19% steel cross section loss presented a 20% ultimate flexure strength loss).

VIII

Resumen Ejecutivo

Este proyecto propone realizar investigaciones en vigas de concreto reforzado, en las

que se induzca un deterioro controlado por corrosión y se califiquen y cuantifiquen sus

efectos directos en el comportamiento estructural, tanto estático como dinámico de la

estructura, y sus consecuencias en la durabilidad y confiabilidad estructural. Se

tomarán como antecedentes las investigaciones en curso en el proyecto SCT-IMT,

denominado "Plan Nacional de Evaluación de Puentes Dañados por Corrosión," en

cuanto a los tipos de ambiente, condiciones operativas críticas, tipos de concreto

empleados, agregados, etc., a fin de estudiar estructuras simples, fabricadas en el

laboratorio.

Este trabajo se divide en seis capítulos. Primero se presenta una breve

introducción que incluye el planteamiento del problema, el mecanismo de la

degradación por corrosión en estructuras de concreto, los modelos de

durabilidad de estructuras de concreto en ambiente marino, los objetivos, las

metas y un resumen del contenido. El segundo capítulo detalla el marco teórico,

en el cual se plantean las primeras ecuaciones constitutivas de la resistencia a

flexión de vigas de concreto reforzado y algunos resultados a la fecha

encontrados en la literatura en donde se presenta el efecto de la corrosión en la

resistencia remanente de estructuras de concreto. En la tercera parte se

muestra la metodología experimental utilizada en esta investigación. El cuarto

capítulo expone los resultados y la discusión de éstos, incluyéndose modelos

empíricos para determinar el cambio de la rigidez y la resistencia a flexión de las

vigas en función de la pérdida de radio de la varilla por corrosión. Por último, en

las secciones quinta y sexta se lista las conclusiones y las referencias,

respectivamente.

1

Capítulo 1 Introducción

La Ingeniería Civil tiene como objeto el diseño y construcción de las obras de

infraestructura que se requieren para el progreso de la sociedad. Su objeto material son

las obras de infraestructura y su objeto formal son el diseño y la construcción. Su filosofía

se centra en la búsqueda y desarrollo de soluciones óptimas para mejorar la calidad de

vida de la población, a través de obras más funcionales, seguras y eficientes.

El ejercicio de la ingeniería se lleva a acabo en campos de investigación, desarrollo

tecnológico, planeación, estudio, diseño, construcción, operación y conservación de obras

tales como presas, sistemas de riego, obras de abastecimiento de agua a poblaciones e

industrias, sistemas de alcantarillado, plantas de potabilización y tratamiento de aguas,

puertos y vías navegables, sistemas de carreteras, ferrocarriles, aeropuertos y otros

medios de comunicación, urbanización y edificación en general. No pierde de vista que la

finalidad de todas estas obras es el desarrollo de la civilización para el beneficio de la

población, la realización del hombre y la preservación de la cultura.

Uno de los materiales más utilizados en el campo de la Ingeniería Civil es el

concreto, que es una mezcla de agua, cemento, grava (piedra) y arena como base, junto

con aditivos usados para su mejor manejo y durabilidad. La adecuada mezcla y

dosificación de estos materiales le dan al concreto una mejor resistencia a la compresión.

Para optimizar las funciones del concreto se le añade acero para reforzar su interior, para

que estos dos materiales (el concreto y el acero) actúen de manera conjunta, dado que el

concreto trabaja a compresión y el acero de refuerzo trabaja a tensión.

Cambios en la Rigidez y Resistencia a Flexión de Vigas de Concreto Dañados por Corrosión del Refuerzo

2

Este trabajo propone una investigación en estructuras de concreto reforzado

(vigas), donde se induzca un deterioro controlado por corrosión, calificando y cuantificando

su efecto directo en el comportamiento estructural estático (capacidad estructural) de la

estructura y su resultante efecto en la durabilidad y confiabilidad operativa de la misma.

Se tomarán como referencia las investigaciones en curso en el proyecto denominado

“Plan Nacional de Evaluación de Puentes Dañados por Corrosión” en cuanto a los tipos de

ambientes, condiciones operativas críticas, tipos de concreto empleado, agregados, etc. a

fin de realizar investigaciones en estructuras simples fabricadas en el laboratorio que sean

representativas de algunas regiones del entorno nacional. Se pretende poder predecir la

durabilidad y confiabilidad de las estructuras dañadas por corrosión registradas en este

Plan y poner en práctica lo aquí investigado, estimando la capacidad estructural y su

comportamiento dinámico en los mismos puentes dañados por corrosión, evaluando la

extensión del daño y prediciendo su durabilidad y confiabilidad operativa (Ver sección de

Objetivos y Metas).

1.1 Planteamiento del Problema

La confiabilidad operativa de puentes y estructuras de la red carretera nacional está

empezando a ser un factor de considerable interés. Actualmente, existen sistemas de

administración de puentes que permiten emitir un diagnóstico de daño relativamente

oportuno para programar reparaciones en puentes, pero dentro de ese diagnóstico no

existen referencias que asocien el daño o deterioro con un comportamiento estático y

dinámico de la estructura ni su efecto en la durabilidad y confiabilidad de la misma. Ese

diagnóstico no contempla explícitamente el daño sufrido por la estructura debido al efecto

del medio ambiente (corrosión).

El incremento en el número de puentes de concreto reforzado, presforzado o

postensionado, que muestran signos de deterioro producto del ambiente al que están


3

expuestos, han planteado la necesidad de utilizar métodos más precisos para predecir la

disminución de resistencia, su efecto en el comportamiento estructural del puente y su

probabilidad de falla asociada a esta degradación o su confiabilidad operativa. Muchos de

los colapsos de estructuras en servicio reportados en países industrializados como los

Estados Unidos, Japón y Europa, se atribuyeron a la degradación de la resistencia de

diseño de la estructura producida por agentes ambientales. Aunque son diversos los

mecanismos de deterioro presentes en los puentes de la Red Federal Carretera (RFC) –

por ejemplo, ataque por sulfatos, reacción álcali-agregado, ciclos de hielo-deshielo,

corrosión, etc. – el más común reportado es debido a la corrosión de la armadura,

fabricada con acero para refuerzo, presfuerzo o postensionado.

En México existe una gran diversidad de puentes (Figura 1.1). Cada uno puede

presentar daños con características únicas, resultantes del ambiente al que está expuesto,

de su geometría, método constructivo en la fabricación así como en las reparaciones

realizadas, la vida en servicio, entre otras. Las estrategias de inspección debieran

considerar al o los elementos que poseen el riesgo más elevado a dañarse, para que a

éstos se le dé un mayor cuidado en las futuras evaluaciones y se programen reparaciones

que estén más apegadas a la confiabilidad operativa del puente.

1.2 Mecanismo de la Degradación por Corrosión en Estructuras de Concreto

La cooperación del concreto para con el acero de refuerzo (o pre-esfuerzo) se basa

en que el concreto provee al refuerzo una protección tanto química como física en contra

de la corrosión. La protección química se debe a la alcalinidad del concreto, la cual

produce una capa de óxido (del orden de un par de nanómetros) en la superficie del acero,

impidiendo que el acero continúe corroyéndose. A este fenómeno se le denomina

pasividad (Fontana, 1986), ya que la capa de óxido evita la propagación de la corrosión

del acero. Esta alcalinidad del concreto es debida, principalmente, al hidróxido de calcio


4

(CH) que se forma durante la hidratación de los silicatos (Silicato dicálcico C2S, silicato

tricálcico C3S, aluminato tricálcico C3A, ferroaluminato tetracálcico C4AF) del cemento y a

los álcalis (sodio y potasio) que pueden estar incorporados como sulfatos en el clinker

(Mangat y Elgarf 1999). Estas sustancias sitúan el pH de la fase acuosa contenida en los

poros en valores entre 12.6 y 14 (Andrade et al, 1990), es decir, en el extremo más

alcalino de la escala de pH. El concreto también funciona como una capa física protectora

en contra de los agentes ambientales (oxígeno, agua, cloruros, dióxido de carbono) que

puedan despasivar al acero e iniciar su corrosión.

Sin embargo, en un ambiente agresivo, agentes químicos como los cloruros o

sulfatos (SO2) del agua de mar, o el dióxido de carbono (CO2) de un ambiente urbano, se

acumulan en la superficie del concreto y lentamente se transportan através del

recubrimiento de concreto hasta llegar a la armadura. Cuando la concentración de estos

agentes químicos en la superficie del acero de las armaduras alcanza valores que

exceden un nivel crítico, la protección de la armadura corre el peligro de desaparecer y la

corrosión puede desencadenarse.

Cuando el acero embebido en concreto se corroe, se consume una capa de la

superficie del acero y se forma una capa de productos de corrosión (óxido, Fe3O4; o

hidróxido de fierro, Fe(OH)2) en el perímetro de la barra. El volumen ocupado por dicho

óxido (o hidróxido) es mayor que el que ocupaba el acero original, creando presiones

contra el concreto que rodea al acero, la formación de grietas y desprendimientos del

concreto. Estas grietas y/o desprendimientos del recubrimiento de concreto, además de

ser antiestéticas, pueden disminuir el anclaje del acero y, potencialmente, la resistencia

del elemento estructural.


5

Figura 1.1 Puente dañado por corrosión

1.3 Durabilidad de Estructuras de Concreto en Ambiente Marino

Al momento se han propuesto varios modelos ‘durabilísticos’ que relacionan la

degradación por corrosión del acero de refuerzo (o pre-esfuerzo) en concreto, en función

del tiempo. Éstos se discuten brevemente a continuación.

El modelo de Tuutti (Tuutti, 1982), en el cual se basan la mayoría de los ya

existentes, diferencía dos etapas de degradación: T1 y T2 (donde T1 es el periodo de vida

útil a su máxima capacidad y T2 marca el fin de la vida útil). Los modelos de Bazant

(Bazant, 1979a y 1979b) Browne (1980) y Beeby (1983) son similares al propuesto por

Tuutti (1982), ya que son modelos que dividen las dos etapas T1 y T2. Los modelos de

Bazant (1979a y 1979b) y Browne (1980), especifican que T2 finaliza al encontrarse daños

visibles en la estructura o elemento estructural. En cambio, el modelo de Beeby (1983)

especifica que T2 finaliza hasta que se ha alcanzado un nivel inaceptable de la corrosión.


6

Esto quiere decir que el elemento puede estar más allá de su periodo de vida útil y

encontrarse en la etapa de su vida residual.

En esta investigación se toma como base el modelo de durabilidad considerado por

Tuutti (1982):

TVU = T1 + T2 (1.1)

En donde T1 y T2 son denominados periodos de iniciación y de propagación. Se

define al T1 como al lapso de tiempo que tarda el ion cloruro en atravesar el

recubrimiento, alcanzar la armadura y provocar su despasivación; en tanto T2 se refiere al

periodo entre la pérdida de protección de la película pasiva y la manifestación externa de

los daños por corrosión (manchas de óxido, agrietamientos, o desprendimientos de la

cobertura del concreto). TVU se define como el periodo de vida útil de la estructura. La

etapa T2 (a ser detallado en la segunda parte de este trabajo) finalizará a la formación de

pequeñas grietas (con anchos menores de 0.1 mm) o manchas de óxido.

Si en la estructura se observan otros tipos de degradaciones como grietas más

anchas de 0.1 mm, delaminaciones, barras de refuerzo expuestas con corrosión visible,

etc., dicha estructura se encontrará más allá de su vida útil, o sea, en el periodo de su vida

residual. El periodo de la vida residual finaliza hasta un límite inaceptable de durabilidad,

el cual se podría expresar en función de la capacidad de carga del elemento estructural.

La Figura 1.2 presenta, de una manera gráfica, las etapas T1 y T2, así como el periodo de

la vida residual.


