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Ensayos en mesa vibratoria de un pórtico de concreto que sufre fallas axiales de sus columnas

¿Por qué fallan los anclajes adhesivos?

El curado interno en la producción real deconcreto premezclado y sus aplicaciones:un enfoque práctico al concreto modificado con agregado liviano

Informaciones Técnicas de la Seccional Colombiana del Instituto Americano del ConcretoPUBLICACIÓN CUATRIMESTRAL

ISSN No. 20111592

Revista Técnica No. • Agosto de 201428

American Concrete Institute

Seccional Colombiana

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Publicación patrocinada por:

Socios benefactores



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Junta Directiva

PresidentePedro Nel Quiroga [email protected]

VicepresidenteCarlos E. Palomino [email protected]

Ex Presidente ActivoJorge Ignacio Segura [email protected]

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VocalesEduardo Castell [email protected]

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Editor Revistas TécnicasIsmael Santana [email protected]

Comité Editorial Revistas TécnicasEduardo Castell R.Juan Manuel Lizarazo M.Pedro Nel Quiroga S.Jorge Ignacio Segura F.Jairo Uribe E.Ismael Santana S.

American Concrete Institute - Seccional ColombianaCarrera 19A - No. 84-14 Of. 502, Bogotá D.C.PBX: (1) 6916125 • FAX: (1) [email protected]



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En este número se presentan tres artículos sobre tres aspec-tos diferentes del concreto. Uno relacionado con el mate-rial en sí mismo, otro con el comportamiento estructural de

pórticos existentes ante cargas sísmicas y otro con el desempeño de anclajes adhesivos en elementos de concreto.

Las consecuencias de un mal curado en la resistencia y dura-bilidad del concreto son ampliamente conocidas. El curado superficial tradicionalmente ha sido la mejor manera de pro-veer humedad al concreto para mantener el proceso de hidra-tación. Sin embargo, particularmente en concreto impermea-ble de baja relación agua-cemento, este tipo de curado sólo beneficia el concreto cercano a la superficie, pues el agua no puede ingresar más que unos pocos milímetros y no hay agua en los poros que permita el curado. Una alternativa la constituye el curado interno, el cual puede realizarse mediante agregado liviano saturado. En el primer artículo se presentan los beneficios que tiene el curado interno, entre los que se pue-den mencionar la disminución de la fisuración por contracción plástica o por contracción de secado y el control de los efectos de la auto-desecación. También se muestra que el proceso de humedecimiento de estos agregados antes de la mezcla es crucial para lograr una adecuada manejabilidad del concreto.

En la evaluación y reforzamiento de estructuras existentes, par-ticularmente aquellas construidas antes de la vigencia de có-digos sismo-resistentes, es de interés saber su comportamiento real hasta el colapso. El segundo artículo presenta los resulta-dos de ensayos hasta el colapso de pórticos a escala forma-dos por columnas con estribos muy separados, hechos en una mesa vibratoria. Se pudieron observar las fallas de columnas y pórticos, encontrándose que el tipo y velocidad de falla de-penden del nivel de carga axial de los elementos.

Finalmente se presentan los aspectos más importantes, la ma-yoría relacionados con el proceso de instalación, que afectan la capacidad de anclajes adhesivos. Se muestra como una mala instalación o el uso de sistemas no adecuados para con-diciones dadas, puede dar lugar a resistencias muy bajas de anclajes adhesivos y se concluye que es necesario que los instaladores de anclajes estén certificados.

Cordialmente,PEDRO NEL QUIROGAPresidente

La Seccional Colombiana del Instituto Americano del Concreto (ACI), no se hace responsable de las opiniones, juicios y con-ceptos expresados en esta publicación, la responsabilidad la asume cada autor. Son bienvenidos comentarios y discusiones

acerca del material presentado, escribanos a [email protected]

NOTAS DEL PRESIDENTE

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CERTIFICACIONES

SEMINARIOS

La Seccional Colombiana del Instituto Americano del Concreto, ha programado para el año 2014, la realización de las siguientes certificaciones:

Aggregate Testing TechnicianLevel 1 (Certificación en agregados – Nivel 1

Concrete Field Testing TechnicianGrade I(Toma de muestras en el campo Grado 1)

Concrete Strength Testing Technician(Ensayos de resistencia del concreto )

Aggregate Testing TechnicianLevel 2 (Certificación en agregados – Nivel 2

1. Los días 13 y 14 de agosto de 2014, se realizó el Seminario Anclajes en concreto y el Curso de Diseño de Anclajes. Fue coordinado por los ingenieros Pedro Nel Quiroga y Nancy Torres.

2. Se tiene programado el seminario Patología de las Estructuras para el día 21 de noviembre de 2014. Coordinadores ingenieros José Gabriel Gómez y Juan Manuel Lizarazo.

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Ensayos en mesa vibratoria de un pórtico de concreto que sufre fallas

axiales de sus columnasPor Wassim M. Ghannoum y Jack P. Moehle

Traducción autorizada por el American Concrete Institute del artículo “Shake-TableTests of a Concrete Frame Sustaining Column Axial Failures” publicado en el ACI Structural Journal de Mayo-Junio de 2012. Traducción de Lina María Méndez.

Se llevaron a cabo ensayos de simulación de terremotos de un pórtico plano de concreto, con tres pisos y tres luces en escala uno a tres, con el fin de entender más profundamente la dinámica de colapso de las construcciones antiguas. El colapso del pórtico fue el resultado de fallas por cortante y axiales de columnas con refuerzo transversal con gran espaciamiento. La geometría del pórtico permitió la observación de las interacciones complejas entre las columnas que fallaron y el pórtico circundante. El ensayo mostró que el tipo y la velocidad de la falla dependieron del nivel de carga axial, la rigidez del pórtico circundante y la intensidad y dura-ción de la vibración. Se discuten los factores principales que afectaron el inicio de la propagación de las fallas por cortante y axial.

Palabras clave: axial, colapso, columna, terremoto, falla, pórtico, ensayos de laboratorio, concreto reforzado, cortante.

El miembro del ACI Wassim M. Ghannoum es Profesor Asistente en la Universidad de Texas en Austin, Texas. Es miem-bro del Comité ACI 369, Reparación y Rehabilitación Sísmica, y del Comité Conjunto ACI-ASCE 441, Columnas de Concreto Reforzado. Sus intereses de investigación incluyen cortante en concreto reforzado, comportamiento ante grandes deformacio-nes de elementos de concreto reforzado y colapso de estructuras.

Jack P. Moehle, FACI, es profesor de Ingeniería Civil y Am-biental en la Universidad de California en Berkeley, California. Es director del Subcomité ACI 318-H, Provisiones Sísmicas, miembro de la Junta Directiva del ACI y miembro de los Co-mités ACI 318, Código de Construcción en Concreto Refor-zado; 369, Reparación y Rehabilitación Sísmica y del Comité Conjunto ACI-ASCE 352, Juntas y Conexiones en Estructuras Monolítcas de Concreto. También es antiguo miembro del Co-mité de Actividades Técnicas del ACI.

INTRODUCCIÓN

Los códigos modernos en los Estados Unidos exigen que las construcciones asignadas a altas categorías de diseño sismo-resistente tengan columnas con refuerzo transversal con poco espaciamiento, capaces de resistir fallas por cortante y axiales durante las vibraciones fuertes del terreno producidas por un terremoto. Para las columnas que hacen parte del sistema resis-tente a fuerzas sísmicas, las provisiones relevantes del código de construcción se introdujeron hacia la mitad de los años 70 (ICBO 1976). En cuanto a las columnas que hacen parte del sistema de pórticos que soporta cargas gravitacionales, las provisiones relevantes se introdujeron en 1995 (Comité ACI 318 1995). Antes de la imposición de estos códigos en los E.U., se construyeron numerosas edificaciones ubicadas en

zonas altamente sísmicas, con columnas que tenían refuerzo transversal con grandes separaciones y un detallado pobre. Los últimos terremotos alrededor del mundo han demostrado que tales columnas pueden ser proclives a daño severo y, en algunos casos, pueden colapsar. En consecuencia, se puede considerar que tales edificaciones representan un riesgo considerable para la seguridad de sus ocupantes en regiones de alta sismicidad.

Las guías y estándares tales como la ASCE 31-03 (2003) y ASCE/SEI 41-06 (2007) suministran procedimientos de ingeniería para evaluar la posibilidad de colapso de edifi-caciones de concreto de diseño antiguo. Los procedimientos de evaluación se basan, en parte, en los resultados de mo-delos analíticos desarrollados a partir de ensayos de bajas velocidades de carga sobre elementos aislados (por ejemplo, Elwood et al. [2007]). Se han reportado relativamente pocos ensayos dinámicos en pórticos de concreto con poco confi-namiento (ensayos que no alcanzan el colapso como Bracci et al. [1992], Calvi et al. [2002], Otani y Sozen [1972] y Pinto et al. [2002]; ensayos que alcanzan el colapso parcial o completo como Elwood y Moehle [2008], Kabeyasawa et al. [2008], Shin [2007] y Wu et al. [2009]). Los ensayos dinámi-cos revelan las complejas interacciones que ocurren debido a la respuesta dinámica y a la redistribución no lineal de fuerzas a medida que el daño y la falla progresan a través de un pórtico.

Para mejorar aún más nuestra comprensión del colapso di-námico de pórticos complejos, se ensayó hasta el colapso un pórtico plano, con tres luces y tres pisos, en escala uno a tres, sometiéndolo a movimientos en una mesa vibratoria. El dise-ño del pórtico incluyó columnas con refuerzo transversal con gran espaciamiento, de tal manera que se produjeran fallas por cortante y axiales, conllevando a un colapso parcial de la estructura. La instrumentación empleada monitoreó las de-formaciones, aceleraciones y fuerzas internas, de tal manera que los detalles del mecanismo dinámico de falla quedaran

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registrados. Hubo un interés particular por observar las interac-ciones entre las columnas que fallaban y el pórtico estructural circundante intacto. Este artículo presenta los resultados de en-sayos de laboratorio, con el fin de ilustrar los mecanismos de falla local, las interacciones con el pórtico circundante y el eventual colapso estructural.

IMPORTANCIA DE LA INVESTIGACIÓN

El colapso de edificaciones de concreto reforzado de dise-ño antiguo durante terremotos, representa un riesgo importante para la seguridad de los ocupantes en zonas de sismicidad alta. El comportamiento durante el colapso se complica por las complejas interacciones entre los elementos que fallan y el pórti-co circundante. Las metodologías de evaluación sísmica actua-les proporcionan una aproximación simplificada y excesivamen-te conservadora al problema de evaluación del colapso. Esta investigación presenta datos únicos de ensayos que ilustran el comportamiento durante el colapso y pueden proveer una base para el desarrollo de mejores procedimientos de evaluación.

PROGRAMA DE ENSAYOS DE LABORATORIO

Detalles del pórtico de pruebaPara estudiar el comportamiento durante el colapso de pór-

ticos de concreto reforzado con poco refuerzo transversal, se construyó un pórtico de tres luces y tres pisos, y se sometió a ensayos dinámicos en la mesa vibratoria de la Universidad de Berkeley, California (Fig. 1). Las dimensiones y los detalles del refuerzo estuvieron influenciados por el tipo de falla esperado, las geometrías más frecuentes en la construcción antigua y en ensayos anteriores, las limitaciones de la mesa vibratoria y los costos. El tipo de falla esperado fue un colapso parcial, que permitiera examinar las redistribuciones de carga dinámica a medida que el colapso progresaba.

Las consideraciones anteriores dieron como resultado el es-pécimen de pórtico plano de concreto reforzado de escala uno-tres, mostrado en la Fig. 1 y detallado en la Fig. 2. El pórtico se dimensionó para representar la construcción de una edificación de oficinas típica de 1960, de la zona costera de California. Dos de las columnas tuvieron configuraciones idénticas, con estribos con gran espaciamiento, cerrados con ganchos a 90 grados, mientras que las otras dos columnas tuvieron detalles que cumplían los requerimientos del ACI 318-08 (Comité ACI 318 2008) para pórticos especiales resisten-tes a momento. En este artículo, las primeras columnas serán referidas como columnas de “diseño antiguo”, mientras que las últimas serán referidas como columnas “dúctiles”. La mezcla de columnas de diseño antiguo y columnas dúctiles no es repre-sentativa de la construcción típica, sólo se empleó en el pórtico de prueba para que el colapso del pórtico debido a la falla de las columnas de diseño antiguo fuera más lento gracias a las columnas dúctiles, de tal manera que fuera posible monitorear el mecanismo de falla dinámica de manera más detallada. En las construcciones reales, las columnas a veces fallan en mo-mentos distintos debido a las diferencias en su geometría y los detalles del refuerzo, dando como resultado patrones similares de falla progresiva.