7

Figura 1.2 Modelo de durabilidad (Torres Acosta y Martínez Madrid 2001)

1.4 Objetivo

El objetivo de esta investigación es obtener mayor información de la etapa de vida

remanente de estructuras de concreto reforzado en ambiente marino. Esta información se

dirigirá a la obtención de una relación empírica entre la capacidad de carga de probetas

fabricadas de ese material y la cantidad de corrosión aplicada a las mismas. Una vez

obtenida esta relación se compararán los resultados obtenidos en esta investigación con

los de publicaciones derivadas de otras investigaciones sobre corrosión de estructuras de

concreto reforzado, para así determinar si los resultados son los esperados y si son

similares a los de dichas publicaciones.

TIEMPO

COLAPSO

Límite de Serviciabilidad

Límite Último

FIN DE VIDA ÚTIL

T1

TVU

RESIDUALVIDA

Tiempo para Reparaciones

T2

RES

ISTE

NC

IA D

E LA

EST

RU

CTU

RA


8

1.5 Metas

1 Fabricar 12 probetas tipo vigas de concreto reforzado de 150 cm de largo, 10 cm de

base y 15 cm de altura, con una varilla de 0.95 cm de diámetro (3/8 de pulgada) y 2 cm

de recubrimiento.

2 Acelerar el proceso de corrosión de las varillas por medio de un galvanostato, aplicando

una corriente de 200 µA/cm2.

3 Monitorear la rigidez de cada una de las vigas con respecto al tiempo, por medio de una

prueba de carga y descarga semanal.

4 Una vez finalizada la aceleración del proceso de corrosión y las pruebas de carga y

descarga, se cargan las vigas hasta su punto de ruptura para comparar su capacidad

de carga real con la capacidad de diseño.

1.6 Contenido del Trabajo Este trabajo presenta una introducción al tema de degradación por corrosión,

planteando los problemas más comunes que por corrosión se generan en la

infraestructura de concreto, seguido de una breve explicación de los mecanismos básicos

de corrosión del acero de refuerzo en concreto. Por último se presenta una breve

explicación de las etapas en que se dividen los modelos de durabilidad de estructuras de

concreto por corrosión, la enumeración de los objetivos que se pretenden estudiar y, por

último, una explicación del contenido de la investigación.

El segundo capítulo presenta una breve explicación del comportamiento a flexión de

vigas de concreto, seguido por la presentación de una investigación bibliográfica en el

tema de capacidad estructural de elementos dañados por corrosión. Para finalizar este

capítulo se presenta una recopilación de datos experimentales de temas estudiados por


9

otros autores, en relación con diversos parámetros de daño (agrietamiento del concreto,

pérdida de radio, picadura) de elementos de concreto que presentan corrosión.

En el tercer capítulo se presenta la descripción de las actividades realizadas

durante el proceso experimental en esta investigación. Se definen los parámetros

estudiados, se explica el proceso de fabricación de las vigas (materiales y dimensiones) y

el sistema de corrosión acelerada usado. Por último se explica el proceso seguido en el

monitoreo de grietas en el concreto, el monitoreo en el tiempo de la rigidez, de cada una

de las vigas en este estudio, y el procedimiento utilizado en las pruebas estáticas de carga

a la falla.

En el capítulo 4 se presentan los resultados del experimento y una discusión de

estos obtenidos en este trabajo. Finalmente, en el capítulo 5 y 6, se exponen las

conclusiones y el listado de referencias utilizadas en este trabajo.


10

11

Capítulo 2 Marco Teórico

2.1 Comportamiento a Flexión de Vigas de Concreto

“Cuando se carga una viga, el comportamiento de ésta es esencialmente elástico y toda

la sección contribuye a resistir el momento exterior. Cuando la tensión en la fibra más

esforzada de alguna sección excede la resistencia del concreto a la tensión, empiezan a

aparecer grietas. A medida que se incrementa la carga, estas grietas aumentan en

número, en longitud y en abertura.

A partir de la aparición de las primeras grietas, el comportamiento del espécimen ya no

es elástico y las deflexiones no son proporcionales a las cargas. En las regiones

agrietadas, el acero toma prácticamente toda la tensión. En esta etapa, el esfuerzo en el

acero aumenta hasta que alcanza su valor de fluencia. Desde que el acero empieza a

fluir, la deflexión crece en forma considerable, sin que apenas aumente la carga. Esto es,

la resistencia del elemento es sólo ligeramente mayor que la carga que produce la fluencia

del acero. Los primeros síntomas de la fluencia del acero son un incremento notable en la

abertura y longitud de las grietas y un quiebre marcado en la curva carga-deflexión. A

medida que aumenta la longitud de las grietas, la zona de compresión se va reduciendo,

hasta que el concreto en esta zona es incapaz de tomar la compresión y se aplasta. El

primer indicio de aplastamiento es el desprendimiento de escamas en la zona de

compresión. Cuando esto ocurre, la carga disminuye con mayor o menor rapidez,

dependiendo de la rigidez del sistema de aplicación de la carga, hasta que se produce el

colgado final.

Según la cantidad de acero longitudinal con que está reforzada la pieza, éste puede fluir

o no antes de que se alcance la carga máxima. Cuando el acero fluye, el comportamiento

del miembro es dúctil; es decir, se producen deflexiones considerables antes del colapso

final. En este caso se considera que el elemento es subreforzado. Por


12

otra parte, si la cantidad de acero longitudinal a tensión es grande, éste no fluye antes del

aplastamiento y se dice entonces que el elemento es sobrerreforzado. Puede suceder

que el elemento alcance su resistencia precisamente cuando el acero empieza a fluir. En

este caso, se dice que el elemento es balanceado (Figura 2.1).

Carga P

AplastamientoFluencia

Agrietamiento delConcreto en tensión

Deflexión a

Figura 2.1 Gráfica carga-deflexión de un elemento, con un porcentaje usual de acero de tensión

La Figura 2.2 muestra la variación en el comportamiento de elementos que tienen

distintos porcentajes de acero. Cada curva de trazo lleno representa la gráfica carga-

deflexión de un elemento reforzado con una cantidad diferente de acero de tensión, desde

una viga de concreto simple hasta otra con porcentaje muy alto de acero, del orden de

siete por ciento. Se puede observar de inmediato el efecto de la cantidad y distribución del

acero longitudinal.


13

Agrietamiento del Concreto en tensión

Fractura del acero inmediatamente después del agrietamiento del concreto

Carga P

Deflexión a

B

C

DE

F

G

Fluencia del acero

Fluencia del acero

Fluencia del acero

Aplastamiento del concreto

Aplastamiento del

concreto

Aplastamiento del concretoAplastamiento

del concreto

Aplastamiento del concreto

Acero de tensión únicamente

Acero de tensión y de compresión

A

Figura 2.2 Gráficas carga-deflexión de elementos con porcentajes variables de acero

(sección, f’c y fy constantes) sujetos a flexión simple

La Tabla 2.1 es un resumen que complementa lo expuesto en la Figura 2.2. En ella se

muestran los casos propuestos en la Figura 2.2 y los respectivos porcentajes de acero en

tensión y en compresión, índice de refuerzo, tipo de elemento, modo de falla y grado de

ductilidad para cada curva.

En la siguiente Figura (2.3) se muestra la deducción de una fórmula para la obtención

del momento nominal Mn, según el reglamento ACI 318-83. Esta deducción es aplicable

únicamente a secciones rectangulares subreforzadas, con refuerzo de tensión únicamente

(aplicable a los especimenes de esta investigación).


14

Tabla 2.1 Características de elementos con distintos índices de refuerzo

Curva correspondiente

a la Figura 2.2 Porcentaje de acero

Tensión ρ

Compresión ρ’

Índice de refuerzo

ω

Tipo de elemento Modo de falla Grado de

ductilidad

A Nulo Nulo Nulo Concreto simple Concreto en tensión Frágil

B Muy pequeño Nulo Muy

pequeñoMuy

SubreforzadoFractura del acero,

frágil Poco dúctil

C Normal bajo Nulo Normal bajo Subreforzado Aplastamiento

después de la fluencia Muy dúctil

D Normal alto Nulo Normal alto Subreforzado Aplastamiento después de la fluencia Dúctil

E Normal alto Del orden de tensión

Normal bajo Subreforzado Aplastamiento

después de la fluencia Muy dúctil

F Muy alto Nulo Muy alto Sobrerreforzado Aplastamiento sin fluencia del acero Frágil

G Muy alto Del orden de tensión

Normal bajo Subreforzado Aplastamiento

después de la fluencia Dúctil

b

d

A s = ρ b d

c

0 . 0 0 3

ε s > ε y

a = β 1 c

0 . 5 a

T = A s f y = ρ b d f y

C = 0 . 8 5 f ’ c a b

0 . 8 5 f ’ c

P o r e q u i l ib r io :

C = T

0 . 8 5 f ’ c a b = ρ b d f y

a = _ ρ d f y _ ( i )0 . 8 5 f ’ c

T o m a n d o m o m e n t o s r e s p e c t o a l a c e r o d e t e n s i ó n

M n = C ( d – a / 2 ) = 0 . 8 5 f ’ c a b d ( 1 – a / 2 d )

S u s t i t u y e n d o a d e la e c u a c ió n ( i ) y t o m a n d o e n c u e n t a q u e ω = ρ f y / f ’ c :

M n = b d 2 f ’ c ω ( 1 – 0 . 5 9 ω )

Figura 2.3 Momento resistente de elementos rectangulares con refuerzo de tensión únicamente, de acuerdo con el reglamento ACI 318-83


15

Si asumimos que el concreto es elástico, tenemos que la deformación máxima del

elemento en el centro del claro es:

= P L3 (2.1)

48EI

donde: P = Carga aplicada al centro del espécimen, L = Longitud entre apoyos del

espécimen, E = Módulo de elasticidad del acero, I = Momento de inercia de la sección del

espécimen.

Despejando el producto EI, que equivale a la rigidez del espécimen en flexión

obtenemos:

EI = P L3 (2.2)

48

Considerando la longitud de los elementos como constante se obtiene un término

constante que es L3/48, por lo que la rigidez del espécimen va a depender de la carga que

se esté aplicando y la deformación que éste tenga al aplicar dicha carga.

Es necesario conocer la relación de los términos de esta ecuación con respecto al

tiempo, ya que en el caso de que el elemento estructural sufra algún daño inherente a la

vida en servicio como la corrosión, agrietamiento por fatiga, etc., esta relación elástica no

sería válida”.

2.2 Relación entre Capacidad de Carga y Corrosión

Basado en la información experimental que se encuentra en la literatura versada en

este tema, (Almusallam et al, 1997 y 1996; Cabrera, 1996; Huang y Yang, 1997; Mangat,

1999; Rodríguez et al 1997 y 1996; Tachibana et al, 1990) es en la etapa de vida

remanente en donde la estructura comienza a disminuir considerablemente su capacidad

de carga, o resistencia. Pocos han sido los investigadores que han intentado determinar

la pérdida de resistencia de un elemento estructural producida por corrosión del acero de


16

refuerzo (Almusallam et al, 1997 y 1996; Cabrera, 1996; Huang y Yang, 1997; Mangat,

1999; Rodríguez et al 1997 y 1996; Tachibana et al, 1990).

Muchas han sido las especulaciones sobre este tema y mucho se necesita

investigar antes de poder llegar a conclusiones que sean aceptadas por la comunidad

científica. En estudios anteriores hechos por diferentes autores (Almusallam et al, 1997 y

1996; Andrade et al, 1996; Cabrera, 1996; Huang y Yang, 1997; Mangat, 1999;

Rasheeduzzafar et al, 1992; Rodríguez et al 1997 y 1996; Saeki, 1988; Tachibana et al,

1990), se determinó experimentalmente la pérdida de resistencia de elementos de

concreto sometiéndolos a diferentes tipos de carga (compresión, flexión, tensión) y a

diferentes grados de corrosión de la barra de refuerzo. Estos autores usaron en sus

investigaciones vigas, columnas, o pequeños prismas reforzados, a los cuales se le

aplicaron cargas dependiendo del tipo de elemento estructural que conformaba. La

corrosión de la(s) barra(s) de refuerzo en todos estos experimentos fue acelerada por

algún medio electroquímico (corriente o potencial anódico constante).

Como un primer intento para correlacionar pérdida de acero por corrosión con la

resistencia del elemento estructural, se realizaron algunas simplificaciones para poder

determinar una relación entre la penetración de la corrosión promedio en la barra de acero

(también llamada pérdida promedio de radio o xPROM), el ancho de grieta promedio, wG,

medidos en la superficie del concreto, y la disminución de la resistencia original de

elemento estructural por corrosión (Torres Acosta y Martínez Madrid, 2001). Para esto, se

tomó la información de los autores mencionados con anterioridad y se compararon los

valores de la capacidad de carga (momento flexionante MC y carga axial en compresión

PC) de los elementos corroídos con los valores de capacidad de carga de los elementos no

corroídos (momento flexionante MNC y carga axial en compresión PNC). Esto es:

Vigas: CCCORR = MC/MNC

Columnas: CCCORR = PC/PNC (2.3)


17

En donde CCCORR es la capacidad de carga por corrosión de un elemento

estructural independiente del tipo de carga que actúa sobre éste. Los valores de MNC, PNC

fueron tomados de los valores experimentales de los elementos llamados ‘controles’, a los

cuales no se les aplicó corriente anódica (o potencial anódico) alguna(o). Hasta no tener

una matriz de datos más completa, y se tenga un consenso más general sobre este

proceso tan complejo que es el de disminución de la resistencia debido al agrietamiento

por corrosión, éstos serán los datos utilizados al momento por el presente autor, para

obtener correlaciones empíricas que sean útiles en el diseño de la durabilidad de un

elemento estructural aislado.

Tomando las precauciones necesarias en el caso, y advirtiendo que este

procedimiento puede ser un tanto especulativo por falta de una base de datos más

extensa, la Figura 2.4 muestra la relación obtenida de la mayoría de las investigaciones

mencionadas (Almusallam et al, 1997 y 1996; Cabrera, 1996; Huang y Yang, 1997;

Mangat, 1999; Rodríguez et al 1997 y 1996; Tachibana et al, 1990) entre el cociente

xPROM/r0 y CCCORR, donde r0 es el radio original del acero de refuerzo. En este reporte se

define como a la reducción del radio de la barra de refuerzo la relación xPROM/r0. De esta

figura se puede observar como CCCORR (para vigas, columnas y losas) disminuye

gradualmente al aumentar la reducción del radio de la barra de refuerzo.

Cabe mencionar que los valores presentados en la Figura 2.4 corresponden a probetas

de laboratorio con un recubrimiento de concreto de entre 1 y 3 cm (valores típicos en

elementos estructurales expuestos al ambiente marino en México). Para recubrimientos en

estructuras de concreto > 3 cm, esta relación empírica estaría sujeta a comprobación.

También sería de suma importancia el conocer el comportamiento estructural de

elementos que presenten únicamente una porción de la barra de refuerzo con proceso

activo de corrosión en comparación a los valores obtenidos de CCCORR cuando la corrosión

es generalizada (Figura 2.4).


18

2.3 Relación Empírica entre Pérdida de Radio, xPROM, de la Armadura y

Agrietamiento por Corrosión, WG

La pregunta ahora es cómo poder estimar aproximadamente el valor de CCCORR de

un elemento estructural que presente corrosión generalizada en función de algún síntoma

de degradación que sea fácil de obtener en dicho elemento. Uno de estos síntomas

podría ser, por ejemplo el ancho promedio de la grieta (por corrosión) presente en la

superficie de concreto.

Para determinar una relación empírica entre xPROM y wG, se utilizarán los resultados

experimentales obtenidos de investigaciones anteriores (Almusallam et al, 1997 y 1996;

Cabrera, 1996; Huang y Yang, 1997; Mangat, 1999; Rodríguez et al 1997 y 1996;

Tachibana et al, 1990). Con los valores experimentales de xPROM/r0 y el wG se estimó una

relación empírica entre ambos valores, la cual se muestra como la línea continua en la

Figura 2.5. Se debe aclarar nuevamente que estos valores son válidos para elementos de

concreto reforzado que poseen un recubrimiento < 3 cm. Para recubrimientos mayores, el

comportamiento estaría sujeto a comprobación.

Los datos experimentales de wG y xPROM presentados en la Figura 2.5 muestran una

dispersión muy pronunciada, por lo que la ecuación empírica mostrada en la misma figura

puede tener una desviación entre la mitad y el doble del valor medio obtenido por dicha

ecuación empírica. Como un ejemplo, suponiendo que un elemento estructural presente

una grieta (producida por la corrosión del acero embebido) con un ancho promedio de 0.5

mm medido en campo, se puede estimar que el valor aproximado de xPROM/r0 (usando la

ecuación empírica wG = 21.8 (xPROM/r0)) sería de 0.023 mm. De la Figura 2.5 se puede

observar que los valores experimentales de xPROM/r0, recopilados de la literatura reciente,

para wG = 0.5 mm fluctuarían entre 0.015 y 0.05, la cual representa una diferencia entre

estos valores de más del doble (variaciones muy comunes de encontrar cuando se habla


19

de corrosión de acero en concreto), debido a que cada autor maneja las variables de

manera diferente en cuanto a especímenes, cantidad de corrosion, etc.

Usando este rango de valores de xPROM/r0 (0.015 y 0.5), el rango de valores de CCCORR

calculado usando la Figura 2.4 sería de entre 0.6 y 0.8. Esto implicaría que el elemento

estructural en estudio poseería una pérdida de resistencia de entre 20% y 40% de su

resistencia original, aproximadamente.

2.4 Relación Empírica entre xPROM y Profundidad Máxima de Picadura

Se ha podido demostrar de publicaciones anteriores que la corrosión del acero,

debido a la contaminación de cloruros en el concreto, produce una disminución de su

sección transversal que presenta una morfología altamente localizada. Este tipo de

corrosión se caracteriza porque la capa pasivante se disuelve sólo local o puntualmente

(picaduras). Estas zonas actúan como un ánodo frente al resto que permanece pasivo, el

cual actúa como el cátodo. El ataque progresa, pues, en profundidad, pudiéndose llegar

a la fractura de la barra por la alta concentración de esfuerzos que esta picadura

generaría. Este fenómeno es aún más crítico si al acero se le aplica un pre-esfuerzo o es

postensado.

Con los valores de profundidad promedio máxima de picadura (PICMAX) determinados

en las investigaciones anteriores (Almusallam et al, 1997 y 1996; Cabrera, 1996; Huang y

Yang, 1997; Mangat, 1999; Rodríguez et al 1997 y 1996; Tachibana et al, 1990) y usando

de nueva cuenta la información experimental disponible, se podría obtener una relación

empírica entre la penetración de la corrosión promedio y la profundidad máxima de

picadura, PIC. La Figura 2.6 presenta esta relación entre los valores experimentales de

xPROM y PICMAX, obtenida de las investigaciones anteriores (Almusallam et al, 1997 y 1996;

Andrade et al, 1996; González et al, 1997; Torres Acosta, 2001). La línea continua en la

Figura 2.6 representa la ecuación empírica (obtenida por regresión lineal) que relaciona a


20

xPROM y PICMAX. Esta relación empírica comprueba lo observado por González et al. en

donde PICMAX es aproximadamente siete veces más que el valor de xPROM (González et al,

1997).

Figura 2.4 Capacidad de Carga CCCORR y el Cociente xPROM/r0 (Torres Acosta y Martínez

Madrid 2001)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0,001 0,01 0,1 1

x/r0

Cap

acid

ad d

e C

arga

, CC

Rodríguez Vigas Rodríguez Columnas Almusallam Losas

Mangat Vigas Al-Sulaimani Vigas Tachibana Vigas

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0,001 0,01 0,1 1

x/r0

Cap

acid

ad d

e C

arga

, CC

Rodríguez Vigas Rodríguez Columnas Almusallam Losas

Mangat Vigas Al-Sulaimani Vigas Tachibana Vigas


21

Figura 2.5 Relación entre xPROM y wG obtenida de Torres Acosta y Martínez Madrid

(2001)

Como resumen, la información presentada en esta sección fue dedicada

únicamente para mostrar al lector alguna de las preguntas a responderse para conocer

con mayor detalle la etapa de vida remanente y el daño estructural generado por

corrosión. El tema será estudiado en esta investigación, recopilando un mayor número de

datos experimentales, para conocer con mayor certidumbre la pérdida de resistencia de un

elemento estructural de concreto sujeto a un deterioro por corrosión del acero.

0.01

0.1

1

10

0.001 0.01 0.1

xPROM / r0Rodríguez Columnas

Mangat Anclaje

Prismas Esta Investigación

Cilindros TorresAndrade Prismas

Cabrera Prismas

WG = 21.8 (xPROM/r0)R2 = 0.4596

0.01

0.1

1

10

0.001 0.01 0.1

xPROM / r0Rodríguez Columnas

Mangat Anclaje

Prismas Esta Investigación

Cilindros TorresAndrade Prismas

Cabrera Prismas

WG = 21.8 (xPROM/r0)R2 = 0.4596


22

Figura 2.6 Relación entre PICMAX y xPROM obtenida de Torres Acosta y Martínez

Madrid (2001)

x ( mm )Prismas Esta Investigación

Rodríguez Columnas Andrade Prismas Tuutti Prismas Rodríguez Vigas

0

1

2

3

4

5

6

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

PIC = 7.163 xR2 = 0.4506

x ( mm )Prismas Esta Investigación

Rodríguez Columnas Andrade Prismas Tuutti Prismas Rodríguez VigasRodríguez Columnas Andrade Prismas Tuutti Prismas Rodríguez Vigas

0

1

2

3

4

5

6

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

PIC = 7.163 xR2 = 0.4506

23

Capítulo 3 Método Experimental

3.1 Parámetros de Estudio

Las variables sobre las cuales se realizó el experimento son las siguientes:

1 Longitud de corrosión (2.5 cm, 25 cm y 100 cm)

2 Pérdida de masa deseada (5%, 10% y 20%)

La cantidad de corriente suministrada para corroer el acero fue constante para

todos los especimenes (200 µA/cm2).

3.1.1 Geometría de los Especimenes

Se fabricó un tipo de espécimen cuyas dimensiones fueron de 10 cm de base, 15

cm de altura y 150 cm de longitud con la varilla de refuerzo de 0.95 cm de diámetro (3/8”)

sin estribos, y un recubrimiento de 2 cm (Figura 3.1 y Tabla 3.1). Se añadió en la parte

superior alambrón de 0.635 cm de diámetro (¼”) con longitudes de 2.5, 25 y 100 cm

aproximadamente, para que funcionen como cátodo al momento de corroer el acero.

Figura 3.1 Modelo de las vigas


24

Tabla 3.1 Cálculo de las dimensiones y la resistencia de las vigas

Datos

f'c= 320 kg/cm2 ρmin = 14 / fy = 0.00333

Fy = 4200 kg/cm2 ρbal = (f'c*6000)/[fy*(6000+fy)] = 0.04482

r = 2 cm ρmax= 0.75 *ρbal = 0.03361

h = 15 cm ρ = As / (b d) =0.0054

b = 10 cm ω = ( ρ * fy ) / f'c =0.072

d = 13 cm Mn = b d2 f'c ω ( 1 - 0.59 ω ) =37067.7 Kgm

φvar = 0.95 cm P = ( 4 Mn ) / L =988.47 Kg

π = 3.142

As = 0.71 cm2

L = 150 cm

3.2 Materiales Utilizados

Las varillas de refuerzo para los especimenes fueron cortadas a una medida

aproximada de 170 cm, esmeriladas en los extremos y marcadas con un número de

control (Figura 3.2). Asimismo, cada varilla fue pesada para determinar la pérdida de peso

al finalizar el experimento y saber el volumen de material corroído durante el mismo. La

masa inicial de las varillas se muestra en la Tabla 3.2.