Las columnas de diseño antiguo se dimensionaron y se refor-zaron de tal manera que fluyeran a flexión antes de desarrollar una falla por cortante o axial (las columnas de este tipo son re-feridas a veces como “columnas críticas flexión-cortante”). Este comportamiento se predijo sobre la base de resultados de en-sayos anteriores (Sezen y Moehle 2006) y modelos empíricos (Elwood y Moehle 2005). Shin (2007) comparó resultados de ensayos de columnas a escala real (Sezen y Moehle 2006) con ensayos de columnas a escala uno a tres similares a las reportadas en este estudio. Las columnas de escala real y las de escala uno a tres se comportaron de manera similar, incluso en la secuencia de falla, las deformaciones en varias etapas clave (es decir en las fallas por fluencia, cortante y axial) y la degradación cíclica. Los estribos en las columnas de diseño antiguo tuvieron un espaciamiento a lo largo de la altura de la columna de 102 mm (4 pulg.) de centro a centro. Esto dio como resultado una cuantía de refuerzo transversal ρt=0,0015 (ρt=Av/bs, donde Av es el área total de refuerzo transversal paralela a la dirección del pórtico, con un espaciamiento , y es el ancho de columna). La cuantía de refuerzo longitudinal de estas columnas – definida como el área de sección trans-versal total de refuerzo longitudinal dividida entre el área de la sección bruta fué ρl=0.0245. Las dos columnas dúctiles tu-vieron una cuantía de refuerzo transversal máxima ρt=0.011 en los extremos y una cuantía de refuerzo longitudinal ρl=0.109.

Las dimensiones y el refuerzo longitudinal de las vigas fueron idénticas para todos los pisos y luces. Las vigas se diseñaron para soportar las cargas gravitacionales aplicadas mientras se creaba un mecanismo de viga fuerte – columna débil, típico de las construcciones antiguas. El perfil relativamente profundo de la viga dio como resultado unos esfuerzos relativamente ba-jos de cortante, en esta y en la unión. El refuerzo longitudinal de la viga fue continuo a lo largo de las luces y a través de las uniones. El refuerzo transversal de la viga se diseñó para resistir el cortante correspondiente al desarrollo del esfuerzo último de flexión. La viga tuvo estribos cerrados con ganchos a 135 grados, para resistencia torsional. El refuerzo de la unión viga-columna cumplió los requerimientos para pórticos espe-ciales resistentes a momento del ACI 318-08 y por lo tanto no se esperaba la falla de la misma.

La Tabla 1 muestra las resistencias a momento y cortante cal-culadas de acuerdo con las provisiones del ACI 318-08, ex-cepto que en lugar de las resistencias especificadas se usaron las resistencias esperadas del material. La tabla muestra tam-bién las demandas de cortante correspondientes al desarrollo de las resistencias a momento. Con base en los valores de la Tabla 1, el cortante máximo probable que se podría aplicar a las columnas de diseño antiguo va desde 32.2 a 49.4 kN (7.7 a 11.1 kips), para el rango de cargas axiales esperadas en dichas columnas. Estos valores son mayores que las resis-tencias nominales a cortante calculadas, que van desde 30.7 a 37.4 KN (6.9 a 8.4 kips).

Las resistencias a flexión de las vigas se establecieron en parte para asegurar un mecanismo de viga fuerte-columna dé-bil, y en parte para controlar el mecanismo de colapso en el evento del colapso axial de una o más columnas. Para cubrir dos luces a través de una columna interna fallada del primer piso (suponiendo que no hay amplificación dinámica vertical),

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la resistencia requerida de la viga es de 11.6 KN-m (103 kip-pulg.). De manera similar, cuando una columna de borde pierde capacidad para soportar carga axial, la resistencia requerida del voladizo de la viga para prevenir el colapso parcial de la luz del extremo es de 24.0 kN-m (212 kip-pulg.), mientras que la resistencia a momento probable estimada en el voladizo de las vigas del pórtico es de 31.1 kN-m (275 kip-pulg.) y la resistencia a momento de fluencia es de 24.9 kN-m (220 kip-pulg.).

Dado el enfoque específico del proyecto, se introdujeron algunas simplificaciones en la construcción. En las construc-ciones de pórticos de concreto reforzado, la influencia de las losas y de los pórticos tridimensionales (3-D) se manifiesta prin-cipalmente en la modificación de las resistencias de las vigas y de las uniones, y por lo tanto, de las relaciones de resistencia viga-columna y de la unión a la columna. Como las resisten-cias de las vigas y las uniones se diseñaron para exceder la resistencia de la columna y forzar la falla de las mismas, no fue necesaria la adición de extensiones de losa y vigas trans-versales para lograr el comportamiento deseado en el primer pórtico de prueba. La falla prematura de la columna debida a detalles inadecuados de traslapo, si bien no era poco común en la construcción de pórticos de concreto reforzado antiguos, no era el modo de falla deseado para las columnas del pór-tico de prueba. Por lo tanto todo el refuerzo longitudinal fue continuo y sin traslapos. Adicionalmente, el marco plano de prueba se fundió en posición horizontal, con una sola mezcla-da de concreto y se levantó después hasta la posición vertical. Tampoco se intentó replicar los efectos del concreto envejecido o de la carga gravitacional sostenida. En lugar de esto, se ubicaron cargas gravitacionales auxiliares (descritas más ade-lante), iniciando 100 días después del vaciado, y los ensayos comenzaron 34 días más tarde.

Las columnas, vigas y uniones fueron identificadas con la línea de columnas, el nivel y la luz en los que están ubicadas (Fig. 2). Por ejemplo, la Columna A1 se refiere a la columna ubicada a lo largo de la Línea de Columnas A en el Piso 1, la Viga AB1 se refiere a la viga que une las Líneas de Columnas A y B y se ubica en el primer nivel, y la Unión A1 se refiere a la unión ubicada a lo largo de la Línea de Columnas A en el Nivel 1.

Fig. 1 – Fotografía del pórtico de prueba. Pórtico plano de concreto reforzado rodeado por pórticos metálicos para proveer restricción lateral.

Fig. 2 – Dimensiones y detalles del refuerzo del pórtico de prueba.

MaterialesSe empleó concreto de densidad normal, con agregado de

tamaño máximo nominal de 9.5 mm (3/8 de pulg.). Los cilin-dros de concreto y el pórtico de prueba se curaron en húme-do durante 14 días, luego se desencofraron y se dejaron en ambiente exterior, para luego ubicarlos en ambiente interior, aproximadamente 40 días antes del ensayo. La resistencia a compresión obtenida de los ensayos de compresión estandari-zados sobre cilindros de 150 x 300 mm (6 x 12 pulg.) fue f'c =24.6 MPa (f'c=3.56 ksi) en el momento del ensayo. El módulo de elasticidad para 0.4 f'c fue Ec=19.000 MPa (2.800 ksi). El refuerzo longitudinal fue corrugado y tuvo un esfuerzo de fluencia medido de fy=445 MPa (64.5 ksi). La resistencia a la fluencia y la resistencia última de las barras longitudinales cumplieron los requerimientos de refuerzo ASTM A706 Grado 60. Los estribos de las vigas y las columnas fueron de alambre plano enderezado de 4.8 y 3.2 mm (3/16 y 1/8 pulg.) de diámetro, con un esfuerzo de fluencia medido de 558 y 655 MPa (81 y 95 ksi), respectivamente. El refuerzo transversal no mostró un endurecimiento por deformación significativo des-pués de la fluencia. En Ghannoum (2007) se pueden encon-trar más detalles sobre las relaciones esfuerzo-deformación de los materiales.

Descripción del ensayo y de la instrumentaciónEl pórtico de prueba construido previamente se trasladó a la

mesa vibratoria y se conectó a ocho celdas de carga (dos por columna), capaces de medir las cargas axiales, cortantes y momentos flectores en la base de las zapatas (Fig. 3). Se post-tensionó un pórtico de acero a la mesa vibratoria sobre cada lado del pórtico de concreto (Fig. 1), y se conectó un mecanis-mo con apoyos en los extremos (conocido comúnmente como pantógrafo) entre los pórticos de acero y el pórtico de concre-to, en ubicaciones seleccionadas para restringir el movimiento por fuera del plano (Fig. 3). Luego se fijaron cuatro paquetes de pesos de plomo (6.67 kN [1.5 kips] por paquete) a cada luz de viga, de tal manera que el peso del pórtico de concreto sumado al peso auxiliar de plomo produjeran unos esfuerzos nominales en el elemento, aproximadamente equivalentes a

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Notas: P es la carga axial (la compresión es negativa), My es el momento de fluencia obtenido a partir de los análisis de la curva de momentos, Mpr es la resistencia probable a momento de acuerdo con el ACI 318-08 (suponiendo un esfuerzo de fluencia de 1.25 fy),Vy es el cortante máximo correspondiente al desarrollo de Mpr en ambos extremos del elemento (incluyen-do las cargas gravitacionales reales para las vigas), Vc es la contribución del concreto a la resistencia a cortante, calculada de acuerdo con el ACI 318-08, Sección 11.2.1.2, teniendo en cuenta la carga axial del elemento, Vs es la contribución del refuerzo transversal a la resistencia a cortante, calculada de acuerdo con el ACI 318-08, Vr = Vc + Vs. En todos los cálculos, f’c es la resistencia esperada del concreto = 3.5 ksi (24.1 MPa), fyt es el esfuerzo de fluencia esperado del refuerzo transversal = 70 ksi (482 MPa) y fy es el esfuerzo de fluencia esperado del refuerzo longitudinal = 69 ksi (475 MPa).

Movimientos en la base de la mesa vibratoriaLos movimientos de entrada para todos los ensayos se de-

rivaron de un registro obtenido durante el terremoto del 3 de marzo de 1985 en Chile (Estación Llolleo, Componente 100). La escala de tiempo se comprimió por el factor 1/√3, tenien-do en cuenta la escala uno a tres del espécimen de prueba. Adicionalmente, el registro se modificó de tal manera que se ajustara al rango de frecuencias de la mesa vibratoria (0.2 a 15 Hz). Por último, la escala de amplitud varió dependiendo de la intensidad buscada para cada ensayo particular. La Ta-bla 2 resume la secuencia de los ensayos.

Fig. 4 –Registro de aceleraciones de la mesa vibratoria: Ensayo Dinámico 1.

La Figura 4 muestra el registro de aceleraciones de uno de los movimientos de base registrados sobre la mesa vibratoria (escala de amplitud de 4.06). La Figura 5 muestra el espectro de respuesta elástica del movimiento de base registrado para

aquellos producidos por las cargas muertas, en una edifica-ción de oficinas típica (Fig. 3). Cada paquete de pesos de plomo se conectó a las vigas por medio de una lámina de ace-ro (para fijar el plomo a la viga) y una lámina de neopreno (para permitir una flexión relativamente no restringida de la viga). La carga gravitacional axial resultante fue aproximada-mente 0.16 Agf'c sobre las columnas interiores del primer piso y 0.08 Agf'c sobre las columnas exteriores mismo piso (Ag es el área de la sección bruta de la columna).

La instrumentación registró los desplazamientos globales y locales, las aceleraciones globales y las deformaciones del refuerzo longitudinal. Las repisas de instrumentación adosadas a las Columnas de diseño antiguo A1, B1, A2 y B2, soporta-ron transductores para medir las rotaciones de los extremos a lo largo de una altura h (h es el ancho total de la columna en la dirección del movimiento), incluyendo las rotaciones de los extremos debidas al deslizamiento longitudinal de las barras de las uniones y zapatas adyacentes. La conexión entre las re-pisas de instrumentación y las columnas se hizo por medio de conectores de resorte con una fuerza de sujeción relativamente pequeña y permitió una expansión esencialmente libre en el evento de falla de la columna.

Fig. 3 – Disposición del pórtico de prueba.


Elemento P, kips (kN) My, kip-in. (kN-m) Mpr, kip-in. (kN-m) Vy,kips (kN)

Vpr, kips (kN) Vc, kips (kN) Vs, kips (kN) Vr, kips (kN)

Vigas 0 220 (24.9) 275 (31.1) 10.0 (44.4) 11.7 (52.0) 5.8 (24.8) 9.1 (40.5) 14.9 (66.3)

Columnas de diseño antiguo

0 121 (13.7) 151 (17.1) 6.2 (27.6) 7.7(32.2) 3.7 (16.5) 3.2 (14.2) 6.9 (30.7)

-10 (-44.4) 140 (15.8) 175 (19.8) 7.2 (32.0) 9.0 (40.0) 4.2 (18.7) 3.2 (14.2) 7.4 (32.9)

-20 (-88.9) 157 (17.7) 197 (22.3) 8.1 (36.0) 10.1 (44.9) 4.6 (20.5) 3.2 (14.2) 7.8 (34.7)

-30 (-133.4) 174 (19.7) 217 (24.5) 8.9 (39.6) 11.1 (49.4) 5.2 (23.1) 3.2 (14.2) 8.4 (37.4)

Columnas dúctiles

0 60 (6.8) 75 (8.5) 3.1 (13.8) 3.9 (17.3) 3.7 (16.5) 13.5 (60.0) 17.2 (76.5)

-10 (-44.4) 82 (9.3) 102 (11.5) 4.2 (18.7) 5.3 (23.6) 4.2 (18.7) 13.5 (60.0) 17.7 (78.5)

-20 (-88.9) 101 (11.4) 127 (14.4) 5.2 (23.1) 6.5 (28.9) 4.6 (20.5) 13.5 (60.0) 18.1 (80.5)

-30 (-133.4) 119 (13.4) 148 (16.7) 6.1 (27.1) 7.6 (33.8) 5.2 (23.1) 13.5 (60.0) 18.7 (83.2)

Tabla 1 – Momentos y cortantes característicos en vigas y columnas

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el 5% de amortiguamiento crítico. Para fines comparativos, esta figura también superpone el espectro de diseño 2% en 50 años FEMA 356 (Sociedad Americana de Ingenieros Civiles [ASCE por sus siglas en inglés] 2000) en un lugar del campus de la Universidad de Berkeley, California, a menos de 200 m (200 yd) de la falla Hayward para ubicación Clase B. Como se puede observar en la Fig. 5, el espectro de respuesta del movimiento de base aplicado de los Ensayos 1 y 2 excede el del espectro de diseño en cercanías de la falla, para un te-rremoto inusual de gran amplitud, lo que indica que el pórtico de prueba estuvo sometido a tres movimientos de la base de intensidad relativamente alta antes de alcanzar el colapso.