Se usó duela de 2 cm de espesor y 15 cm de altura como paredes, 4 hojas de triplay de

1.9 cm de espesor como base y tornillos para madera, para fabricar moldes o cimbras,

para colar los especimenes. (Figura 3.3).

3 Método Experimental

25

Figura 3.2 Proceso de cortado y marcado de varillas

El cemento utilizado para la fabricación de los especimenes fue convencional de marca

APASCO, tipo CPC 30 R y peso específico de 3.12. El concreto se fabricó con un F’c =

350 kg/cm2, una edad de 28 días, un tamaño máximo de agregado de 20 mm y el

revenimiento de la mezcla fue de 10 cm. En la Tabla 3.3 se muestran las características

de los materiales utilizados para la fabricación del concreto y en la Tabla 3.4 se muestran

los pesos por cada material en un metro cúbico de mezcla. El aditivo que se le añadió al

concreto fue de marca EUCOMEX de tipo reductor cuyo código es RA 300 y su

dosificación fue de 5 cm3/kg. El material usado como cloruro, fue sal de cocina (NaCl).


26

Tabla 3.2 Tabla de masas (mi) iniciales de varillas

Probeta Varilla Masa (gr)

1 1 904.1

2 2 921.9

3 3 914.2

4 4 911.2

5 5 915.7

6 6 916.1

7 7 902.9

8 8 918.3

9 9 913.8

10 10 919.2

11 11 912.6

12 12 919.2

Tabla 3.3 Características de los materiales utilizados para la fabricación del

concreto

Material Procedencia Clasif.

Pétrea

Densidad

(kg/lto)

Humedad

(%)

Módulo de

finura

Grava1 GRAVASA Basalto 2.60 2.09 5-20

Grava 2 La Azteca Basalto 2.60 3.52 43952

Arena Dolores,

Hgo.

De río 2.47 12.26 0-5


27

Tabla 3.4 Cantidad de material usado para la fabricación del concreto

Material Concreto 1 Concreto 2

Cemento (kg/m3) 389 389

Agua (kg/m3) 163 163

Grava 1 (kg/m3) 622 622

Grava 2 (kg/m3) 420 420

Arena (kg/m3) 685 685

Agua (kg/m3) 1.945 1.945

Sal (NaCl) (kg/m3) - 11.67

Figura 3.3 Moldes de madera utilizados


28

Los cilindros de concreto simple se probaron conforme a la norma ASTM C-39 para

compresión de cilindros de concreto simple.

3.3 Fabricación de Especimenes

Para fabricar los especimenes se emplearon 6 ollas de 60 litros de capacidad y se

realizó en el siguiente orden (Figura 3.4):

Olla 1 Fabricación de cilindros de prueba de la mezcla sin cloruros y de los controles.

Olla 2 Fabricación de la parte sin cloruros de las vigas 03, 07, 08 y 09.

Olla 3 Fabricación de la parte con cloruros de las vigas 03, 04, 05, 06, 07, 08 y 09.

Olla 4 Fabricación de la parte sin cloruros de las vigas 04, 05, y 06.

Olla 5 Fabricación de la parte sin cloruros de las vigas 10, 11 y 12.

Olla 6 Fabricación de la parte con cloruros de las vigas 10, 11 y 12, y los cilindros de

prueba de esta mezcla.

Figura 3.4 Orden de fabricación de los especimenes


29

3.4 Procedimiento de la Prueba

3.4.1 Sistema para la Aceleración de la Corrosión

Para comprender mejor cómo se da el fenómeno de la corrosión sería conveniente

dejar en claro los términos que se utilizarán posteriormente en esta Tesis, los cuales son:

• Ánodo: Es el material que va a perder electrones en una pila, por lo tanto se oxida. En este caso es el acero.

• Cátodo: Es el material que va a ganar electrones en una pila, es decir en donde se realiza la reducción (Figura 3.5). En este caso es el alambrón de acero.

• Galvanostato: Es el circuito electrónico con el cual se va a controlar la corriente que se desea aplicar a cada espécimen (Figura 3.6).

Figura 3.5 Diagrama del galvanostato utilizado en el experimento.

POT100K+

-

V+

V-LM347

1k

2N5400

1k

Especimen

+15v -15v

-15v

-15v

Varilla

Cátodo

(a)


30

Figura 3.6 Proceso de corrosión acelerada

Los especimenes se mantuvieron en un lugar cubierto, sujetos a temperatura y

humedad ambiente. La aceleración del proceso de corrosión se dio en 10 de las 12 vigas

(2 vigas fueron controles y no se les agregó cloruros), según la cantidad de cloruros que

se agregó a cada una y la pérdida de diámetro de la varilla que se requirió en el

experimento.

En la Tabla 3.5 se muestra el cálculo del tiempo necesario para obtener la pérdida

deseada del diámetro del acero de refuerzo en los especimenes. A su vez, se calculó la

cantidad de corriente que se va a aplicar al sistema, cuyo valor es utilizado para calcular el

tiempo necesario para aplicar dicha corriente y perder el porcentaje de diámetro deseado.

En la Tabla 3.6 (página 24) se observa, para cada espécimen, la medición de su

resistencia, la medición de la resistencia del canal que ocupa en el galvanostato, su

correspondencia en probeta y varilla, y el cálculo del voltaje requerido para que los

ÁNODO

CÁTODOGALVANOSTATOe-Alambrón

VarillaCORROSIÓN

e-

M M+ + e-

REACCIÓN EN EL ANODO

PRODUCTO DE CORROSIÓN (EXPANSIVO)


31

componentes del galvanostato no sufran fallas durante el experimento y quede satisfecha

la necesidad de la corriente calculada en la Tabla 3.5.

Para el control de la corriente suministrada a los especimenes se fabricó una tablilla

con resistencias de un valor de 10 ohms y 100 ohms para medir el voltaje que circula a

través de dichas resistencias. Aplicando la Ley de Ohm V = RI, sobre el voltaje medido en

las resistencias, se obtiene la corriente aproximada que circula por esa resistencia y, por lo

tanto, en el espécimen y el circuito. Para los especimenes 03, 04, 05, 06, 09, 10, 11 y 12

se usaron resistencias de 10 ohms y para el 07 y 08 se usaron las de 100 ohms para

obtener valores amplificados (Figura 3.7).

Figura 3.7 Diagrama de conexión de los especimenes con el galvanostato y la

fuente de poder


32

Tabla 3.5 Cálculo de los tiempos para la etapa de la corrosión acelerada para cada viga del estudio

Datosρ = 7.87 gr/cm3 (densidad del acero) I = Intensidad de corriente (Amp) x = Pérdida de radio (cm) V = Volumen perdido (cm3)n = 2 (valencia Fe+2)F = 96500 coul/mol (constante de Faraday) Aw = 55.85 gr/mol (peso atómico Fe) π = 3.1416

Probeta A

L = 2.5 cm A = φ*π*L=

7.4613 cm2

% pérdida = 10 % I = A*i= 1492.26 µA/cm2

I = 200 µA/cm2 X = ro*%= 0.0475 cm φvar = 0.95 cm V = A*x= 0.3544 cm3

ro = 0.475 cm T = (ρ*V*n*F)/(I*Aw) = 6459107 Seg. 75 días

Probeta B

L = 25 cm A = φ*π*L=

74.613 cm2

% pérdida = 10 % I = A*i= 14922.6 µA/cm2

i = 200 µA/cm2 X = ro*%= 0.0475 cm

φvar = 0.95 cm V = A*x= 3.5441 cm3

ro = 0.475 cm T = (ρ*V*n*F)/(I*Aw) = 6459107 Seg.

75 días

Probeta C

L = 100 cm A = φ*π*L=

298.452 cm2

% pérdida = 10 % I = A*i= 59690.4 µA/cm2

i = 200 µA/cm2 X = ro*%= 0.0475 cm φvar = 0.95 cm V = A*x= 14.1765 cm3


Probeta D

L = 25 cm A = φ*π*L=

74.613 cm2

% pérdida = 20 % I = A*i= 14922.6 µA/cm2



Probeta E

L = 25 cm A = φ*π*L=

74.613 cm2

% péerdida = 5 % I = A*i= 14922.6 µA/cm2


ro = 0.475 cm T = (ρ*V*n*F)/(I*Aw) = 3229553.5 Seg. 37 días

Tabla 3.6 Cálculo del circuito para cada viga del estudio


33

Pdr=

I corr

2 Vc-e

r

Pote

ncia

de

disi

paci

ón

real

- -

0.29

0.14

0.14

0.14

0.04

0.04

0.08

0.12

0.15

0.11

Vc-e

r

Volta

je

cole

ctor

em

isor

re

al

- -

4.93

9.41

9.11

9.56

25.2

2

24.7

8

1.35

8.36

9.85

7.62

Vv+V

r+V

c-e

Volta

je d

e ex

cita

ción

to

tal

- -

26.0

7

21.5

9

21.8

9

21.4

4

5.78

6.22

29.6

5

22.6

4

21.1

5

23.3

8

Vr=2

I corr

Rc

Volta

je

resi

sten

cia

cana

l

- -

17.9

1

14.9

2

14.9

2

14.9

2

2.98

2.98

17.9

1

14.9

2

14.9

2

14.9

2

Vv=I

corr

Rv

Volta

je

viga

(v

olts

)

- -

7.16

5.67

5.97

5.52

1.79

2.24

10.7

4

6.72

5.22

7.46

Vc-e

Volta

je

cole

ctor

emis

or

(vol

ts)

- -

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

Ve=P

/ I co

rr

Volta

je d

e ex

cita

ción

(v

olts

)

- -

1.01

4.02

4.02

4.02

40.2

1

40.2

1

1.01

4.02

4.02

4.02

Pd=I

corr2

Rc

Pote

ncia

de

disi

paci

ón

(wat

s) - -

0.53

0.11

0.11

0.11

0.00

0.00

0.53

0.11

0.11

0.11

Rc

Res

iste

ncia

de

l Can

al

(ohm

s)

- - 150

500

500

500

1000

1000

150

500

500

500

Can

al d

e m

edic

ión

y co

ntro

l de

co

rrie

nte

- - 1 13

14

15

5 6 3 16

17

18

I corr

Inte

nsid

ad

de

corr

osió

n (m

A)

- -

59.6

9

14.9

2

14.9

2

14.9

2

1.49

2

1.49

2

59.6

9

14.9

2

14.9

2

14.9

2

i corr

Cor

rient

e de

co

rros

ión

(mA

/cm

2)

- - 200

200

200

200

200

200

200

200

200

200

Rv

Res

iste

nci

a el

éctr

ica

de la

vig

a (o

hm)

- - 120

380

400

370

1200

1500

180

450

350

500

L cor

r

Long

itud

de

corr

osió

n (c

m)

Con

trol

Con

trol

100

25

25

25

2.5

2.5

100

25

25

25

Varil

la

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

11

12

Viga

01 02 03 04 05 06 07 08 09 10 11 12


34

3.4.2 Monitoreo y Medición de Grietas

Una vez que comienza a circular la corriente en los especimenes, el acero de

refuerzo se comienza a corroer. Este producto de corrosión genera grietas en el concreto,

por acumulación del mismo. Para medir la longitud de las grietas, se trazaron retículas rectangulares de 2.5 cm por

2.5 cm en hojas de acetato. Con esta hoja de acetato transparente cuadriculada se

obtenía la longitud aproximada de la grieta (Figura 3.8).

Figura 3.8 Cuadrícula de acetato para la medición de la longitud de grieta

Para la medición del ancho de las grietas se utilizó un comparador de grietas

transparente, el cual tiene impreso varias líneas de distintos espesores. Este comparador

mide 5 cm de base y 8 cm de altura (Figura 3.9). Este monitoreo y medición de grietas se

realizó cada semana después del monitoreo de la rigidez de cada elemento (pruebas de

carga y descarga).


35

Figura 3.9 Plantilla para la Medición del Ancho de Grieta

3.4.3 Monitoreo de la Rigidez (Pruebas de Carga – Descarga)

El proyecto global contempla investigar, a nivel de laboratorio, los cambios estructurales

en vigas de concreto reforzado producidos por el fenómeno de corrosión de la varilla de

refuerzo.

Se colocaron masas verticalmente en la parte central de la viga, de 0 a 120 kg en pasos

de 20 kg, lo que equivale a un total de 1180 N. Por cada 20 kg aplicados

(aproximadamente 196 N), se registraba el desplazamiento en la parte central de la viga,

utilizando un transductor de desplazamiento por contacto tipo LVDT, marca HBM, modelo

W10TK, con intervalo de desplazamiento de ±10 mm, conectado a un acondicionador

amplificador de señal marca HBM, modelo AB12, con tarjeta para transductor de

desplazamiento HBM MC50. Por cada viga se realizaron tres ciclos de carga y descarga.

Los registros de carga y su deflexión correspondiente se llevaron de manera manual.


36

A partir de los datos de las pruebas de carga – deflexión de la viga, se realizó una

regresión lineal del promedio de los datos para cada viga, considerando únicamente los

dos últimos ciclos. El primer ciclo de carga –deflexión fue discriminado para este cálculo

debido al comportamiento histerético del primer ciclo para todas las vigas.

Con la pendiente resultante de las gráficas generadas, se estimó la rigidez

equivalente keq aplicando la expresión de un resorte elástico sencillo:

δeqkF = (3.1)

La masa de cada una de las vigas se determinó a partir de la medición directa con una

báscula tipo de palancas con capacidad para 110 Kg., marca ELE, modelo EL 22-8550.

A partir de la expresión derivada de la relación Carga–Deflexión para una viga

simplemente apoyada con carga en el centro, enunciada a continuación:

ylEIP 3

48= (3.2)

se obtiene la rigidez equivalente keq:

348lEIkeq = (3.3)

Del keq calculado de la aplicación de la carga y la deflexión generada, se obtiene el

valor del producto EI para caracterizar cada viga, es decir:

48

3lkEI eq= (3.4)

3.4.4 Prueba de Carga Máxima Estática a Flexión

La prueba de carga realizada en esta investigación se definió en base a las bibliografías

consultadas en las que se señala cómo se fue aplicando la carga a los especimenes. A


37

continuación se mencionan algunas de las pruebas que han realizado otros investigadores

en sus estudios.

J. Rodríguez en sus publicaciones (Rodríguez et al, 1997 y 1996) aplica la carga de dos

maneras distintas, en una la carga se mantiene continua de 6,500 N/min (660 kg/min

aproximadamente) hasta la falla del espécimen y en la segunda la carga (4,800 N/min o

490 kg/min aproximadamente) es aplicada en dos fases: la primera se mide un

desplazamiento de 0.8 mm y se detiene la prueba por 10 minutos para una inspección

detallada del espécimen. Una vez pasados los diez minutos se continúa cargando con los

mismos intervalos (0.8 mm/min) de desplazamiento hasta aplicar la carga de servicio y

una vez alcanzada dicha carga, los intervalos cambian a 1.5mm/min hasta la falla del

espécimen.

También, J. Rodríguez (Rodríguez et al, 1993 y 1996) realizó las pruebas de carga de

su experimento en dos fases, en la primera se cargó al elemento con un desplazamiento

de 0.5 mm/min (3,000N/min o 300 kg/min aproximadamente) hasta la carga de servicio.

Después de llegar a la carga de servicio, se retiró la carga del elemento, y comenzando de

cero volvió a cargar al espécimen con el desplazamiento de 0.5 mm/min hasta la carga de

servicio y de ahí en adelante hasta la falla con intervalos de 0.25 mm/min.

Pritpal S. Mangat (Mangat y Elgarf, 1999) aplicó una carga de 5,000 N/min (510 kg/min

aproximadamente) continua hasta la falla.

Autores como R. Huang y C. C. Yang (Huang y Yang, 1997), J. G. Cabrera (Cabrera,

1996), Abdullah A. Almusallam (Almusallam et al, 1997 y 1996) y G. J. Al-Sulaimani (Al-

Sulaimani et al, 1990) emplearon máquinas universales de carga (Instron) de diferentes

capacidades como 100 y 25 toneladas.

Para la investigación presentada en este trabajo, no es viable aplicar los niveles de

carga como los casos anteriores, ya que los especimenes utilizados en este trabajo son de

una capacidad de carga menor a los utilizados por los otros investigadores; en


38

consecuencia las pruebas de carga serían muy rápidas y no se apreciaría la reacción del

elemento a la carga aplicada.

Por lo tanto, la prueba de carga fue igual para todos los especimenes. Se realizó en

una máquina INSTRON 8503 de 50 toneladas de capacidad, en la cual se colocó una viga

de acero como base en forma de I con 10 pulgadas de peralte y 4 pulgadas de patín con

dos apoyos adaptados sobre placa de acero de ¼ de pulgada de espesor soldada a la

viga a 70 cm cada uno del centro de la viga I atornillada al pistón de la máquina (Figura

3.10 y 3.11). La velocidad de desplazamiento del pistón fue de 1 mm/min y a todos los

elementos se les aplicó una precarga de 1 KN (100 Kg aproximadamente). Cada KN de

carga se medía el desplazamiento de la viga de manera manual.

Figura 3.10 Viga de acero empleada en máquina INSTRON como base de apoyo

para las vigas estudiadas


39

Figura 3.11 Viga de acero montada en máquina INSTRON


Posterior a la prueba de carga se limpiaron las varillas de acero de refuerzo del

concreto adherido y se elimino el producto de la corrosión con un cepillo de alambre de 1”

adaptable a un taladro eléctrico.

Estas varillas se pesaron para comparar la pérdida de peso sufrida durante el

experimento. La diferencia de peso, designada ∆W, es necesaria para calcular la pérdida

gravimétrica de la masa del acero. La fórmula deducida y aplicada para el cálculo de la

pérdida gravimétrica de la masa del acero es la siguiente:

X = ∆W *103

ρ π φ L (3.5)


40

donde: ∆W: Diferencia entre el peso inicial – peso final (gr); ρ: Densidad del acero (7.87

gr/cm3); π: 3.1416; φ: Diámetro de la varilla de refuerzo (9.5 mm); L: Longitud de acero

dañado por corrosión (mm).

41

Capítulo 4 Resultados y Discusión

4.1 Pruebas Mecánicas del Concreto

Para determinar la resistencia a la compresión del concreto utilizado, cuatro

cilindros de 15 cm de diámetro x 30 cm de altura, se fabricaron con el mismo concreto

empleado en las vigas de prueba: con cloruros (CCL1 y CCL2) y sin cloruros (SCL1 y

SCL2). Estos cilindros se probaron una semana después de la prueba de resistencia

elástica de las vigas siguiendo la prueba ASTM C-39 para compresión de cilindros de

concreto simple. Los resultados de f’c obtenidos en las pruebas de los cuatro cilindros se

muestran a continuación (Tabla 4.1):

Tabla 4.1 Carga final de los cilindros de prueba

Nomenclatura de

Cilindros

Peso

(Kg)

Carga de

Ruptura (Kg)

f’C

(Kg/cm2)

SCL1 12.10 63,246 357.9 Sin

cloruros SCL2 12.00 65,659 371.6

CCL1 12.09 58,230 329.5 Con

Cloruros CCL2 12.04 61,467 347.8

Como puede observarse, la resistencia de diseño a la compresión, o f’c de diseño,

del concreto utilizado es de 350 Kg/cm2 (definida por la fabrica de concretos), lo cual

concuerda con los valores obtenidos experimentalmente. Únicamente el cilindro CCL1

presentó un valor de f’c menor al de diseño.


42

4.2 Morfología de Grietas Observadas

Durante el tiempo que se le aplicó corriente eléctrica a los especimenes se acumuló

en la vecindad de la varilla el producto de corrosión, grietas longitudinales, paralelas a la

barra de refuerzo, de las cuales se midieron su longitud y ancho durante este periodo. En

la Figura 4.1 se muestra cómo se representó en papel la medición de las grietas presentes

durante el monitoreo de una de las vigas. En la Tabla 4.2 se indican los valores de ancho

máximo, ancho mínimo y ancho promedio de las grietas de todas las vigas a las que se les

aplicó corriente eléctrica, así como las fechas en las que se realizaron dichas mediciones.

Figura 4.1 Mapa de grieta de la Viga 05

Tabla 4.2 Anchos máximo, mínimo y promedio de las grietas de las vigas

Nov. 8 del 2001Semana 4

Ancho máximo = 2 mmAncho prom. = 0.79 mm

Ancho mínimo = 0.05 mm

Nov. 23 del 2001Semana 6

Ancho máximo = 2 mm Ancho prom. = 0.92 mm


Dic. 7 del 2001 Semana 8



Dic. 19 del 2001Semana 10

Ancho máximo = 4 mm Ancho prom. = 1.05 mm


Ene. 4 del 2002 Semana 12




43

Anch

o M

in.

(mm

)

0.08

0.15

0.1

0.05

0.08

V08

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.09

0.15

0.23

0.23

0.23

Anch

o M

ax.

(mm

)

0.1

0.2

0.33 0.4

0.4

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.05

0.05

0.05

0.08

V07

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.07 0.1

0.11

0.15

0.19

Anch

o M

ax.

(mm

)

0.08

0.15 0.2

0.25 0.3

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.05

0.05

0.05

0.05

0.08

0.05

V06

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.5

0.66

0.79

0.96

1.12

1.35

1.42

Anch

o M

ax.

(mm

)

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

4.0

4.5

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.08

0.05

0.05

0.05

V05

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.79

0.92

0.94

1.07

1.41

Anch

o M

ax.

(mm

)

2.0

2.0

3.0

4.0

4.0

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.05

0.05

0.05

0.05

V04

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.75

0.83

0.74

0.98

0.98

Anch

o M

ax.

(mm

)

1.5

2.0

2.5

3.0

4.0

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.05

0.05

0.08

0.05

V03

Anch

o Pr

om.

(Mm

)

1.23 1.7

1.85

2.35

2.48

Anch

o M

ax.

(mm

)

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

Fech

a

8-N

ov-0

1

21-N

ov-0

1

23-N

ov-0

1

7-D

ic-0

2

19-D

ic-0

2

4-En

e-02

14-E

ne-0

2

12-F

eb-0

2


44

Tabla 4.2 Anchos máximo, mínimo y promedio de las grietas de las vigas (continuación)

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.05

0.05

0.05

0.05

V09

Anch

o Pr

om.

(mm

)

1.45

1.65

2.05

2.41

2.98

Anch

o M

ax.

(mm

) 2.0

6.0

8.0

9.0

10.0

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.05

0.05

0.05

V12

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.16

0.28

0.27

0.27

Anch

o M

ax.

(mm

) 0.3

0.8

0.8

0.8

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.05

0.05

0.05

V11

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.46

0.74

0.69

0.63

Anch

o M

ax.

(mm

)

1.25

2.0

2.0

2.0

Anch

o M

in.

(mm

)

0.05

0.08

0.08

0.05

0.05

0.08

0.05

V10

Anch

o Pr

om.

(mm

)

0.51 1.0

0-92

1.14

1.24

1.34

1.78

Anch

o M

ax.

(mm

)

1.25 4.0

4.0

3.0

6.0

6.0

8.0

Fech

a

8-N

ov-0

1

21-N

ov-0

1

23-N

ov-0

1

7-D

ic-0

2

19-D

ic-0

2

4-En

e-02

14-E

ne-0

2

12-F

eb-0

2


45

4.3 Relación Pérdida Teórica vs. Pérdida Gravimétrica


Ya limpias las varillas del concreto y el producto de corrosión (Figura 4.2) se pesaron.

En la Tabla 4.3 se muestra la diferencia de peso ∆W.

Figura 4.2 –Proceso de limpiado de varillas.