Descripción del ensayo Movimiento del suelo Factor de escala de amplitud

Ensayo dinámico de media fluencia

Llolleo, Componente 100 0.3625

Ensayo dinámico 1 Llolleo, Componente 100 4.06



Tabla 2 – Secuencia de los ensayos

Fig. 5 – Espectro de respuesta elástica del movimiento de la mesa vibratoria comparado con el espectro de riesgo uniforme construido por la Universidad de Berkeley, California, para 2% de probabilidad de excedencia en 50 años (tomado de los Mapas de Amenaza Sísmica Nacional del Estudio Geológico de los Estados Unidos 2002 [Frank et al. 2002], con la escala de tiempo comprimida por el factor 1/√3). Relación de amortigua-miento=0.05.

RESULTADOS EXPERIMENTALES

Propiedades dinámicasLas propiedades dinámicas del pórtico de prueba se extra-

jeron de ensayos de recuperación rápida, vibración libre al final de cada ensayo y ensayos dinámicos de ruido blanco. La Tabla 3 resume las propiedades dinámicas del pórtico de prueba antes y después de cada ensayo de vibración. Los períodos de vibración aparente se alargaron a medida que avanzaba el ensayo, indicando un ablandamiento de la es-tructura a medida que el daño se acumulaba.

Comportamiento global del pórticoDurante el ensayo de media fluencia, que buscaba desarro-

llar aproximadamente la mitad de la resistencia a la fluencia de la estructura de prueba, el pórtico sufrió una fisuración me-

nor a flexión. La ligera prolongación de los períodos indicó un ablandamiento menor (Tabla 3).

Etapa de ensayo Valor Primer modo Segundo modo Tercer modo

Antes del ensayo Periodo, segundos 0.30 0.10 0.069

Relación de amortiguamiento, %* 1.93 1.85 2.13

Después del ensayo de media fluencia

Período, segundos 0.34 0.12 0.081

Después del ensayo dinámico 1


Relación de amortiguamiento, %*

13.4 ND† ND†

Después del ensayo dinámico 2


Tabla 3 – Propiedades dinámicas del pórtico*Las relaciones de amortiguamiento se basan en el decrecimiento logarítmico de las aceleraciones durante los ensayos de recuperación rápida de baja amplitud.†Sólo se reportan las relaciones de amortiguamiento que pudieron obtenerse con una precisión razonable. El ruido en los datos registrados impidió la estimación precisa de las relaciones de amortiguamiento después del ensayo de media fluencia y las del modo más alto después del Ensayo Dinámico 1.Nota: ND es no disponible.

Durante el Ensayo 1, que siguió al ensayo de media fluen-cia, el pórtico experimentó una relación de deriva horizontal del primer piso relativamente larga de -0.052 (la relación de deriva entre pisos se define como el desplazamiento entre pi-sos dividido entre la altura libre de piso de 0.99 m [39 pulg.], y es positiva hacia el oriente) (Fig. 6(c), Tabla 4). La Colum-na B1 sufrió falla por cortante y axial cerca de su base (Fig. 7(a)). Incluso en este estado avanzado de daño, la Columna B1 soportaba todavía aproximadamente la mitad de su carga axial original (Fig. 8). La redistribución de la carga gravitacio-nal dentro del pórtico dio como resultado el incremento en la compresión en las Columnas A1 y C1 y la reducción de la compresión en la Columna D1. La Columna A1, que era nomi-nalmente idéntica a la Columna B1, no experimentó la misma falla por cortante o axial, aunque sí sufrió fisuración inclinada. Las Columnas A2, A3, B2 y B3 no mostraron signos de daño, aun cuando las relaciones de deriva del segundo piso alcan-zaron un valor de -0.047 (Tabla 4). En las vigas se observaron fisuras debidas aparentemente a una combinación de flexión y cortante, observándose una fisuración más severa en las Vigas AB y BC en todos los niveles. Las uniones sufrieron fisuración inclinada y en algunos casos pérdida del recubrimiento, obser-vándose el daño más severo en las uniones A1 y B1.

Durante el Ensayo 2, la relación de deriva pico horizontal en el primer piso alcanzó aproximadamente un valor de 0.04 (Tabla 4). La Columna B1 continuó degradándose axialmente, cediéndole más carga a las Columnas A1 y C1, mientras su resistencia a cortante osciló alrededor de una capacidad resi-dual aproximada de 4.45 kN (1 kip). En la Columna A1 (Fig. 7(b)) se produjo daño adicional por cortante, y su resistencia a cortante se degradó hasta aproximadamente un tercio del valor pico medido durante el Ensayo 1. La Columna A1 se acortó ligeramente (menos del 0.1% de su altura libre), pero no hubo signos de falla axial inminente. A excepción del daño en las Columnas A1 y B1, los demás elementos del pórtico no mostraron ningún cambio sustancial en sus patrones de fisura-ción durante este ensayo.

11Ensayos en mesa vibratoria de un pórtico de concreto que sufre fallas axiales de sus columnas

Valores absolutos máximos

Relación de derivas, % Cortante, kN (kips) Aceleración horizontal, g

Ensayo 1

Primer piso 5.18 130 (29.2) 0.95

Segundo piso 4.73 105 (23.5) 0.82

Tercer piso 2.61 96 (21.7)* 1.10

Ensayo 2

Primer piso 4.59 72 (16.2) 0.95

Segundo piso 4.30 90 (20.2)* 0.64

Tercer piso 3.03 78 (17.5)* 0.89

Ensayo 3

Primer piso 3.66 43 (9.7) 0.59

Segundo piso 2.28 43 (9.6)* 0.53

Tercer piso 2.57 44 (9.9)* 0.50

Tabla 4 – Valores máximos de respuesta claves*Los valores de cortante de los pisos superiores fueron estimados a partir de los datos de aceleración.

Valores de respuesta Inicio de la falla por cortante

Columna B1 Ensayo 1 Columna B1 Ensayo 2 Columna B1 Ensayo 3

Relación de deriva horizontal entre pisos, % -3.15 3.26 1.61

Fuerza cortante, kN (kips) -43.9 (9.89) 32.2 (7.25) 12.9 (2.91)

Fuerza axial, kN (kips) -110.1 (-24.7) -95.5 (-21.5) -72.5 (-16.3)

Momento en la parte inferior, kN-m (kip-pulg) 22.7 (201) -17.3 (-153) -4.3 (-38.1)

Rotación del extremo inferior, rad -0.0265 0.0259 ND*

Momento en la parte superior, kN-m (kip-pulg) -23.9 (212) 17.7 (157) 9.5 (84.2)

Rotación del extremo superior, rad 0.207 ND* ND*

Tabla 5 – Estado de las columnas en el inicio de las fallas por cortante y axial*Valor no disponible, debido a que los instrumentos fueron impactados durante el ensayo.

Durante el Ensayo 3, la Columna A1 falló axialmente a una relación de deriva baja, ocasionando el colapso parcial del lado oriental del pórtico (Fig. 7(c)). Durante el colapso, la car-ga axial en la Columna B1 se incrementó por un corto tiempo en aproximadamente 22.2 kN (5 kips), a medida que fue for-zada a acortarse rápidamente. La carga axial en la Columna C1 se incrementó en aproximadamente 53.4 kN (12 kips), mientras que la Columna D1 experimentó elevación. Tanto la Columna A1 como la B1 continuaron soportando una carga axial apreciable durante el colapso. Esto permitió una veloci-dad de colapso mucho más lenta que la caída libre. La Tabla 5 resume las deformaciones y cargas clave de columnas en el momento de las fallas por cortante y axiales para las Colum-nas A1 y B1.

El factor de amplificación dinámica es empleado a veces para estimar las fuerzas máximas en una estructura que siguen a la remoción de un elemento de soporte estructural debida a su falla súbita (Administración de Servicios Generales (GSA por sus siglas en inglés) 2003; Departamento de Defensa de

los EE.UU. [U.S. DOD por sus siglas en inglés] 2010). Este factor se puede evaluar de manera aproximada para la es-tructura de prueba usando las aceleraciones verticales regis-tradas. La Figura 9 muestra las aceleraciones verticales de las zapatas y de las Uniones B1 y A1 en los instantes aproxima-dos en que las Columnas A1 y B1 sufren la falla axial. Las ace-leraciones verticales de las zapatas oscilan aproximadamente alrededor de -1g (donde g es la aceleración de la gravedad), que es la aceleración en reposo debida a la gravedad; las aceleraciones se deben a una inclinación no intencional de la mesa vibratoria ocasionada principalmente por el momento de vuelco del pórtico de ensayo. Las aceleraciones verticales de las uniones ubicadas sobre las columnas que fallan, alcanzan aproximadamente -1.4 a -1.6 g, correspondiendo a un factor de amplificación dinámica de 1.4 a 1.6. Estos valores son comparables con el factor de amplificación dinámica de 2.0 para una masa concentrada unida a un resorte lineal no amor-tiguado. La GSA (2003) y el U.S. DOD (2010) recomiendan también un valor de 2.0 para usarlo en algunos casos.

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Fig. 6 – Ensayo 1: (a) registro de aceleración horizontal de la mesa vibratoria, (b) registro del cortante de base y (c) registro de la relación de derivas del primer piso. Las líneas verticales indican, cronológicamente, la prime-ra fluencia de la Columna B1 (línea discontinua), la primera fluencia de la Columna A1 (línea discontinua), las primeras fisuras inclinadas de las Columnas A1 y B1 (línea punteada) y el inicio de la falla por cortante nominal de la Columna B1 (línea continua).

Fig. 7 – (a) Parte inferior de la Columna B1 al final del Ensayo 1, (b) parte inferior de la Columna A1 al final del Ensayo 2 y (c) el pórtico descubierto después del colapso.

Fig. 8 – Registros de carga axial de las columnas del primer piso: Ensayo 1.

Fluencia y rigidez efectiva de columnasLos deformímetros fijados al refuerzo longitudinal de las co-

lumnas permitieron medir la deformación del refuerzo, incluyen-do el inicio de la fluencia. Un examen detallado de los datos de los ensayos reveló la fluencia del refuerzo longitudinal de las columnas a una relación de deriva de aproximadamente 0.01. Esto ocurrió de manera temprana (a aproximadamente 13 segundos) durante el Ensayo 1, tanto para la Columna A1 como para la B1 (Fig. 6). Ambas columnas sufrieron sub-secuentemente varias reversiones del desplazamiento en el momento de la primera deriva de fluencia o después de ella, antes de sufrir eventualmente la falla por cortante o axial.

Es interesante comparar la rigidez efectiva de las columnas con los valores obtenidos a partir de modelos de rigidez estable-cidos. Para este fin, podemos aproximar el comportamiento de las columnas como si fueran de extremo fijo, para lo cual el des-plazamiento en la fluencia considerando sólo flexión está dado por δy = Myl

2/6EcIe, donde l es la altura libre de la columna y Ie es el momento de inercia efectivo. Tomand o δy = 0.01l, My = 16.8 kN-m (149 kip-pulg.) (interpolando a partir de la Tabla 1 para P=66.7 kN [15 kips]), y Ec=19,300 MPa (2800 ksi), se obtiene Ie=14.6 x 106 mm4 (35 pulg.4). Esto es compara-ble con el momento de inercia bruto Ig=45 x 106 mm4 (108 pulg.4). Por lo tanto, la relación Ie/Ig=0.32. Esto se compara favorablemente con el valor de 0.26 basado en la aproxima-ción de Elwood y Eberhard (2009).

Fig. 9 – Amplificaciones de la aceleración vertical: Ensayos 1 y 3.

Falla de columnas por cortanteSi bien las Columnas A1 y B1 nominalmente idénticas expe-

rimentaron registros de deriva entre pisos casi iguales, también sufrieron fallas por cortante en momentos diferentes. Adicio-nalmente, las Columnas A2 y B2 alcanzaron una relación de deriva entre pisos de -0.047 durante el Ensayo 1 (Tabla 4) – cercana a la deriva de falla de la Columna B1 –y sin embargo no mostraron signos de daño por cortante. Es importante exa-minar el comportamiento de estas columnas con mayor detalle para identificar por qué se comportaron de manera distinta.

Considerando primero la Columna B1, recordemos del tex-to anterior que esta fluyó a una relación de deriva de 0.01 a aproximadamente 13 segundos en el Ensayo 1. Esto fue seguido por varios ciclos de desplazamiento post-fluencia sin daño aparente por cortante hasta aproximadamente t=22 se-gundos, tiempo en el cual el pórtico sufrió un pulso de despla-zamiento hasta una relación de deriva pico de 0.04 hacia el occidente (Fig. 6(c)). En este momento, se hicieron visibles las primeras fisuras inclinadas a una relación de deriva de 0.017 y una fuerza cortante de 29.8 kN (6.7 kips), y se ampliaron hasta 0.5 mm (0.02 pulg.) aproximadamente, sin falla aparente a medida que la deriva se incrementó hacia el valor pico en esta dirección. Este medio ciclo fue seguido por otro que alcanzó una relación de deriva pico de -0.052, durante el cual la fuerza cortante pico alcanzó un valor de -44 kN (-9.9 kips), seguido por una falla aparente por cortante y una fisuración inclinada asociada muy abierta. La Figura 10 muestra fotografías de la Columna B1 durante este período. El patrón de daño de la Columna A1 fue similar al de la Co-lumna B1 durante el pulso de desplazamiento hacia el oriente en 22 segundos. Sin embargo, a diferencia de la Columna B1, durante la siguiente mitad del ciclo hasta una relación de deriva de -0.052 hacia el occidente, no se presentaron signos adicionales visibles de daño por cortante en la Columna A1.

(a) (b) (c)

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La Figura 11 muestra la relación entre el cortante de columna y la relación de deriva entre pisos para las Columnas A1 y B1 durante los amplios ciclos de desplazamiento, que comenza-ron a los 22 segundos aproximadamente y terminaron a los 26 segundos, durante el Ensayo 1. Durante el primer amplio medio ciclo de desplazamiento, tanto la Columna A1 como la B1 alcanzaron aproximadamente 40 kN (9 kips) de fuerza cortante pico, a una relación de deriva de aproximadamente 0.035, seguida por un decremento de la resistencia a medi-da que la relación de deriva se acercaba a 0.04. Dada la presencia de fisuras inclinadas, este decremento puede ser un signo de deterioro debido al cortante, aunque el ancho de las fisuras no se incrementó.

La falla por cortante de la Columna B1 se evidenció más cla-ramente en el medio ciclo siguiente, a medida que las derivas se incrementaron hacia el occidente (derivas negativas) (Fig. 10(b) y 11). La columna desarrolló esencialmente la misma fuerza cortante que había desarrollado para la carga en la dirección opuesta, seguida por una casi completa pérdida de resistencia a cortante a medida que la deriva se incrementó hasta el pico negativo. En contraste, la Columna A1 resistió una fuerza cortante más baja para la carga en la dirección ne-gativa, probablemente porque la reducción de la carga axial debida al efecto de pórtico dio como resultado una rigidez y una resistencia a momento más bajos. Además, la columna no sufrió una falla evidente por cortante. Los ensayos anteriores muestran que la deriva se incrementa en el momento de la falla por cortante, al disminuir la demanda de carga cortante y axial (Elwood y Moehle 2005), de manera consistente con el comportamiento observado para la Columna A1.

No se observó una falla definitiva por cortante de la Colum-na A1 en el Ensayo 2– indicada por el aumento significativo en la amplitud de las fisuras inclinadas – hasta los 21.48 segundos. Tanto el cortante (32.2 kN [7.25 kips]) como la relación de derivas (3.26%) fueron menores que los valores alcanzados durante el Ensayo 1, sugiriendo que la capacidad de la columna se había reducido por los múltiples ciclos de carga sufridos previamente. La Figura 7(b) muestra el estado de la Columna A1 al final del Ensayo 2.

Las columnas de diseño antiguo del segundo piso no mostra-ron signos de daño por cortante, aun cuando la deriva pico entre pisos durante los ensayos alcanzó un valor de 0.047 (Ensayo 1). Las diferencias en las cargas axiales en los dos pisos podrían explicar parcialmente las diferencias en el com-portamiento, pero probablemente el efecto más predominante es el de las diferencias de restricción en los extremos de los elementos debida a los efectos de pórtico. Por ejemplo, la parte inferior de la Columna A1 está rígidamente restringida por la cimentación de tal manera que se requieren grandes deformaciones por flexión para lograr una relación de deriva grande. En contraste, las rotaciones de las uniones en los ni-veles del piso superior permiten relaciones de deriva similares con deformaciones por flexión pequeñas de los elementos. La Figura 12 demuestra este efecto para las Columnas A1 y A2 (se registraron datos similares para otras columnas). Ensayos anteriores y modelos empíricos muestran que la resistencia a cortante se degrada al incrementarse la demanda de defor-mación local (por ejemplo, Lee y Watanabe [2003]). En los ensayos de mesa vibratoria reportados en este artículo, tanto la Columna A1 como la B1 sufrieron fallas por cortante cerca del extremo inferior, donde había la mayor restricción.

Estos resultados sugieren que los modelos de falla por cortan-te que son función de las deformaciones locales del elemento, pueden ser más cercanos a la realidad que aquellos que son función de las derivas globales entre pisos.

Fig. 11 – Cortantes de las Columnas B1 y A1 versus las relaciones de deriva horizontal entre pisos desde t=21.9 segundos hasta t=25.4 segundos, durante el Ensayo 1.


A1.Fig. 10 – Fotografías de la Columna B1 durante el Ensayo 1. Las flechas indican la dirección de las derivas y cortantes del primer piso: (a) justo antes de la falla aparente por cortante, (b) en la deriva pico hacia el occidente que ocasionó la falla aparente por cortante, (c) primera gran grieta inclinada en otra dirección, (d) aplastamiento axial visible y (e) fin del Ensayo 1.

(a) t=22.38 s (b) t=22.45 s (c) t=22.98 s (d) t=25.11 s (c) fin del ensayo 1

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Fig. 12 – Relaciones de deriva horizontal entre pisos versus rotaciones de los extremos para las Columnas A1 y A2 en el Ensayo 1. Las rotaciones de los extremos se midieron a lo largo de una longitud igual a la profundidad de la sección de la columna, a cada extremo de la misma e incluyen la rotación de cuerpo rígido debida al deslizamiento del refuerzo desde las zonas de anclaje adyacentes y las curvaturas por flexión a lo largo de la longitud del deformímetro.

Falla axial de las columnasLa falla axial de la Columna B1 comenzó en el Ensayo 1 y

progresó a lo largo de los Ensayos 2 y 3. La falla es evidente tanto en la reducción de la carga axial como en el acortamien-to axial a medida que la vibración continuó (Fig. 8 y 13). La naturaleza gradual de la falla – indicada por el descenso lento de la recta de tendencia en la Fig. 13 – es atribuible a dos efectos: 1) la capacidad de la columna dañada para conti-nuar soportando carga axial; y 2) la capacidad del pórtico cir-cundante para liberar a la columna que falla de la carga axial por medio de la redistribución de fuerzas internas. Durante el Ensayo 1, la Columna B1 cedió aproximadamente 47.1 kN (10.6 kips) de carga mientras se acortaba aproximadamente en 7.9 mm (0.31 pulg.). Esto indica una rigidez vertical apro-ximada de los elementos de pórtico adyacentes de 5.95 kN/mm (34 kip/pulg.). Para fines comparativos, se obtuvo una rigidez de pórtico vertical de 5.60 kN/mm (32 kip/pulg.) a partir de un modelo analítico elástico lineal del pórtico en el que la Columna B1 fue removida (los momentos de inercia efectivos de la viga se tomaron como 0.2 Ig, mientras que los momentos de inercia efectivos de la columna fueron 0.4 Ig).

La Figura 13 muestra también las oscilaciones verticales de alta frecuencia alrededor de la tendencia general de degrada-ción. Estas oscilaciones, en períodos entre aproximadamente 0.7 y 1.0 segundos, no están sincronizadas con los ciclos de deriva lateral y por lo tanto no son probablemente impulsadas por ellos. En lugar de esto, parecen ser el resultado de la vibración vertical esencialmente independiente del pórtico es-tructural. Los autores no pudieron identificar la causa de estas oscilaciones y no identificaron modos de vibración vertical que se pudieran asociar fácilmente con este movimiento.

Aunque es difícil identificar con precisión el inicio de la falla axial en la Columna B1, los datos registrados (Fig. 8 y 13) y las fotografías (Fig. 10) dan la impresión de que esta comenzó en una relación de deriva lateral entre -0.035 y 0.05, durante la misma desviación de deriva que dio inicio a la falla por cortante. El acortamiento axial fue más evidente a lo largo de la porción de gran amplitud del movimiento de la mesa, y aparentemente se interrumpió una vez disminuyeron las am-plitudes de la deformación lateral (Fig. 8). Al final del Ensayo 1, la columna se estabilizó a una deriva vertical de aproxi-madamente 7.6 mm (0.3 pulg.) y estaba todavía soportando aproximadamente la mitad de su carga axial original (Fig. 8). La Columna B1 se continuó degradando axialmente durante la porción de vibración fuerte del Ensayo 2, en la que cedió la mayor parte de la carga axial (Fig. 13). En el Ensayo 3 ocurrió un pequeño cambio en la Columna B1 antes de la falla axial de la Columna A1.

En contraste, la Columna A1 colapsó relativamente rápido a medida que la porción más baja dañada por el cortante se aplastó en el Ensayo 3. Además, la relación de deriva horizontal fue relativamente pequeña (+0.016) cuando la falla comenzó. Si bien la columna continuó resistiendo una carga axial apreciable a medida que se acortaba, la falla fue relativamente rápida, probablemente porque el efecto del pórtico circundante fue insuficiente para redistribuir la carga axial perdida (Fig. 14). El colapso completo fue detenido por un dispositivo de agarre a una relación de deriva vertical de aproximadamente 10% de la altura de la columna.

Fig. 13 – Carga axial de la Columna B1 versus la relación de deriva vertical entre pisos: Ensayos 1 y 2.

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Fig. 14 – Carga axial de la Columna A1 versus la relación de deriva vertical entre pisos: Ensayo 3. El marcador con forma de diamante indica el inicio de la falla axial.

RESUMEN Y CONCLUSIONES

Se llevaron a cabo ensayos de simulación de un terremoto sobre un pórtico de concreto reforzado plano, con tres luces a escala uno-tres, con columnas de refuerzo transversal con gran espaciamiento. El objetivo fue comprender mejor el colapso dinámico de los edificios de diseño antiguo construidos en zonas de alta sismicidad de los EE.UU. antes de la adopción de los códigos de construcción modernos. El pórtico de prue-ba se sometió a tres sismos de larga duración y alta intensidad simulados, alcanzando relaciones de deriva entre pisos supe-riores a 0.05, antes de que las fallas por cortante y axial de las columnas pobremente confinadas conllevaran al colapso parcial del pórtico estructural. Se hicieron las siguientes obser-vaciones:

La relación de amortiguamiento del pórtico intacto fue de aproximadamente 2% del amortiguamiento crítico.

Las columnas pobremente confinadas del primer piso fluye-ron a flexión, luego desarrollaron fallas por cortante y subse-cuentemente desarrollaron fallas axiales. Este comportamiento llamado comportamiento crítico flexión-cortante se predijo por medio de modelos empíricos, derivados a partir de ensayos sobre columnas aisladas.

El comportamiento a cortante y axial de las columnas, inclu-yendo la degradación de la resistencia, fue afectado tanto por las grandes desviaciones de deformación lateral como por los ciclos a deformaciones más bajas. En un caso, la fatiga de los ciclos bajos ocasionó el colapso de las columnas a derivas significativamente menores que las anticipadas. Los modelos y estándares actuales para estimar la falla por cortante y axial en columnas no toman en cuenta la fatiga de los ciclos bajos y pueden no ser conservadores, particularmente para columnas sometidas a movimientos sísmicos de larga duración. Los mo-delos para degradación de resistencia a cortante de columnas de concreto reforzado deberían tener en cuenta tanto la defor-mación como el daño ocasionado por los ciclos.

Los ensayos de mesa vibratoria – y los ensayos anteriores de componentes de pórtico aislados – indican que la degrada-ción de la resistencia a cortante es función de las rotaciones del elemento debidas a las deformaciones locales por flexión. En un pórtico de varios pisos, la relación de deriva puede ser un indicador pobre de la rotación de los extremos de los elementos, ya que la acción de pórtico provoca diferentes res-tricciones de esos extremos en todo el pórtico. Se deberían desarrollar modelos de falla por cortante basados en la rota-ción de los extremos de los elementos, y no en la relación de deriva, para evaluar la probabilidad de falla en pórticos de varios pisos.

La acción de pórtico estructural adyacente a las columnas que fallan permitió la redistribución vertical y lateral de fuerzas que retrasó o hizo más lento el colapso estructural. Además, la velocidad de descenso vertical fue disminuida sustancial-mente por el aplastamiento del material en la región de falla. Estos efectos se combinaron para hacer más lento el colapso y dieron como resultado un factor de amplificación dinámica vertical mucho más bajo que el valor recomendado por las guías actuales para análisis de colapso.

AGRADECIMIENTOS

Este trabajo fue financiado parcialmente por el Centro de Investigación en Ingeniería Sísmica del Pacífico (Pacific Ear-thquake Engineering Research Center, PEER) a través del Pro-grama para los Centros de Investigación en Ingeniería Sísmi-ca de la Fundación Nacional de Ciencias (National Science Foundation, NSF) bajo las adjudicaciones No. EEC-9701568 y 0618804. Las opiniones, hallazgos o recomendaciones ex-presadas en este artículo pertenecen a los autores y no ne-cesariamente reflejan los de la NSF. Los ensayos se llevaron a cabo en los laboratorios de investigación de la PEER en la Universidad de Berkeley, California.


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¿Por qué fallan los anclajes adhesivos?Por Pedro Nel Quiroga Saavedra

Presidente Seccional Colombiana del Instituto Americano del Concreto, Profesor de la Escuela Colombiana de Ingeniería, Certificador del ACI Internacional, Ph.D. de la Universidad de Texas en Austin, Magister de la Universidad de los Andes e ingeniero civil de la Escuela

Colombiana de Ingeniería.