Tabla 4.3 Resultados de pérdida gravimétrica del acero

Viga Longitud Masa Masa Diferencia

L (mm) Inicial(gr) Final (gr) ∆W(gr)

01 - 904.1 904.1 - 02 - 921.9 921.9 - 03 1000 914.2 829.1 85.1 04 250 911.2 891.3 19.9 05 250 915.7 894.7 21 07 25 902.9 899.7 3.2 08 25 918.3 915.6 2.7 09 1000 913.8 830.5 83.3 11 250 912.6 899.7 12.9 12 250 919.2 906.6 12.6


46

4.3.2 Pérdida Teórica del Acero (Faradaica)

Durante el proceso de corrosión de las vigas se calculó una pérdida teórica de la

masa del acero por medio de la siguiente expresión:

FnAwIcorrW

**=∆ (4.1)

donde: W: Masa perdida de acero (gr); Icorr: Corriente acumulada por día durante

todo el experimento (A); Aw: Peso atómico del Fe (55.85 gr/mol); n: 2 (para Fe Fe+2); t:

tiempo (segundos) y F: Constante de Faraday (96500 C/mol).

En la siguiente tabla se muestran los valores de la corriente real aplicada (Icorr)

durante el experimento y los correspondientes valores teóricos de masa perdida del acero

(Faradaica) calculados.

Tabla 4.4 Resultados de la corriente acumulada al final del experimento

Viga

Densidad de

Corriente(µA/cm2)

Díasaplicados

decorriente

Corriente total (µA/días)

Corriente real aplicada (µA/días) Porcentaje Masa perdida

acumulada (gr)

01 - - - - - -

02 - - - - - -

03 59.7 75 4476.75 4185.413 93.49 104.6449

04 14.9 75 1119 1192.94 106.608 29.82621

05 14.9 75 1119 1167.205 104.308 29.18279

07 1.49 75 111.9 115.1396 102.895 2.878753

08 1.49 75 111.9 115.3093 103.047 2.882995

09 59.7 75 4476.75 4135.197 92.3705 103.3893

11 14.9 37 1119 576.6999 104.467 14.41881

12 14.92 37 1119 541.7205 98.1307 13.54425


47

4.3.3 Eficiencia de la Corriente del Sistema Utilizado

De la comparación de las pérdidas gravimétrica y teórica resulta que hay una diferencia

entre estos resultados. Esto quiere decir que la corriente aplicada por el galvanostato

durante el experimento no fue del cien por ciento eficiente. El cálculo del porcentaje de

eficiencia del galvanostato es el resultado de la división de la pérdida gravimétrica entre la

pérdida teórica (o Faradaica). Los resultados se muestran en la Tabla 4.5 a continuación:

Tabla 4.5 Eficiencia del galvanostato

Viga Pérdida Gravimétrica

(gm)

Pérdida teórica (Faradaica) (gm)

Porcentaje de eficiencia del

sistema 01 - - -

02 - - -

03 85.1 104.6449 0.8132

04 19.9 29.82621 0.6671

05 21 29.18279 0.7196

07 3.2 2.878753 1.1116

08 2.7 2.882995 0.9365

09 83.3 103.3893 0.80.57

11 12.9 14.41881 0.8947

12 12.6 13.54425 0.9303


48

Se puede observar que dependiendo de la longitud y del tiempo de corrosión, el

galvanostato cambia su eficiencia, como en los casos de longitud de corrosión de 25 cm

que se corroyeron en dos tiempos diferentes, 37 (11 y 12) y 75 días (04 y 05). Se observa

que la eficiencia del galvanostato para los especimenes a los que se les aplicó corriente

eléctrica durante 37 días fue de aproximadamente el 90 % en promedio y para los que se

les aplicó corriente durante 75 días, la eficiencia del galvanostato fue de 70 % en

promedio.

Para los especimenes cuya longitud de corrosión fue de 2.5 cm (07 y 08) se observa

que el galvanostato mantuvo una eficiencia cercana al 100 % y para los especimenes con

longitud de corrosión de 100 cm (03 y 09) la eficiencia del galvanostato es de 80 %

aproximadamente.

4.4 Pruebas de Carga-Deflexión en el Tiempo Las Figuras 4.3, 4.4 y 4.5 muestran los diagramas de los valores obtenidos en las

pruebas de deflexión de tres vigas diferentes: una viga de control (V02), una viga con

corrosión localizada (V05) y una viga de corrosión uniforme (V03). En dichas figuras se

muestran los valores de carga y deflexión para las pruebas de las semanas 1 (línea azul

con rombos y pendiente azul), 4 (línea verde con cruces y pendiente verde), 8 (línea rosa

con cuadros y pendiente rosa) y 12 (línea amarilla con triángulos y pendiente amarilla)

para cada viga y las pendientes que se generan de las histéresis formadas por los valores

obtenidos. Las figuras de las vigas restantes se encuentran en el Anexo II.


49

Figura 4.3 Gráfica Carga–Deflexión de las pruebas para la viga 02 (control)

Figura 4.4 Gráfica Carga – Deflexión de pruebas de la viga 03 (100 cm de corrosión)

Viga 02

F1 = 8.2113δ F4 = 7.0858 δ

F14 = 5.8655 δ

F8 = 6.3456δ

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

Deflexión [mm]

Fuer

za [K

N]

Viga 02

F1 = 8.2113δ F4 = 7.0858 δ

F14 = 5.8655 δ

F8 = 6.3456δ

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

Deflexión [mm]

Fuer

za [K

N]

Viga 03

F1 = 7.6128 δ F4 = 5.7171 δ

F14 = 4.36δ

F8 = 4.905 δ

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

Deflexión [mm]

Fuer

za [K

N]

Viga 03

F1 = 7.6128 δ F4 = 5.7171 δ

F14 = 4.36δ

F8 = 4.905 δ

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

Deflexión [mm]

Fuer

za [K

N]


50

Figura 4.5 Gráfica Carga – Deflexión de pruebas de la viga 05 (25 cm de corrosión)

Los valores de la rigidez equivalente se estimaron a partir de un promedio global por

viga considerando conjuntamente el proceso de carga y el de descarga. Estos valores se

muestran en la Tabla 4.6. La variación de esta KEQ es significativa, encontrándose en un

intervalo de 5·106 a 10·106 N/mm. Esta variación se debe en parte a que las vigas fueron

coladas de manera interrumpida, sobre todo aquellas a las que se les agregó los cloruros,

por lo que no se puede asegurar una adecuada unión entre la porción con cloruros y el

resto de la viga.

Viga 05

F1 = 7.7174 δ F4 = 5.2616 δ

F14 = 4.4905 δ

F8 = 4.6272δ

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

Deflexion [mm]

Fuer

za [K

N]

Viga 05

F1 = 7.7174 δ F4 = 5.2616 δ

F14 = 4.4905 δ

F8 = 4.6272δ

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

Deflexion [mm]

Fuer

za [K

N]


51

Las Figuras 4.6 y 4.7 se muestran los cambios en rigidez durante el experimento para

vigas con corrosión generalizada (V03) y localizada (V05).

Figura 4.6 Cambio en la rigidez en el tiempo para V03 (corrosión generalizada)

Tabla 4.6 Rigidez equivalente estimada para cada viga en función del tiempo

V12

Keq

[KN

/mm

]

6.70

9

5.71

2

5.55

8

5.74

5

5.39

0

5.39

0

5.21

1

5.65

1

V11

Keq

[KN

/mm

]

7.40

7

5.72

4

5.54

6

5.53

5

5.41

4

5.52

8

5.23

0

4.92

8

Viga03

y = 0.0171xR2 = 0.7884

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Tiempo ( Semanas )

( Keq

-in-K

eq) /

Keq

-in Viga03

y = 0.0171xR2 = 0.7884

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Tiempo ( Semanas )

( Keq

-in-K

eq) /

Keq

-in


52

V10

Keq

[KN

/mm

]

7.89

7

4.88

6

5.14

2

5.79

9

4.73

7

4.77

4

5.13

3

4.99

5

4.89

1

4.62

8

4.95

4

4.94

3

4.51

6

4.48

6

4.42

6

V09

Keq

[KN

/mm

]

7.07

5

6.03

4

5.53

8

6.17

8

5.59

4

5.27

3

5.39

2

4.72

4

5.20

6

5.17

4

5.85

0

6.20

3

5.26

4

4.73

5

4.40

3

V08

Keq

[KN

/mm

]

8.33

5

6.91

1

6.64

2

6.58

7

6.07

1

6.01

3

6.40

4

5.65

1

6.21

9

5.39

2

5.95

4

5.56

3

V07

Keq

[KN

/mm

]

1.01

3

7.28

7

6.79

9

6.75

2

6.51

8

7.25

5

7.54

0

5.85

0

5.74

1

6.38

4

5.56

3

5.86

2

V06

Keq

[KN

/mm

]

9.01

1

6.93

9

6.46

4

6.76

0

5.84

7

6.21

9

6.05

9

6.91

5

5.83

0

5.56

3

5.88

3

5.95

9

5.48

5

5.17

4

4.65

3

V05

Keq

[KN

/mm

]

7.93

2

5.98

1

5.21

7

5.46

2

5.39

2

5.24

3

5.41

4

4.81

5

5.33

4

4.55

7

5.35

9

5.06

3

5.43

3

4.64

9

V04

Keq

[KN

/mm

]

8.14

3

5.97

1

4.96

7

5.77

9

5.01

0

5.23

0

5.39

2

4.50

6

4.96

1

4.55

2

4.37

7

4.20

2

3.90

9

4.35

6

V03 K

eq

[KN

/mm

]

8.13

1

5.95

6

5.58

1

5.70

5

5.80

9

5.87

5

5.35

1

4.72

6

5.24

3

4.99

5

4.74

5

4.87

3

4.76

4

4.90

5

4.35

6

V02

Keq

[KN

/mm

]

8.33

5

7.04

2

5.93

7

7.04

5

7.16

5

6.73

3

6.27

0

5.88

3

6.27

0

6.46

5

6.55

9

6.46

5

6.46

5

6.38

0

6.46

5

V01

Keq

[KN

/mm

]

5.38

4

4.57

4

4.18

7

4.44

6

4.52

3

4.56

2

4.55

7

4.29

6

3.99

2

4.24

6

4.22

8

4.30

3

4.14

5

4.01

1

4.52

1

Prue

ba

[sem

ana]

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Fech

a

3-O

ct-0

1

18-O

ct-0

1

25-O

ct-0

1

1-N

ov-0

1

8-N

ov-0

1

15-N

ov-0

1

21-N

ov-0

1

29-N

ov-0

1

6-D

ic-0

1

13-D

ic-0

1

20-D

ic-0

1

26-D

ic-0

1

7-En

e-02

11-E

ne-0

2

17-E

ne-0

2


53

Figura 4.7 Cambio en la rigidez en el tiempo para V05 (corrosión localizada)

4.5 Pruebas de Carga Estática a la Falla A continuación se muestran las Figuras 4.8 y 4.9, con los diagramas fuerza -

desplazamiento del pistón para los casos de una viga con corrosión generalizada (viga

V03 con 100 cm de longitud de contaminación de cloruros) y otra con corrosión localizada

(viga V05 con 25 cm de longitud de contaminación de cloruros) respectivamente. Estos

diagramas contienen todos los datos obtenidos durante la prueba de carga en la máquina

INSTRON.

En las Figuras anteriores se observan las líneas que se forman con los valores

obtenidos durante la prueba de carga. Los círculos que se observan son los valores de

deformación medidos de manera manual y las líneas más gruesas son las pendientes que

se generan de tomar las series de valores de los puntos. Los parámetros tomados de

estos diagramas para su análisis se muestran en la siguiente Tabla (4.7).