Los anclajes adhesivos se utilizan para anclar elementos estructurales y no estructurales a elementos de concreto o mampostería. También se utilizan en trabajos de reforzamiento para conectar elementos o porciones de elementos de reforzamiento a concreto existente.Sin embargo, el comportamiento de estos anclajes es supremamente sensible a factores ambientales, al tipo de resina utilizada y a la calidad de la instalación; al punto que se han reportado numerosas fallas en todo el mundo, algunas de ellas catastróficas.Una de las fallas de anclajes más conocida es la del cielorraso de uno de los túneles del “Big Dig” de Boston y que motivó la creación de la certificación ACI/CRSI (American Concrete Institute / Concrete Reinforcing Steel Institute) para instaladores de anclajes adhesivos. Los paneles del cielorraso estaban sostenidos por tornillos anclados a la parte superior de la estructura del túnel. Por deficiencias en la instalación y por el uso de un adhesivo no apropiado para las condiciones de operación, algunos anclajes fallaron más o menos a los seis años de haber sido instalados y en julio de 2006 dieron lugar a la caída de paneles sobre un automóvil produciendo la muerte de una persona y heridas al conductor (Meinheit, 2014; NTSB, 2006). Un incidente similar ocurrió en Japón, donde una parte del cielo raso del túnel Sasago colapsó en diciembre de 2012 causando la muerte a 9 personas, 25 años después de haber sido dado al servicio. Los investigadores concluyeron que hubo deficiencias en la instalación, cargas sostenidas relativamente altas y cargas no tenidas en cuenta durante el diseño (Meinheit, 2014).En este artículo se presentan algunos de los factores que inciden en la resistencia y comportamiento de anclajes adhesivos y la magnitud de dicho efecto, la mayoría de los cuales están relacionados con la instalación.

cleos que no requieren agua y aspiran el polvo generado, que pueden constituir una buena alternativa especialmente para perforaciones de gran diámetro (Eligehausen, 2006), muchos sistemas requieren agua para lubricar y enfriar la broca, lo cual puede generar disminución de la adherencia si las perfo-raciones no se limpian inmediatamente, tal como se muestra en la Figura 1, en la cual se puede ver que el esfuerzo de adhe-rencia para los diferentes sistemas de perforación así como el de anclajes fundidos en sitio. Adicionalmente cuando se usan brocas saca-núcleos que necesiten agua, se requiere un tiem-po adicional para que el concreto dentro de la perforación se seque. Por eso, en general, los taladros percutores son los preferidos para anclajes adhesivos.

18

16

14

12

10

8

6

4

2

0

Taladro de roca

Taladro percutor

Fundido en sitio

Saca-núcleos

Desplazamiento (mm)

Esfu

ezo

de a

dher

encia

(N/m

m )

0 1 2 3 4 5

2

Figura 1. Diagrama esfuerzo de adherencia vs desplazamiento para anclajes de 20 mm hechos con diferentes métodos de perforación (Wollmershauser, 2008)

Factores que afectan el comportamiento de anclajes adhesivos

Algunos de los factores que influyen en el comportamiento de anclajes adhesivos son:

• Método de perforación• Limpieza de la perforación• Humedad y temperatura del concreto• Fecha de expiración del adhesivo y mezcla de los componentes• Llenado de la perforación y vacíos en el adhesivo• Profundidad y diámetro de la perforación• Curado• Permanencia de la carga• Fisuración del concreto

A continuación se describen estos factores en detalle.

Método de perforación

Para las perforaciones se pueden usar tres métodos: taladro percutor, taladro para roca y taladro saca núcleos. La rugosi-dad del agujero depende del tipo de sistema de perforación, lo cual incide en el desempeño del anclaje, pues a mayor rugosidad mejor puede ser el desempeño del anclaje. Mien-tras que los taladros saca-núcleos producen superficies lisas, los taladros percutores producen superficies moderadamente rugosas y los taladros para roca superficies muy rugosas. Sin embargo, estos últimos pueden dar lugar a mayor consumo de adhesivo y podría dañar el concreto que rodea la perforación. Aunque recientemente se han desarrollado sistemas saca-nú-

¿Por qué fallan los anclajes adhesivos?

18

Calidad de la limpieza de la perforación

La perforación debe estar libre de polvo que impida el con-tacto directo entre el adhesivo y la superficie del concreto, para lo cual se debe usar un método de limpieza que en gene-ral, incluye el uso de un cepillo de cerdas de acero o nylon y aire a presión. Sin embargo, el número de veces y el orden en que se realice el proceso para lograr una limpieza adecuada de un sistema dado, depende lo que establezca el fabricante. El cepillo debe haber sido diseñado para este fin, debe estar en buen estado y su tamaño debe ser acorde con el diámetro de la perforación que se va limpiar.

En la Figura 2 se muestran los resultados de un estudio en que se midió la resistencia de anclajes en función del método de limpieza utilizado para un sistema de anclaje determinado. En ella, se puede ver claramente que la resistencia de un an-claje puede ser mucho menor que la resistencia esperada si la perforación no se limpia o no se limpia adecuadamente de acuerdo con las Instrucciones del Fabricante (MPII). Se aclara que la pérdida de resistencia depende del sistema de anclaje utilizado y que el método de limpieza más apropiado para un sistema de anclaje dado no es necesariamente el indicado en la gráfica; de hecho recientemente se han desarrollado sistemas que presentan pérdidas mínimas de resistencia aun cuando no se limpie la perforación.

Método de limpieza

1. 2 soplos* 2 cepillados 2 soplidos

2. 1 soplo 1 cepillado 1 soplido

3. 2 soplos

4. No limpieza

Cap

acid

ad d

e an

claj

e %

Método de limpieza

120

100

80

60

40

20

01 2 3 4

* soplos de aire a presión con compresor manual o mecánico

Figura 2. Efecto de la calidad de la limpieza de la perforación en la capacidad de anclajes. Adaptado de Eligehausen (2006)

Humedad y temperatura del concreto

El concreto dentro de la perforación debe estar limpio, a una temperatura adecuada y seco (a menos que sea una ins-talación sumergida). Concreto seco, de acuerdo con el ACI 355.4-11, es aquel concreto que tiene al menos 21 días y no ha sido expuesto al agua en los últimos 14 días. Las condicio-nes ambientales deben cumplir los requisitos establecidos en las Instrucciones Impresas del Fabricante (MPII, siglas en inglés de Manufacturer Printed Installation Instructions), pues por ejemplo muchas resinas no curan adecuadamente cuando están some-tidas a humedad o cuando la temperatura del concreto está fuera del rango aceptable. En la Figura 3 se presenta la re-sistencia relativa de varios sistemas de anclaje bajo diferentes condiciones de humedad. Se puede observar que en la mayo-ría de los casos, la resistencia del anclaje disminuye significa-tivamente cuando el concreto en la perforación está húmedo.

A B C D E F G H I J K L M N O P Q R S T

35

30

25

20

15

10

5

0

Esfu

erzo

de

adhe

renc

ia, M

Pa

SECOHÚMEDOCON AGUA

Figura 3. Efecto de la humedad de la perforación en la resistencia de anclaje. (Meinheit, 2014)

Por otro lado, la temperatura del concreto debe estar en el rango establecido por las MPII, típicamente entre -1 y 38 °C. El esfuerzo de adherencia de algunos sistemas puede disminuir con el aumento de temperatura del concreto como se ilustra en la Figura 4, para tres productos diferentes.

120

100

80

60

40

20

0

Temperatura C

Producto A

Producto B

Producto C

Esfu

ezo

de a

dher

enci

a (%

)

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120o

Figura 4. Efecto de la temperatura del concreto en la capacidad de anclajes de tres sistemas. Adaptado de Meinheit (2014)

Fecha de expiración, condiciones de almacenamiento y mezcla de los componentes del adhesivo

No se puede garantizar la calidad de adhesivos con fecha de expiración vencida, así como de adhesivos almacenados en condiciones de temperatura diferentes a las recomenda-das por los fabricantes. En consecuencia, no se deben usar adhesivos cuya fecha de expiración ha pasado o adhesivos almacenados a temperaturas muy altas o muy bajas.

En los sistemas de cartucho, los dos componentes del siste-ma se mezclan en el dispositivo de aplicación en las propor-ciones establecidas por el fabricante, por lo cual no se deben usar partes de sistemas de fabricantes diferentes (por ejemplo cartuchos de un fabricante con la boquilla de otro). Adicional-mente, cuando se utiliza un cartucho nuevo se debe desechar el adhesivo que sale inicialmente de la boquilla (unos 10 cm) hasta que se obtenga un color uniforme consistentemente (Fi-gura 5). Esto asegura que los componentes se han mezclado

19¿Por qué fallan los anclajes adhesivos?

en forma adecuada, de lo contrario, la resistencia del anclaje será sólo una fracción de la esperada, al punto que se han reportado anclajes que se puede remover manualmente

Figura 5. (a) Detalle de la boquilla mezcladora y de los dos componentes de un adhesivo. Se puede apreciar que en este caso, los componentes no se mezclan en partes iguales. (b) Arriba, adhesivo que sale inicialmente de la boquilla en el cual aún no se han mezclado bien los componentes. Abajo, adhesivo bien mezclado (Meinheit, 2014).

Entre las causas de la falla en 2006 de una pérgola de un puen-te en Atlanta, GA, (17th Street Bridge) que se muestra en la Figura 6, están el mal mezclado de los componentes, adhesivo sin curar en algunas perforaciones y grandes vacíos en el adhesivo. En la figura también se muestra el deslizamiento de uno de los pernos.

Figura 6. Pérgola de puente en Atlanta, GA (a) antes y (b) después de la falla de los anclajes adhesivos. (c) Detalle de uno de los anclajes que fallaron. Flickr:O’s World of Photos

Llenado de la perforación y vacíos en el adhesivo

La perforación se llena parcialmente de tal forma que al colocar el anclaje el espacio entre éste y las paredes de concreto quede completamente lleno de adhesivo cuando se coloque el anclaje. Sin embargo, deben evitarse burbujas en el interior del adhesivo porque es prácticamente imposible sacarlas posteriormente, par-ticularmente en posiciones sobre cabeza y los vacíos en el adhe-sivo disminuyen el área de contacto entre el anclaje o la pared y el adhesivo, afectando la resistencia del anclaje. Los anclajes se deben colocar hasta el fondo del agujero, aplicando un mo-vimiento de rotación para permitir que el adhesivo fluya y cubra completamente las roscas de tornillos o los resaltes de barras.

Figura 7. Detalle del llenado de una “perforación” sobre cabeza en un examen de certificación del ACI, en que se puede observar la cantidad de vacíos dejada por el examinado. ACI – CP-80

Diámetro y profundidad de la perforación

Debe asegurarse que el diámetro y la profundidad de la perforación sean consistentes con el diámetro del anclaje y la longitud requerida de anclaje. Agujeros de diámetro mayor al requerido no solo necesitaran más adhesivo, sino que podrían afectar negativamente la resistencia del anclaje. Agujeros muy pequeños también afectan negativamente el desempeño del anclaje pues podrían quedar zonas en que no hay adhesivo suficiente para transmitir las fuerzas del anclaje al concreto. Para desarrollar la resistencia del anclaje por adherencia se requiere una profundidad mínima, de hecho, si la perforación es muy corta la resistencia del anclaje será menor que la es-perada; por otro lado si es muy larga, habrá desperdicio de adhesivo o el anclaje podría no tener la longitud necesaria para hacer las conexiones requeridas.

Permanencia de la carga

Los adhesivos al igual que otros materiales como el concreto, presentan flujo plástico (creep) bajo cargas permanentes o soste-nidas. En algunos casos el flujo plástico puede dar lugar a la falla del anclaje como ocurrió en el túnel de Boston. Algunos adhesivos son más susceptibles que otros, por lo que debe asegurarse que el adhesivo utilizado esté formulado para cargas permanentes y el nivel de éstas. En la figura 8 se presenta un ejemplo de curvas de deformación de un polímero para diferentes porcentajes de carga sostenida (respecto a la carga máxima de corta duración que resiste el material). En este caso, si la carga sostenida es igual o mayor que 50 % de la carga máxima, el polímero sufrirá gran-des deformaciones por flujo plástico y finalmente ruptura. Sólo si la carga es menor que un 40 % no se presentará ruptura, al menos en un tiempo suficientemente largo comparado con la vida útil del proyecto (v.g. 50 años o 100 años).

Tiempo

Defo

rmac

ión

80% Pmax

50% Pmax

40% Pmax

80% Pmax

70% Pmax

Figura 8. Deformación de polímeros contra tiempo, en función de la carga aplicada como porcentaje de la carga máxima en un ensayo rápido.

20

La Figura 9 muestra resultados de un ensayo de flujo plástico en anclajes adhesivos, en la cual se puede ver el efecto de la carga sostenida en el comportamiento. Cuando se esperen cargas sostenidas de cierta magnitud sólo se permite el uso de adhesivos que cumplan los requisitos del AC 308 “The accep-tance criteria for post-installed adhesive anchors in concrete elements” en cuanto a desempeño ante cargas sostenidas se refiere. Lo anterior implica que el sistema de anclaje se debe someter a ensayos de flujo plástico a 23 °C y a temperatura elevada y cumplir ciertos requisitos para que califique, de lo contrario sólo se puede utilizar para aplicaciones en los cuales las cargas predominantes sean de corta duración como sismo o viento.

Figura 9. Resultados de ensayos de anclajes sometidos a cargas sostenidas. (Meinheit, 2014)

Curado

Los adhesivos requieren un cierto tiempo de curado, duran-te el cual no se les debe aplicar carga ni perturbarse, de lo contrario no desarrollarán la resistencia esperada. El tiempo de curado depende de la resina utilizada y de la temperatura y deben seguirse las indicaciones del fabricante al respecto.