Viga05

y = 0.0161xR2 = 0.0929

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Tiempo ( Semanas )

( Keq

-in-K

eq) /

Keq

-in Viga05

y = 0.0161xR2 = 0.0929

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Tiempo ( Semanas )

( Keq

-in-K

eq) /

Keq

-in


54

Figura 4.8 Diagrama fuerza – desplazamiento del pistón para V03

Figura 4.9 Diagrama fuerza – desplazamiento del pistón para V05

Viga 03

y = 2.0127xR2= 0.9999

y = 0.8675x + 1.4287R2 = 0.9896

y = 0.0395x + 8.5919

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Desplazamiento del Pistón (mm)

Fuer

za (

KN

)

Pmax

Pcrit

R2 = 1.0 m3

m2

m1

Viga 03

y = 2.0127xR2= 0.9999

y = 0.8675x + 1.4287R2 = 0.9896

y = 0.0395x + 8.5919

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Fuer

za (

KN

)

Pmax

Pcrit

R2 = 1.0 m3

m2

m1

Viga 05

y = 2.013xR2 = 0.9998

y = 0.0647x + 9.4199R2 = 1

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Fuer

za (

KN

)

Pmax

m3

m1

Viga 05

y = 2.013xR2 = 0.9998

y = 0.0647x + 9.4199R2 = 1

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Fuer

za (

KN

)

Pmax

m3

m1


55

En las Figuras anteriores se observan las líneas que se forman con los valores

obtenidos durante la prueba de carga. Los círculos que se observan son los valores de

deformación medidos de manera manual y las líneas más gruesas son las pendientes que

se generan de tomar las series de valores de los puntos. Los parámetros tomados de

estos diagramas para su análisis se muestran en la siguiente Tabla (4.7):

Tabla 4.7 Valores obtenidos de los diagramas fuerza – desplazamiento del pistón

Viga Carga crítica (KN)

Deformación crítica del

pistón (mm)

Carga máxima

(KN)

Desplazamiento máximo del pistón (mm)

Pendiente Pendiente Pendiente

Pcrit ∆crit Pmax ∆max m1 m2 m3

01 - - 9.1198 6.0309 1.6366 - 0.1633

02 - - 10.8403 5.567 2.0455 - 0.2818

03 4.0323 2.9369 8.9560 9.6808 2.0127 0.8675 0.0395

04 - - 10.2228 5.7693 2.3187 - 0.104

05 - - 9.5255 5.4996 2.013 - .0647

07 - - 9.6116 4.8339 2.3638 -

08 - - 9.1914 4.6446 1.9879 -

09 3.8197 1.377 10.1858 10.9034 2.0405 0.8544 0.0551

11 - - 9.7993 5.4821 2.0001 -

12 - - 9.4667 4.6816 2.0105 - 0.3261

Donde: PCRIT es la carga crítica donde se observa un cambio drástico en la pendiente F-

(KN); PMAX es la carga máxima de diseño obtenida al momento que el acero inicia su

fluencia (KN); CRIT es el desplazamiento del pistón al momento de presentarse PCRIT

(mm); MAX es el desplazamiento del pistón al momento de presentarse PMAX (mm); m1 es

la pendiente antes de PCRIT y PMAX (KN/mm); m2 es la pendiente entre PCRIT y PMAX

(KN/mm) y m3 es la pendiente después de PMAX (KN/mm).


56

Se puede observar de la tabla anterior (4.7), que no se presentan cambios significativos

entre la mayoría de las vigas para los valores de carga máxima y la pendiente m1 de todas

las vigas, pero se observa un cambio de pendiente entre m1 y m2 de casi la mitad en las

vigas con corrosión uniforme (V03 y V10) únicamente.

4.6 Discusiones Generales En la Tabla 4.8 se resumen los resultados derivados de la investigación, mostrándose,

para cada una de las vigas, el ancho máximo de grieta, AMG; la rigidez a flexión inicial y

final, KINI y KFIN, respectivamente; la pérdida de masa gravimétrica de la varilla de acero de

refuerzo, WG; la pérdida de teórica o Faradaica de masa, WF; valor promedio de la

pérdida de radio, xPROM, y la pérdida de radio nominal de la varilla por corrosión, x/r0.

Tabla 4.8 Resumen de los Resultados Obtenidos

Viga AMG

(mm) KINI

(N/mm) KFIN

(N/mm) WG

(gm) WF

(gm) SCEF

(%) xPROM

(mm) xPROM/r0

V01 - 4,574 4,521 - - - - -

V02 - 7,042 6,465 - - - - -

V03 7.0 5,956 4,356 85.1 104.6 81.4 0.363 0.076

V04 4.0 5,971 3,909 19.9 29.8 66.8 0.339 0.071

V05 4.0 5,981 5,433 21.0 29.2 71.9 0.358 0.075

V06 8.0 6,939 3,822 40.1 56.9 70.5 0.684 0.144

V07 0.3 7,287 5,862 3.2 2.88 111.1 0.546 0.115

V08 0.4 6,911 5,563 2.7 2.88 93.7 0.460 0.097

V09 11.0 6,034 4,403 83.3 103.4 80.6 0.355 0.0747

V10 8.0 4,886 4,403 37.1 50.5 73.8 0.633 0.133

V11 2.0 5,724 5,230 12.9 14.4 89.6 0.220 0.046

V12 0.8 5,712 5,211 12.6 13.5 93.3 0.215 0.045


57

4.6.1 Levantamiento de Grietas

Las grietas debidas a corrosión se presentaron en la cara inferior de las vigas, paralelas

a la varilla de refuerzo. El ancho y la longitud de las grietas fue mayor conforme avanzó el

proceso de corrosión. La Figura 4.1 muestra varias etapas en las que se aprecia el

crecimiento de una grieta en una de las vigas con corrosión localizada. La segunda

columna de la Tabla 4.8 muestra, para cada viga, los datos correspondientes al ancho

máximo de grieta, AMG, obtenidos al término del proceso de aplicación de la corrosión

acelerada.

Además de las grietas en la cara inferior, las vigas con mayor longitud activa de

corrosión (V03 y V09), así como una de las vigas de longitud activa intermedia (V10)

sujeta a la mayor pérdida de radio, presentaron grietas longitudinales en las caras

laterales. Lo anterior concuerda con resultados de investigaciones previas (Torres Acosta

1999) en donde la expansión de los productos de corrosión en concreto genera más de

una grieta en el concreto. Los resultados de esta investigación sugieren que se requiere

de un mayor avance del proceso de corrosión localizada para generar grietas de mayor

longitud y ancho, similares a las obtenidas en vigas sujetas a corrosión generalizada.

Por otro lado, en las vigas con corrosión generalizada (V03 y V09) se observó también

que se presentaron en promedio seis grietas perpendiculares a la grieta longitudinal

principal. Estas grietas transversales pueden ser debidas a la flexión que resulta de la

pérdida de anclaje entre el concreto y la barra de refuerzo por efecto de la corrosión.

Similarmente, las vigas con corrosión localizada presentaron en menor grado el mismo

tipo de grietas transversales (dos a tres grietas transversales en promedio).

4.6.2 Pérdida de Rigidez a Flexión por Corrosión

A través del método usado de carga y descarga se determinó la pérdida de rigidez a

flexión de las vigas estudiadas, observando que esta rigidez, en términos de la pendiente


58

de una gráfica de la fuerza de Carga-Desplazamiento, disminuye al aumentarse la pérdida

de radio por corrosión. En la Tabla 4.8, columnas tercera y cuarta, se presentan el valor

de rigidez a flexión antes de iniciarse el proceso acelerado de corrosión (rigidez inicial,

KINI) y el valor final del proceso de corrosión (rigidez final, KFIN) obtenidos en cada viga,

incluidas las vigas de control. Las Figuras 4.3 a la 4.6 presentan los diagramas de carga-

deflexión para una viga control (Figura 4.4), otra con corrosión generalizada (Figura 4.5) y

otra con corrosión localizada (Figura 4.6). De estas figuras se puede observar que en la

viga control (V02) no se presentan cambios de consideración en su rigidez. Sin embargo,

en los casos de las vigas sujetas a corrosión es visible una disminución en las pendientes

de estas líneas, mostrando el valor máximo antes de iniciarse el proceso de corrosión y el

valor mínimo al finalizar el tiempo de exposición a la corrosión acelerada. Es importante

aclarar que las vigas con corrosión localizada tuvieron disminuciones en el valor de la

rigidez del mismo orden que aquéllas con corrosión generalizada.

De la Tabla 4.8 se puede observar una disminución muy marcada en la rigidez en

flexión de las vigas con corrosión localizada, de un 9% para una pérdida de radio de sólo

un 4.5%, hasta un 45% (promedio 27.5%) para una pérdida de radio de tan sólo un 14.4%.

4.6.3 Eficiencia del Sistema de Corrosión Acelerada

Para evaluar la eficiencia del sistema de inducción de la corrosión, se comparó la

pérdida de masa medida con la pérdida de masa teórica de la varilla de acero de refuerzo,

es decir, la masa gravimétrica contra la masa Faradaica. La masa Faradaica, WF, se

calculó de la siguiente expresión (Fontana 1988):

FnAdtIW W

F ⋅⋅⋅ñ

=∆)( (4.2)

donde I·t·dt = área bajo la curva Corriente-Tiempo (Amp·sec), AW es el peso molecular del

Fe (55.9 g/mol), I es la corriente total aplicada (A), t es el tiempo de aplicación de la

corriente (s), n es la valencia (para Fe Fe2+ n = 2) y F es la constante de Faraday (9,487

C/mol). Los valores obtenidos se muestran en la Tabla 4.8. La relación WG/ WF


59

(llamada aquí eficiencia del sistema de corrosión, SCEF, en Tabla 4.8) proporciona valores

desde 0.67 a 1.11, mientras que el promedio para todos los experimentos es de 0.83. Los

valores más altos de aprovechamiento de la corriente fueron en las vigas de corrosión

sub-localizada.

4.6.4 Pérdida de Radio Promedio por Corrosión

Con los valores medidos de la masa final de las varillas de acero y calculada la pérdida

de masa gravimétrica, WG, se estimó el valor promedio de pérdida de radio, xPROM, como

fue descrito previamente. Los valores estimados de xPROM se presentan en la Tabla

4.8. Como siguiente paso, a partir de la historia de la corriente aplicada, se estimó el

valor teórico de la pérdida de radio en función del tiempo, denotado como xTEOR,

combinando las expresiones 2 y 1. A continuación se determinaron los valores de pérdida

de radio promedio en el tiempo utilizando la siguiente interpolación: xPROM(t)= (t / tFIN)

·xPROM, en donde tFIN = es el tiempo al desconectar (en días) a la viga del dispositivo

electrónico (galvanostato), t = tiempo (en días).

La Figura 4.10 muestra los valores experimentales de la relación xPROM(t)/r0 y el ancho

máximo de grieta medido para corrosión generalizada (CG), corrosión localizada (CL) y

corrosión sub-localizada (CAL) comparados con los resultados de otras investigaciones

(Torres Acosta y Martínez Madrid 2001). De esta figura se puede observar que las grietas

por corrosión se propagan con mayor rapidez cuando la corrosión es generalizada que

cuando es localizada. Esto es corroborado con los valores de las pendientes de la las

líneas de proyección mostradas en la Figura 4.10, las cuales se estimaron con un valor

promedio de 115.8 mm, 54.9 mm y 3.1 mm para CG (LC=100 cm), CL (LC=25 cm) y CAL

(LC=2.5 cm) respectivamente. Con los resultados experimentales obtenidos se encontró

una relación casi lineal entre la proporción de pérdida de radio y el ancho máximo de

grieta.


60

Figura 4.10 Valores experimentales entre el ancho máximo de grieta por corrosión (AMG) y xPROM/r0. En las líneas de tendencia y= AMG y x = xPROM/r0

Asimismo, en la misma figura se observa que los valores obtenidos por otras

investigaciones quedan entre los rangos definidos de las vigas con corrosión altamente

localizada (V07 y V08) y los valores de las otras vigas con longitudes mayores de 25 cm.