Estado del concreto (fisuración)

La resistencia de un anclaje adhesivo depende de si el con-creto está fisurado o no y del ancho de las fisuras. En concreto con fisuras los anclajes pierden capacidad como se muestra en la Figura 10. Esto se tiene que considerar pues por ejem-plo, debería evitarse colocar anclajes cerca a los apoyos en donde posiblemente se formen rótulas plásticas en caso de sismo. Algunos sistemas de anclaje son más susceptibles que otros y pierden comparativamente mayor resistencia en concre-to fisurado, por lo cual si se prevé que los anclajes se van a colocar en concreto que se va a fisurar deben usarse sistemas certificados para ello.

Ancho fisura (mm)

0 0.2 0.4 0.6

1.2

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0

Res

iste

nca

rela

tiva

(%)

Sistema ASistema B

Figura 10. Efecto del ancho de fisura en la resistencia relativa de anclajes (concreto fisurado/concreto no fisurado) Sistema A: diseñado para concreto fisurado; Sistema B: no diseñado para concreto fisurado. Adaptado de Eligehausen (2006) y Meinheit, (2014.

CONCLUSIONES

Los anclajes adhesivos constituyen una buena alternativa para conectar elementos estructurales de diferentes materiales, siempre y cuando se utilicen los productos y técnicas adecua-dos para las condiciones específicas de uso y de carga. El no seguir estrictamente las instrucciones de los fabricantes o el uso de adhesivos no apropiados para unas condiciones dadas puede dar lugar a resistencias mucho menores que las espera-das y en algunos casos a fallas catastróficas. Por ello, el ACI junto con el CRSI desarrollaron un programa de certificación para Instaladores de Anclajes Adhesivos, el cual tiene como propósito asegurar que los instaladores tienen un conocimiento adecuado de todas las variables que afectan la capacidad de anclajes adhesivos, entienden los procedimientos establecidos por los fabricantes y los saben ejecutar en forma apropiada.

REFERENCIAS

Meinheit, D. Memorias del curso de diseño de anclajes adhesivos. Seccional Colombiana del ACI, agosto de 2014.

National Transportation Safety Board (NTSB). Ceiling Collapse in the Interstate 90 Connector Tunnel, Boston Massachusetts, July 10, 2006.

Eligehausen, R., Mallée, R. y Silva, J. Anchorage in concrete con-struction. Ernst & Sohn – A Wiley Company. 2006.

American Concrete Institute (ACI). Installer Workbook Publication CP-80. ACI-CRSI Certification Adhesive Anchor Installer

Wollmershauser, R. & Mattis, L. Adhesive Anchor Installation and Inspection- Undestarding the requirements to ensure proper perfor-mance. Concrete International. December 2006.

21

El curado interno en la producción real de concreto premezclado y sus aplica-ciones: un enfoque práctico al concreto

modificado con agregado livianopor V.H. Villarreal

Traducción autorizada por el American Concrete Institute del artículo “Internal Curing – Real World Ready Mix Production and Applications: A Practical Approach to Lightweight Modified Concrete” publicado en la revista Concrete International de Fecha.

Traducción de Lina María Méndez.

Sinopsis: Muchos investigadores han estudiado los beneficios del empleo de agregado liviano (AL) para reemplazar una porción de los agregados de peso normal en mezclas de concreto. El propósito principal de esta sustitución ha sido proveer una fuente de humedad para el curado interno, que promueva una hidratación más completa de los materiales cemen-tantes. El paso crucial en el ciclo de producción de concreto premezclado es un ajuste de la humedad inicial adecuada del AL. Una vez el AL se ha saturado de manera satisfactoria, la posibilidad de problemas en campo es insignificante. Cual-quier atajo en este procedimiento fundamental puede ocasionar la falla del concepto y un rechazo por parte del contratista de concreto para adoptar esta tecnología. Los problemas pueden ir desde inconvenientes con el rendimiento volumétrico hasta la pérdida de asentamiento, segregación, dificultades en el proceso de acabado o en el bombeo. La liberación lenta de humedad desde el agregado liviano hacia la matriz de concreto ha dado como resultado la mitigación o elimi-nación de las fisuras por retracción plástica y de secado, así como la limitación de los efectos de la autodesecación. También son evidentes el mejoramiento en la manejabilidad y en la consolidación debido a una mejor gradación total, gracias al uso de un agregado intermedio; los contratistas han reportado que esto reduce el tiempo total de colocación.

Palabras clave: curado interno, agregado liviano, ajuste de humedad.

El miembro del ACI Víctor H. Villarreal es Gerente de control de calidad y servicios técnicos para TXI Operations, LP, North Texas ReadyMix. Recibió su BS en ingeniería civil de la Universidad Autónoma de Nuevo León, Monterrey, México, y un MBA de la Universidad del Norte de Texas, Denton. Es ingeniero profesional con licencia en México, Vicepresidente del ACI Capítulo Texas Nororiental y miembro de los Comités de la Asociación Nacional para la Investigación, Ingeniería y Normas en Concreto Premezclado y P2P.

INTRODUCCIÓN

En un artículo titulado “Mejores pavimentos gracias a la hi-dratación interna” publicado en Concrete International de fe-brero 2007 por Villarreal y Cocker, presentamos los éxitos del uso de agregado liviano estructural (AL) en el área del norte de Texas. En el verano de 2007, se produjeron de manera exito-sa más de 1.5 millones de metros cúbicos (2 millones de yar-das cúbicas) de concreto. Pero ningún logro importante llega sin retos. A continuación se discuten algunos de los problemas afrontados en el ciclo diario de producción.

Como lo presentaron previamente Villarreal y Crocker, se encontró que la cantidad de AL que mejor funciona en cam-

po es un reemplazo de 0.19 m3/m3 (5.0 pie3/yd3) de los agregados de peso normal por agregados livianos. Todos los concretos discutidos en este artículo usan esta sustitución.

ANTECEDENTES

Los beneficios de usar AL para reemplazar una porción de los agregados de peso normal en mezclas de concreto han sido estudiados por muchos investigadores. El propósito principal de esta sustitución ha sido proveer una fuente de humedad para el curado interno que promueva una hidrata-ción más completa de los materiales cementantes. Debido a la baja permeabilidad inherente de la matriz, el curado inter-no es especialmente benéfico en el concreto con una baja relación agua – material cementante (a/mc), en la que el cu-rado externo tiene muy poco efecto sobre la hidratación de la porción interna del concreto. Si la relación a/mc está por debajo de aproximadamente 0.36, la mezcla puede además autodesecarse, debido a que la cantidad de agua incluida en ella no es suficiente para hidratar completamente el material cementante.

El agregado liviano estructural saturado previamente, contiene normalmente entre un 5% y un 25% de agua por peso. Esta agua

El curado interno en la producción real de concreto premezclado y sus aplicaciones: un enfoque práctico al concreto modificado con agregado liviano

22

es liberada desde los poros del agregado liviano a medida que el concreto se cura, y reemplaza la porción del agua original de mezclado que es consumida por el proceso de hidratación.1-5 Como lo reportó Hammer, “La eficiencia del AL como agente interno de curado depende principalmente de tres factores: 1) la cantidad de agua en el AL, 2) el factor de espaciamiento de partícula del AL y 3) la estructura de poros del AL.”6

EL CURADO INTERNO EN LA PRÁCTICA

En TXI Ready Mix Concrete en Dallas, TX, hemos incorpo-rado por varios años de manera exitosa, un AL de tamaño intermedio en las mezclas de concreto. El agregado usado es un agregado liviano de pizarra expandido, de tamaño 9.5 a 2.00 mm (3/8 pulg. a No. 8), que cumple con todos los

requerimientos del ASTM C 330. La densidad bruta aproxima-da del agregado liviano previamente saturado es de 960 kg/m3 (60 lb/pie3). La absorción aproximada del AL es del 20%. Reemplazamos una porción tanto del agregado grueso como del agregado fino. Este tamaño de agregado no sólo mejora la hidratación del material cementante, sino también comple-menta la gradación total del agregado en el concreto. Con base en los resultados obtenidos en campo, la cantidad de AL que escogimos parece proveer una humedad adecuada para el curado interno del concreto. El concreto ha mostrado una reducción de la retracción debida al mejoramiento del curado y se ha encontrado una fisuración mínima por retracción. En el Norte de Texas, la mayor parte del concreto modificado con agregado liviano se usa en pavimentos, estando en un muy cercano segundo lugar las losas postensadas residenciales.

Material Especificación Mezcla de referencia Mezcla

Cemento ASTM 150, Tipo I/II 268 kg/m3 (451 lb/yd3) 268 kg/m3 (451 lb/yd3)

Ceniza volante ASTM C 618, Clase C 67 kg/m3 (113 lb/yd3) 67 kg/m3 (113 lb/yd3)

Agragado grueso ASTM C 33, No. 57, caliza triturada 1092 kg/m3 (1840 lb/yd3) 914 kg/m3 (1540 lb/yd3)

Agregado liviano intermedio ASTM C 330, 9.5 a 2.36mm (3.8 pulg. a No. 8 0 kg/m3 (0 lb/yd3) 178 kg/m3 (300 lb/yd3)

Agrgado fino ASTM C 33, arena natural 772 kg/m3 (1031 lb/yd3) 1099 kg/m3 (652 lb/yd3)

Agua ASTM C 94 144 kg/m3 (242 lb/yd3) 144 kg/m3 (242 lb/yd3)

Aditivo reductor de agua ASTM C 494, Tipo A 260 mL/100 kg (4 oz fl/100 lb) 260 mL/100 kg (4 oz fl/100 lb)

Aditivo incorporador de aire ASTM C 260 La cantidad requerida La cantidad requerida

Contenido de aire 3.0 a 6.0 % - -

Asentamiento 50 ± 25 mm (2 ± 1 pulg.) - -

f'c 31 MPa (4500 psi) - -

Tabla 1 – Proporciones de la mezcla y propiedades de los concretos de referencia modificados con agregado liviano (AL)

Tamaños de tamices

25

20

15

10

5

0 No. 200

No. 100

No. 50

No. 30

No. 16

No. 8

No. 4

1/2”

3/8”

3/4’

1 pulg.

1 1/2 pulg.

2 pulg.

% R

eten

ido

Figura 1 – Gradación del agregado para la mezcla de referencia mostrada, con los límites normales de retenido de 8 a 18%

Cuando implementamos este nuevo concepto en la produc-ción real de concreto premezclado, procuramos hacerlo de la manera más sencilla posible, de modo que el personal de producción se pudiera adaptar de manera fácil. El agrega-do de peso liviano reemplazó aproximadamente 180 kg/m3 (300 lb/yd3) del agregado grueso y 120 kg/m3 (200 lb/yd3) del agregado fino. Después de que se dosificó el concre-to, se midió el rendimiento volumétrico real y se ajustaron las proporciones de la mezcla para producir un volumen total de

1m3/m3 (27 pie3/yd3). Las proporciones típicas de la mezcla tanto para la mezcla original como para la mezcla modifica-da se muestran en la Tabla 1. Las gradaciones individuales del agregado se muestran en la Tabla 2. Las gradaciones del agregado combinado para la mezcla original y para la modi-ficada se muestran en las Fig. 1 y 2, respectivamente. Como se muestra en la Fig. 2, la adición del agregado liviano de ta-maño intermedio mejora la gradación general del agregado, como lo discutió el Comité ACI 302.7

Tamaños de tamices

25

20

15

10

5

0 No. 200

No. 100

No. 50

No. 30

No. 16

No. 8

No. 4

1/2”

3/8”

3/4’

1 pulg.

1 1/2 pulg.

2 pulg.

% R

eten

ido

Figura 2 – Gradación del agregado para la mezcla modificada mostrada, con los límites normales de retenido de 8 a 18%

23El curado interno en la producción real de concreto premezclado y sus aplicaciones: un enfoque práctico al concreto modificado con agregado liviano

La resistencia a compresión promedio de estas mezclas se incrementó significativamente. Los reportes de fisuras que se presentan usualmente, causadas ya sea por retracción plástica o de secado han sido mínimos.

Piedra triturada Agregado liviano Arena liviana

Tamaño 25.0 a 4.75 mm (1 pulg. a No. 4 9.5 a 2.36 mm (3.8 pulg. a No. 8) 4.75 a 0 (No. 4 a 0)

Porcentaje de la mezcla en volumen 49.0 % 16.0 % 35.0 %

Porcentaje que pasa:37.5 mm (1-/2 pulg.)25.0 mm (1 pulg.)19.0 mm (3/4 pulg.)12.5 mm 1/2 pulg.)9.5 mm (3.8 pulg.)4.75 mm (No. 4)2.36 mm (No. 8)1.18 mm (No. 16)600 µm (No. 30)300 µm (No. 50)150 µm (No. 100)75 µm (No. 200)

100 98.4 74.8 42.2 19.4 5.4 1.2 0 0 00 0

100 100 100 100 98.3 39.9 7.9 3.2 0 00 0

100 100 100100100 96.6 88.3 77.1 57.7 16 1.3 0.2

Módulo de finura 6.99 5.51 2.63

Tabla 2 – Gradaciones de agregado

INCORPORANDO LA TECNOLOGÍA DENTRO DE LA PRODUCCIÓN: IMPLEMENTACIÓN Y RETOS

Ajuste de humedad del agregado livianoEste es el paso más crítico para la implementación exitosa

de esta tecnología dentro de la rutina diaria. El sistema de ajuste de humedad debe ser capaz de saturar completa y uni-formemente el AL en toda la pila de almacenamiento. Cuando el AL está saturado apropiadamente, la bombeabilidad del concreto permanece intacta.

Si el sistema no consigue cubrir la pila completa de agrega-do, o si se intenta usar el AL en un estado semiseco o seco, se obtendrán como resultado humedades y pesos unitarios dife-renciales que ocasionarán múltiples problemas e inconvenien-tes, como los discutidos a continuación.

En la práctica real, se ha encontrado que el sistema de as-persores de agua es el que mejor funciona para humedecer el AL. El efecto de pabilo de los capilares del agregado permite una saturación más uniforme y rápida, si se compara con la inmersión de los agregados. Las pilas de agregado se deben revolver para obtener una humedad homogénea en el agre-gado justo antes de iniciar el ciclo de producción. Se debe medir el peso unitario suelto del AL en kg por metro cúbico, de acuerdo con los procedimientos del ASTM C 29 (densidad bruta suelta).

Se debe tener precaución adicional cuando las pilas de AL se ubican sobre el terreno natural. El agua de los aspersores puede saturar el suelo y crear un problema de lodos; las rue-das del cargador recogerán este lodo, que a su vez puede contaminar las pilas de agregado. El agregado contaminado se debe desechar.

Dosificación del concretoCon base en el peso unitario suelto obtenido y en la canti-

dad de AL requerida para las proporciones de la mezcla de concreto, se calcula la cantidad necesaria para cada proceso

de mezcla en kilogramos por metro cúbico. Esta es la cantidad a ser usada por el operario de la planta.

No existe un método práctico rápido para calcular con pre-cisión la cantidad de humedad libre en el AL. Se debe tener cuidado de evitar dosificar el concreto con una cantidad ex-cesiva de agua. Con base en el peso unitario suelto medido del AL, se puede construir una tabla que sirva de guía para el personal de producción a la hora de estimar el contenido de agua requerido para cada proceso de mezcla. Esto sólo se puede lograr con la experiencia y el tiempo.

Una vez el concreto se ha dosificado y mezclado apropia-damente, se deben medir sus propiedades físicas. Se debe medir el asentamiento cada vez que se añada agua adicional. Se deben medir el peso unitario y el rendimiento volumétrico, y luego hacer los ajustes necesarios en este último. Se recomien-da que el peso unitario suelto se mida aproximadamente cada 75 m3 (100 yd3) o cuando sea necesario, a medida que las condiciones climáticas varíen.

Un sistema de aspersores eficiente que remoje continuamen-te los agregados durante el día puede evitar la necesidad de hacer ensayos excesivos ya que la humedad del agregado permanece casi constante. También se recomienda la cons-trucción de un sistema que permita la recolección del agua que escurre de los agregados. El reciclaje de esta agua por los aspersores puede evitar el desperdicio y la escorrentía ex-cesiva de agua.

PROBLEMAS EN EL CAMPO: ÉXITOS Y RETOS

La apariencia visual general del concreto modificado con agregado liviano mejora gracias a la nueva y más completa gradación del agregado. A medida que el agregado grueso más grande se reduce y es reemplazado por un AL más peque-ño, el concreto visualmente parece tener una mejor consisten-cia, lo cual es muy conveniente para los encargados de darle el acabado.

24

Cuando el AL tiene un ajuste de humedad apropiado, la mezcla de concreto es fácil de bombear y cuenta con una ma-yor manejabilidad, que la hace más fácil y rápida de colocar. Los reservorios de humedad dentro del AL están llenos y listos para suplir la demanda de agua para el curado interno del concreto. Esta fuente interna de humedad está disponible para el concreto, en estado plástico, para reducir la fisuración por retracción plástica y mejorar las operaciones de acabado, y en estado endurecido, para reducir la retracción por secado y promover una hidratación más completa de los materiales cementantes de la mezcla de concreto.

Los nuevos usuarios, así como los existentes, reportan cons-tantemente la reducción o la presencia insignificante de cual-quier tipo de fisuración en los elementos de concreto modifica-do con agregado liviano.

Por otra parte, el inadecuado ajuste de la humedad del AL o la falta de él, puede conllevar numerosos aspectos negativos en el campo, que pueden rápidamente hacer desistir a los contratistas del uso de esta tecnología. Por esto, es de princi-pal importancia para su éxito tomar las medidas adicionales necesarias para evitar estos problemas e impedir el desarrollo de una imagen negativa que puede ser muy difícil de cambiar.

• Rendimiento volumétrico: Cuando el AL está seco o no está saturado adecuadamente, el concreto tendrá un rendimiento volumétrico por encima de lo normal, ya que la cantidad real de AL dosificada será mayor que la requerida. La falta de un ajuste de humedad adecuado se puede volver muy intensa en términos de control de calidad, ya que el peso unitario suelto del AL debe ser monitoreado constantemente y se deben hacer los ajustes del rendimiento volumétrico.

• Pérdida de asentamiento: El agregado seco o inadecua-damente saturado absorberá lentamente el agua del concre-to. En la planta, el concreto mostrará un asentamiento que parece aceptable, pero el concreto llegará a la obra con un asentamiento significativamente más bajo que el observado en planta. Tratar de predecir la pérdida de asentamiento debida a la absorción del AL es muy difícil; este es un problema que se puede evitar fácilmente.

• Separación del agregado dentro del camión mezclador: Aunque este problema es poco frecuente, se ha reportado en un par de casos. Nosotros creemos que cuando el agregado está seco, su densidad más baja lo hará flotar y se quedará atrás en la mezcladora. La última porción de concreto en salir del camión mezclador tendrá una cantidad de AL mayor que la diseñada, lo que resultará en una combinación de todos los problemas enunciados en este artículo.

• Bombeabilidad: Así como en cualquier mezcla de concre-to que contiene AL, cuando el agregado no está bien satura-do y el concreto es sometido a la alta presión de la bomba, el agua será empujada dentro de los poros del agregado, dando como resultado una pérdida severa del asentamiento e incluso el bloqueo de las líneas de bombeo. Se recomienda usar tuberías con un diámetro mínimo de 127 mm (5 pulg).

• Segregación inversa: Debido a la baja densidad inherente al AL cuando está seco, el agregado flotará hacia la superficie del concreto, dando como resultado una segregación inversa. Este problema es más predominante a medida que se incre-menta el asentamiento del concreto. En estado endurecido, la

alta concentración de AL en la superficie tenderá a promover el desmoronamiento durante las operaciones de corte.

• Acabado: Una vez se ha colocado el concreto, el AL seco continuará absorbiendo agua, lo que ocasionará un endure-cimiento temprano del concreto, lo que dará la apariencia de que el concreto está listo para las operaciones de acabado y esto a su vez conllevará a los problemas comunes asociados con un acabado prematuro. Además la cantidad de agua de exudación será reducida o inexistente, lo que puede ocasio-nar la deshidratación de la superficie, fisuración por retracción plástica y que en general la superficie no sea la adecuada para las operaciones de acabado.

Otro problema de campo, aunque no relacionado con el estado de saturación del AL, está relacionado con su baja densidad. Debido al peso unitario más bajo de lo normal pro-pio del concreto modificado con agregado liviano, algunos contratistas y técnicos de laboratorio lo han asociado con un rendimiento volumétrico por debajo de lo normal. Si bien este problema parecería muy simple para la comunidad técnica, la percepción del cliente es muy importante para el éxito en la adopción de esta tecnología. Es fundamental educar a aque-llos que no están familiarizados con el concreto modificado con agregados livianos sobre sus propiedades físicas.

DATOS IMPORTANTES DEL PROYECTO

Departamento de transporte de Texas Proyecto: TxDOTN H2004(524), Autopista 183 y Autopista 161

Contratista: J.D. Abrams Febrero de 2007, se colocaron aproximadamente

1530 m3 (2000 yd3) del pavimento de concreto de la línea principal.

El método usado fue pavimento de formaleta deslizante. Resistencia de diseño 3.83 MPa (555 psi) de flexión

a 7 días, ASTM C78. La resistencia a flexión promedio a 3 días fue de

3.72 MPa (540 psi), la resistencia promedio a 7 días fue de 4.48 MPa (650 psi).

ResidencialEn el norte de Texas, debido a la naturaleza expansiva del

suelo, las cimentaciones residenciales se diseñan como losas flotantes postensadas. Estas losas de cimentación no tienen ningún tipo de juntas, por lo que se espera que ocurra algún nivel de fisuración. La resistencia típica a compresión es de 20.7 MPa (3000 psi) a 28 días.

Desafortunadamente, la mayor parte de la obra de concreto en los proyectos residenciales no se supervisa, y normalmente se abusa del concreto con grandes cantidades de agua. Por medio de los beneficios del curado interno, hemos diseñado una “Mezcla residencial de alto desempeño” que es muy ma-nejable y fácil de colocar, usualmente colocada con un asen-tamiento de 150 a 180 mm (6 a 7 pulg.)

En las últimos años, se han usado más de 375,000 m3 (500,000 yd3) de este concreto residencial mejorado. Los contratistas reportan que este concreto presenta mucha menos fisuración de la esperada. El concreto está diseñado con una combinación de cemento Tipo I/II y ceniza volante, tanto cla-


se C y F. La eficiencia del cementante en la mezcla está usual-mente en un rango de 140 a 170 KPa/kg (9 a 11 psi/lb).

Concreto con altos volúmenes de ceniza volanteEn 2002, un proyecto local solicitó mezclas de concreto con

unas relaciones de reemplazo de ceniza volante del orden de 51%. Nosotros empezamos a ensayar relaciones de reempla-zo de 51% y 65%. La meta de los ensayos era determinar la manejabilidad, la facilidad en las operaciones de acabado, la bombeabilidad, el desarrollo de resistencia y las características del fraguado.

Figura 3 – Evaluación en laboratorio del concreto con alto volumen de ceniza volante

Llevamos a cabo mezclas de prueba en condiciones de la-boratorio, se evaluaron mezclas con resistencias de diseño de 21 MPa (3000 psi), 28 MPa (4000 psi) y 35 MPa (5000 psi) y contenidos de cementante de 310 kg/m3 (517 lb/yd3), 360 kg/m3 (611 lb/yd3) y 420 kg/m3 (705 lb/yd3), respec-tivamente. El tamaño de la mezcla fue de 42 litros (1.5 pie3). Las relaciones de reemplazo fueron de 51% y 65% de ceniza volante por peso, las mezclas no tuvieron aire incorporado. Todas las mezclas incluyeron como componente 0.19 m3 suel-to/m3 (5.0 pie3 suelto/yd3) de AL de tamaño 9.5 a 2.00 mm (3/8 pulg. a No. 8). El desarrollo de resistencia en el labora-torio (Figura 3) excedió de lejos lo que esperábamos.

El paso lógico siguiente era pasar a mezclas de tamaño real, para evaluar no sólo el desarrollo de resistencia, sino también las propiedades en estado plástico del concreto. En esta ins-tancia sólo se evaluaron las mezclas de 28 MPa (4000 psi) con un reemplazo del 51%. Llevamos a cabo varios cargues de 7.5 m3 (10 yd3); Dalcan Inc. (un contratista importante en DFW) colocó y dio acabado al concreto. Las metas de mane-jabilidad, facilidad de colocación y tiempo de fraguado se lograron satisfactoriamente. Los beneficios del empleo de un agente de curado con respecto al curado con agua no pare-cieron importantes. Ambos métodos produjeron superficies aca-badas similares. Una vez llegaron los resultados de resistencia iniciales supimos que la resistencia a 28 días excedería f 'c, ya que la resistencia a 3 días fue superior al 60% de f 'c y las resistencias a 7 días fueron superiores al 95% de f 'c, como lo muestra la Figura 4.

La incorporación de aire no fue un problema, ya que los niveles normales de aire incorporado (3.0% a 6.0%) se logra-

ron fácilmente. El equipo de concreto estableció que las ca-racterísticas del concreto fresco fueron similares al concreto de todos los días. Posteriormente se realizó una prueba de bombeo por parte de Brundage-Bone para verificar la bombeabilidad. El concreto no presentó ningún inconveniente para ser bombeado.

Figura 4 –Resistencia a compresión para concreto con alto volumen de ceniza volante en el campo

En octubre 16 de 2002, construimos una cimentación para un edificio portátil conformada por 90 m3 (120 yd3) de con-creto de 35 MPa (5000psi) con aire incorporado. La mezcla contenía un 51% de ceniza volante, el contenido total de ce-mentante fue de 390 kg/m3 (658 lb/yd3). La mezcla contenía 0.19 m3/m3 (5.0 pie3/yd3) sueltos de AL de tamaño 9.5 a 2.00 mm (3/8 pulg. a No. 8). La temperatura del aire fue 22 °C (71 °F), la temperatura del concreto fue 28 °C (83 °F), y el concreto tuvo un asentamiento de 184 mm (7 ¼ pulg.) y un contenido de aire de 4.4%. El edificio portátil se instaló sobre la losa dos días después. Como se muestra en la Figura 5, la resistencia a 3 días fue de 19.2 MPa (2780 psi) y la resistencia a compresión a los 7 días fue de 30.8 MPa (4460 psi). No se realizaron ensayos de resistencia de compresión adicionales.