Esta diferencia podría ser debida a que en la investigación de referencia se utilizaron

probetas de concreto (prismas, columnas, trabes y losas) a los cuales no se les aplicó

carga alguna durante el proceso de corrosión acelerada, en comparación con los

resultados de esta investigación en donde las vigas fueron cargadas constantemente

(prueba de carga-descarga) por lo que muy probablemente generó que las grietas por

corrosión aumentaran en grosor y longitud (grieta activada por cargas externas).

y = 3,1338xR 2 = 0,5261

y = 54,923x

R 2 = 0,7609

y = 115,76x

R 2 = 0,5874

y = 11,952x

R 2 = 0,2143

0,01

0,1

1

10

100

0,001 0,01 0,1 1x/r0

AM

G( m

m )

Otros Autores CG CL CAL

y = 3,1338xR 2 = 0,5261

y = 54,923x

R 2 = 0,7609

y = 115,76x

R 2 = 0,5874

y = 11,952x

R 2 = 0,2143

0,01

0,1

1

10

100

0,001 0,01 0,1 1x/r0

AM

G( m

m )

Otros Autores CG CL CAL


61

De los resultados presentados se podría inferir que, en elementos con zonas de

corrosión muy localizadas, la propagación de las grietas (por corrosión) es más lenta,

necesitando mayor volumen de productos expansivos de corrosión para poderse propagar

en longitud y ancho. Esto apoya trabajos anteriores en donde se observó un

comportamiento similar en el agrietamiento del concreto por corrosión localizada (Torres

Acosta 1999).

4.6.5 Pérdida de Rigidez por Corrosión

En la Figura 4.11 se presenta la proporción del cambio de la rigidez por corrosión,

expresada como (KINI – Ki )/ KINI en función de la pérdida de radio, xPROM(t)/r0, para (a) CG,

(b) CL y (c) CAL, en donde Ki representa el valor actual de rigidez a lo largo del tiempo.

De esta figura se puede inferir que, en base a la similitud que presentan los resultados

observados de las pendientes de las tendencias (en Figura 4.11b sólo se muestran cuatro

líneas de tendencia por haber espacio insuficiente), el cambio de rigidez por corrosión es

independiente de la longitud corroída. El proceso de degradación por corrosión incluye,

además de la disminución del radio original de la barra de refuerzo, la propagación de

grietas en el concreto.

Del análisis de la proporción del cambio de rigidez por corrosión en función del

incremento del perímetro de las vigas ocasionado por el ensanchamiento de las grietas

(ancho máximo de grieta, AMG, dividido entre el perímetro de la viga inicial, 500 mm) se

observaron las tendencias mostradas en la Figura 4.12. De aquí se desprende que hay

mayor proporción de cambio de la rigidez en las vigas con corrosión altamente localizada

(CAL), con respecto al ancho de la grieta, que en las vigas con corrosión localizada o

generalizada.


62

Figura 4.11 Cambios en rigidez en flexión por corrosión (KINI – Ki / KINI) y xPROM/r0

para (a) CG, (b) CL y (c) CAL. En las líneas de tendencia y= (KINI – Ki / KINI) y x = xPROM/r0

Esta diferencia implica que la degradación en el concreto (disminución de rigidez) producto

de la expansión de los productos de corrosión, es más marcada cuando se presenta una

grieta en una zona pequeña, comparada con zonas amplias de corrosión.

x / r0

y = 2,7393xR

2= 0,7135

y = 2,0089xR2 = 0,0638

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15

KIN

I -K

i/ K

INI

V03V09

(a)

x / r0

y = 2,7393xR

2= 0,7135

y = 2,0089xR2 = 0,0638

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15

KIN

I -K

i/ K

INI

V03V09

(a)

y = 2,7393xR

2= 0,7135

y = 2,0089xR2 = 0,0638

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15

KIN

I -K

i/ K

INI

V03V09

(a)

y = 4,4837xR2 = 0,7018

y = 2,4891xR2 = -0,725

y = 2,8836xR2 = 0,8771

y = 0,9561xR2 = 0,4513R2

V04V05V06V10V11V120,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15x / r0

KIN

I -K

i/ K

INI

(b)

y = 4,4837xR2 = 0,7018

y = 2,4891xR2 = -0,725

y = 2,8836xR2 = 0,8771

y = 0,9561xR2 = 0,4513R2

V04V05V06V10V11V120,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15x / r0

KIN

I -K

i/ K

INI

(b)

y = 1,7154xR 2= 0,5069

y = 2,0533xR

2= 0,7096

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15x / r0

KIN

I -K

i/ K

INI

V07V08

(c)

y = 1,7154xR 2= 0,5069

y = 2,0533xR

2= 0,7096

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15x / r0

KIN

I -K

i/ K

INI

V07V08

y = 1,7154xR 2= 0,5069

y = 2,0533xR

2= 0,7096

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,05 0,1 0,15x / r0

KIN

I -K

i/ K

INI

V07V08

(c)


63

Figura 4.12 Cambios en la rigidez en flexión por corrosión (KINI – Ki / KINI) y AMG / Peímetro0 para (a) CG, (b) CL y (c) CAL. En las líneas de tendencia y= (KINI – Ki / KINI)

y x = AMG / Perímetro0

y = 16,416xR 2= 0,8874

y = 7,2248xR 2= 0,1713

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,01 0,02 0,03AMG / Perímetro0

KIN

I -K

i/ K

INI

V03V09 (a)

y = 16,416xR 2= 0,8874

y = 7,2248xR 2= 0,1713

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,01 0,02 0,03AMG / Perímetro0

KIN

I -K

i/ K

INI

V03V09 (a) y = 33,35x

R2 = 0,8009y = 40,039xR 2= 0,801

y = 7,1862xR2 = 0,4791

y = 17,221xR

2= 0.2014

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,01 0,02 0,03AMG / Perímetro0

KIN

I-K

i/ K

INI (b)

V04V05V06V10V11V12

y = 33,35xR2 = 0,8009

y = 40,039xR 2= 0,801

y = 7,1862xR2 = 0,4791

y = 17,221xR

2= 0.2014

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,01 0,02 0,03AMG / Perímetro0

KIN

I-K

i/ K

INI (b)

V04V05V06V10V11V12

y = 255,07xR2 = 0,0146

y = 151,47xR2 = 0.126060,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,01 0,02 0,03

AMG / Perímetro0

KIN

I -K

i/ K

INI V07

V08 (c)

y = 255,07xR2 = 0,0146

y = 151,47xR2 = 0.12606

y = 255,07xR2 = 0,0146

y = 151,47xR2 = 0.126060,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 0,01 0,02 0,03

AMG / Perímetro0

KIN

I -K

i/ K

INI V07

V08 (c)

63

Capítulo 5 Conclusiones y Recomendaciones

5.1 Conclusiones

El experimento realizado en esta Tesis ha sido de gran utilidad, ya que se ha adquirido

cierta experiencia para la realización de más experimentos de este tipo y se han obtenido

los primeros resultados a nivel nacional en materia de capacidad de carga de elementos

de concreto dañados por corrosión. Estos resultados han sido muy útiles para entender

cómo se pueden conservar de mejor manera las estructuras de concreto reforzado y

desarrollar materiales protectores de estas estructuras. También, estos resultados se

pueden aplicar en las diferentes áreas de trabajo de la Ingeniería, como la Ingeniería

Estructural, Hidráulica, Marítima y Fluvial, Ambiental y Sanitaria, de Comunicaciones y

Transportes, etc.

Los beneficios arrojados por esta investigación son: que se puede hacer un diagnóstico

visual y analítico del estado de las estructuras de concreto reforzado dañadas por

corrosión; trabajar para hacer mejores estructuras de concreto, más durables y confiables;

y trabajar en materiales como pinturas, aleaciones, láminas, etc. que funcionen como

ánodos de sacrificio para proteger el acero de refuerzo de las estructuras, provocando un

menor daño en el mismo.

Debido a que el concreto es un material al que no se le puede predecir su

comportamiento de manera exacta, se estima que las desviaciones del estudio fueron

provocadas en mayor parte por la fabricación de las probetas, dado que se fabricaron en

dos tiempos (primero la parte sin cloruros y después la parte con cloruros o viceversa).

La resistencia característica en compresión del concreto contaminado con cloruros

disminuyó en un 10 % aproximadamente con relación al mismo concreto preparado sin

esta contaminación. Esta diferencia es despreciable de acuerdo con la normatividad de

ACI.


64

Las grietas debidas a corrosión fueron observadas en la cara inferior de las vigas (la

cara más cercana a la varilla de refuerzo) y eran paralelas al acero de refuerzo. Estas

grietas debidas a corrosión se ensancharon y alargaron conforme la corrosión avanzaba.

Se encontró una relación casi lineal entre la pérdida promedio de radio (xPROM) de la varilla

y en ancho máximo de grieta. También se observó que en las vigas con corrosión

generalizada se presentaron grietas perpendiculares a la varilla de refuerzo, generadas

(posiblemente) por el proceso de carga y descarga.

El sistema para corroer las varillas mostró una eficiencia adecuada cuyos valores

fluctuaron entre el 67 y el 111%, según la longitud de corrosión, donde los valores más

altos fueron para las vigas con corrosión localizada y los menores para las vigas con

corrosión generalizada.

EL método usado para el proceso carga y descarga pudo detectar física y

objetivamente la pérdida de rigidez de los elementos estudiados, observando que la

rigidez disminuyó al aumentarse la pérdida de radio por corrosión. No se encontró relación

entre la pérdida de rigidez en el tiempo y la longitud de corrosión.

Para los elementos estudiados (geometría y dimensiones propuestas), la variación de

la carga máxima resistente en función de la pérdida de radio de la varilla por corrosión fue

pequeña. La única diferencia importante fue la observada en las vigas con corrosión

generalizada (100 cm), que presentaron dos máximos de carga (a 4 y 9 KN

aproximadamente) al igual que un cambio de pendiente considerable después de alcanzar

la carga el valor del primer máximo (4 KN). A pesar de que las vigas con corrosión

generalizada presentaron valores máximos de carga del mismo orden que los controles,

sus deformaciones fueron mayores que los controles, implicando una posible pérdida en la

seguridad del elemento. De los resultados obtenidos en capacidad de carga, se puede

deducir que para corrosión localizada, la resistencia del elemento estructural disminuye

poco en comparación con la resistencia del elemento corroído en forma generalizada.

Capítulo 5 Conclusiones y Recomendaciones

65

Debido al número limitado de vigas probadas en esta investigación, en los resultados

obtenidos no se encontró una relación marcada entre la pérdida promedio de radio, xPROM,

y la profundidad de picadura máxima.

Se encontró una relación muy general en cuanto al valor de xPROM y la pérdida de

rigidez (Kini-Ki / Kini) de los elementos, donde el valor de xPROM es directamente

proporcional a la pérdida de rigidez. Con los datos experimentales obtenidos, no se

encontró diferencia marcada de la relación xPROM - Kini-Ki / Kini entre los valores de las

vigas con corrosión generalizada y las vigas con corrosión localizada. Asimismo, se

obtuvo una correlación entre el ancho máximo de las grietas en el concreto y la relación

Kini-Ki / Kini, donde ambos valores experimentales presentaban una proporcionalidad

directa. También se pudo observar que para corrosión localizada los valores de la relación

entre xPROM y Kini-Ki / Kini fueron una magnitud mayor comparada con los valores obtenidos

con corrosión generalizada.

5.1 Recomendaciones

Es necesario realizar mayores estudios en este tema, debido a que en este trabajo sólo

se mostraron valores de un número reducido de probetas. Sería conveniente hacer el

experimento con un número mayor de probetas, con diferentes dimensiones y armados.

Asimismo, aumentar las variables como temperatura, humedad, etc., para simular los

diferentes ambientes a los que pueden estar expuestas las estructuras de concreto

reforzado y controlar el proceso de fabricación de las probetas de trabajo, dado que este

proceso se da en dos tiempos.


66

67

Capítulo 6 Referencias

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