Figura 5 – Resistencia a compresión para concreto con alto volumen de ceniza volante en el campo

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Edad de secado al aire (en días) después de 7 días de curado en húmedo

-0.010-0.020

-7 0 7 14 21 28

-0.024 -0.026

Objetivo máx.6373

Ret

racc

ión

/ Exp

ansi

ón (%

)

0.1

-0.1

0.08

-0.08

0.06

-0.06

0.04

0.02

0.004

-0.02

-0.04

Figura 6 – Retracción de secado ASTM C157 de concreto con alto volumen de ceniza volante

En 2007, junto con la Autoridad de Tránsito Rápido del Área de Dallas (DART, por sus siglas en inglés), habíamos iniciado

un diálogo para producir concreto de alto volumen de ceniza volante para ser usado en aplicaciones de “concreto masivo”. Hemos desarrollado mezclas con una relación de reemplazo de ceniza volante Clase F del 50% por peso, con el fin de reducir el calor de hidratación interno de la estructura y por lo tanto reducir el potencial de fisuración.

Las mezclas de concreto con niveles altos de reemplazo de puzolanas tienen un gran potencial de autodesecación y retrac-ción autógena. Por medio del uso de AL y sus beneficios de curado interno, se espera producir una mezcla que tenga una hidratación más eficiente de sus componentes cementantes y un nivel aceptable de retracción. En Dallas llevamos a cabo unos ensayos piloto de la mezcla. Las propiedades físicas del con-creto se ensayaron en un laboratorio independiente. Para las proporciones de la mezcla, los resultados de resistencia a com-presión y las propiedades en estado plástico, véase la Tabla 3.

Material Especificación Modificado con AL Ensayo de Houston

Cemento ASTM 150, Tipo I/II 167 kg/m3 (282 lb/yd3)

Ceniza volante ASTM C 618, Clase C 167 kg/m3 (282 lb/yd3)

Agregado grueso ASTM C 33, No. 57, CL 914 kg/m3 (1540 lb/yd3)

Agregado intermedio ASTM C 330, LWT 3/8 - No. 8 178 kg/m3 (300 lb/yd3)

Agregado fino ASTM C 33, arena natural 683 kg/m3 (1151 lb/yd3)

Agua ASTM C 94 148 kg/m3 (250 lb/yd3)

Reductor de agua ASTM C 494, Tipo A 390 mL/100 kg (6.0 oz fl/100 lb)

Reductor de agua de alto poder ASTM C 494, Tipo F 390 mL/100 kg (6.0 oz fl/100 lb)

Contenido de aire 1.0 a 2.0 % 1.4 % 1.9 %

Asentamiento 150 +/- 2.0 pulg.) 235 mm (9.25") 216 mm (8.5")

f'c 28 MPa (4000 psi)

Resistencia a compresión

1 día 4.4 MPa (630 psi)

7 días 28.3 MPa (4110 psi)

28 días 46.6 MPa (6760 psi)

Retracción de secado a 28 días

ASTM C 157 ---- 0.026 %

Tabla 3 – Proporciones de la mezcla para el ensayo de concreto de alto volumen de ceniza volante por parte de la Autoridad de Tránsito Rápido del Área de Dallas

Steve Kaiser de TXI South Texas Ready Mix llevó a cabo un ensayo similar en la mezcla de concreto, pero también realizó un ensayo de retracción de secado de acuerdo con el ASTM C 157, y midió el incrementó de temperatura adiabática de la mezcla con un sofisticado equipo de calorimetría que permite hacer una simulación de la estructura real de concreto que se va a construir, los resultados muestran un aumento esperado de la temperatura interna que depende de las condiciones climáti-cas reales en el campo y de la geometría de la estructura. Los resultados de los ensayos obtenidos para resistencia a com-presión muestran que el concreto logra un nivel deseable de desarrollo de resistencia. La retracción por secado obtenida a 28 días es de 0.026% (ver Tabla 3 y Figura 5).

Como lo reportó Holm, “El efecto del “curado interno” mejo-ra si se introduce una puzolana (ceniza volante o la fracción fina adecuada del agregado liviano) en la mezcla. Es bien sabido que la reacción puzolánica de un material de alumino-silicato finamente molido con el hidróxido de calcio liberado a medida que se hidrata el cemento depende de la disponibi-lidad de agua.”8

APLICACIONES FUTURAS

Las aplicaciones de campo futuras son infinitas; un objetivo personal es usar esta tecnología en losas de piso estructurales postensadas. Estas losas estructurales están diseñadas sin juntas de control. Los beneficios del curado interno en esta aplicación representan un gran potencial para una implementación exitosa.


CONCLUSIONES

En la zona del norte de Texas, más de 1.5 millones de m3 (2 millones de yd3) de concreto se han beneficiado del desem-peño mejorado del concreto gracias al uso de la tecnología de curado interno, siendo la mayor parte de éste, concreto de bajo asentamiento y losas residenciales postensadas.

Con base en el acuerdo unánime de nuestro Departamento de Servicios Técnicos, el adecuado ajuste de humedad inicial del AL es el paso más crucial en el ciclo de producción de con-creto premezclado. Una vez el AL ha sido saturado satisfacto-riamente, el potencial de problemas en campo es insignifican-te. Cualquier atajo en este procedimiento fundamental puede resultar en la falla del concepto y en el rechazo por parte del contratista de concreto para adoptar esta tecnología. Como se discutió anteriormente, los problemas pueden ir desde incon-venientes con el rendimiento volumétrico, hasta la pérdida de asentamiento, segregación, dificultad en las operaciones de acabado y la bombeabilidad.

Las condiciones reales de campo han demostrado la hidra-tación mejorada de los materiales cementantes. Esta mejoría se puede cuantificar, como lo demuestra el incremento en la resistencia a compresión promedio de alrededor de 7 MPa (1000 psi) mostrado en este artículo.

La liberación lenta de humedad desde el agregado liviano hacia la matriz de concreto ha dado como resultado la mitiga-ción o eliminación de la fisuración por retracción plástica y de secado, a la vez que limita los efectos de la autodesecación. También fue evidente una mejor manejabilidad y una mejor consolidación gracias a la mejor gradación total lograda al usar un agregado intermedio, ya que los contratistas reporta-ron que se redujo el tiempo total de colocación.

AGRADECIMIENTOS

Agradezco especialmente a T.A. Holm, FACI, con el Instituto de la Pizarra Expandida, Arcilla & Esquisto por presentarme la “Tecnología de Curado Interno”, y a Dale Bentz por animarme a escribir este artículo. También agradezco a los siguientes personas por sus contribuciones a este documento: J. L. Hol-mes, B. Bach, G. Meyer, F. Alonzo y T. Martinez, todos los miembros del Departamento de Servicios Técnicos de TXI Nor-th Texas Ready Mix en Dallas, Texas; S. Kaiser de TXI South Texas Ready Mix en Houston, Texas; J. Sinclair de TXI Expan-ded Shale & Clay Group en Dallas, Texas.

REFERENCIAS

1. Holm, T.A., and Ries, J.P., “Lightweight Concrete and Aggrega-tes,” Significance of Tests and Properties of Concrete and Concrete-Making Materials (STP 169D), J. Lamond and J. Pielert, eds., ASTM International, WestConshohocken, PA, 2006, pp. 548-560.

2. Bentz, D.P., and Snyder, K.A., “Protected Paste Volume in Con-crete: Extension to Internal Curing usingSaturated Lightweight Fine Aggregate,” Cement and Concrete Research, V. 29, No. 11, Nov. 1999, pp. 1863-1867.

3. Bentz, D.P.; Geiker, M.; and Jensen, O.M., “On the Mitigation of Early Age Cracking,” International Seminar onSelf Desiccation III, B. Persson and G. Fagerlund, eds., Lund, Sweden, June 2002.

4. Jensen, O.M., and Hansen P.F., “Water-Entrained Cement-Based Materials: I. Principals and Theoretical

Background,” Cement and Concrete Research, V. 31, No. 4, Apr. 2001, pp. 647-654.

5. Mather, B., “Self Curing Concrete, Why Not?” Concrete Interna-tional, V. 23, No. 1, Jan. 2001, pp. 46-47.

6. Hammer, T.A.; Bjontegaard O.; and Sellevold, E.J., “Internal Curing—Role of Absorbed Water in Aggregates,” High-Performance Structural Lightweight Concrete (SP-218), J.P. Ries and T.A. Holm, eds., American ConcreteInstitute, Farmington Hills, MI, 2004, pp. 131-142.

7. ACI Committee 302, “Guide for Concrete Floor and Slab Cons-truction (ACI 302.1R-04)”, American ConcreteInstitute, Farmington Hills, MI, 1999, 77pp.

8. Holm, T.A., “Physical Properties of High Strength Lightweight Aggregate Concrete,” Second International Congress on Lightweight Aggregate Concrete, London, UK, Apr. 1980, pp. 187-204.

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El baúl de los recuerdosColaboración del Ingeniero Jairo Uribe Escamilla

En esta la Revista Técnica N° 28 de la Seccional Colombiana del ACI, presentamos un facsímil del formato con el cual el ilustre ingeniero Antonio María Gómez (Q.E.P.D.), entonces profesor de la Universidad Nacional de Colombia y de la Escuela Colom-biana de Ingeniería, solicita su afiliación como miembro de la Seccional Colombiana del Instituto Americano del Concreto ACI.

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Instrucciones para lapublicación de artículos

6. Revisión de tema. Documento resultado de la revi-sión crítica de la literatura sobre un tema en particular.

7. Cartas al editor. Posiciones críticas, analíticas o inter-pretativas sobre los documentos publicados en el boletín, que a juicio del comité editorial constituyen un aporte importante a la discusión del tema por parte de la comunidad científica de referencia.

8. Editorial. Documento escrito por el presidente de la sec-cional, un miembro del comité editorial, el editor o un invitado, sobre orientaciones en el dominio temático del boletín.

9. Traducción. Traducciones de textos clásicos o de ac-tualidad o transcripciones de documentos históricos o de inte-rés particular en el dominio de publicación del boletín técnico.

10. Documento de reflexión no derivado de in-vestigación.

Cabe destacar que serán privilegiados para la publicación en el boletín técnico, los tipos de artículos de los numerales 1, 2 y 3.

PROCESO PARA LA PUBLICACIÓN DEL ARTÍCULO

Los artículos se pueden enviar en medio físico y magnético a la sede de la Seccional Colombiana del ACI, localizada en la carrera 19A No. 84-14 Oficina 502, de la Ciudad de Bo-gotá, D. C. También se puede enviar en medio magnético a la dirección de correo electrónico de la seccional [email protected]. Los documentos deben ser tipo texto y deben estar elaborados bajo ambientes windows.

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POLÍTICA EDITORIAL

El boletín técnico de la Seccional Colombiana del Instituto Americano del Concreto (ACI), acepta para su publicación, artículos sobre investigaciones científicas y desarrollos tecno-lógicos originales e inéditos, relacionados con el cemento, el concreto, las estructuras de concreto reforzado, la ingeniería y las ciencias aplicadas afines. Se entiende por documento inédito aquel que se haya preparado especialmente para su publicación en el boletín y por lo tanto no se encuentre en proceso de aprobación en otra revista.

También se aceptan artículos de revisión o actualización, traducciones técnicas y demás trabajos que contribuyan a la generación de conocimiento y la difusión del mismo, como re-súmenes de tesis y trabajos de promoción, entre otros. Los artí-culos deben corresponder a la siguiente tipología, de acuerdo con los lineamientos de Colciencias:

1. Artículo de investigación científica y tecnoló-gica. Documento que presenta de manera detallada, los resul-tados originales de proyectos terminados de investigación. El artículo debe estar compuesto por cuatro apartes importantes: introducción, metodología, resultados y conclusiones.

2. Artículo de reflexión. Documento que presenta resul-tados de investigación terminada desde una perspectiva analí-tica, interpretativa o crítica del autor, sobre un tema específico, recurriendo a fuentes originales.

3. Artículo de revisión. Documento resultado de una investigación terminada donde se analizan, sistematizan e in-tegran los resultados de investigaciones publicadas o no publi-cadas, sobre un campo en ciencia o tecnología, con el fin de dar cuenta de los avances y las tendencias de desarrollo. Se caracteriza por presentar una cuidadosa revisión bibliográfica de por lo menos 50 referencias.

4. Artículo corto. Documento breve que presenta resul-tados originales preliminares o parciales de una investigación científica o tecnológica, que por lo general requiere de una pronta difusión.

5. Reporte de caso. Documento que presenta los resulta-dos de un estudio sobre una situación particular con el fin de dar a conocer las experiencias técnicas y metodológicas consi-deradas en un caso específico. Incluye una revisión sistemática comentada de la literatura sobre casos análogos.

El artículo debe estar acompañado de una carta del autor, dirigida al editor, en la cual manifieste que el artículo es inédi-to, que no ha sido remitido a otra publicación, que conoce y acepta las instrucciones y términos para la publicación de artí-culos y hace la cesión de derechos de autor al Boletín Técnico de la Seccional Colombiana del ACI. Debe anexar su direc-ción de correo electrónico y números telefónicos de contacto.

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Información de los autores. En toda propuesta se debe presentar del autor o autores: nombre, formación acadé-mica, cargo actual e instituciones a la que está vinculado. Si prefieren, pueden anotar su dirección de correo electrónico.

Resumen en español e inglés. El trabajo debe acom-pañarse de resúmenes de aproximadamente 200 palabras en español e inglés.

Palabras claves en español e inglés. Deben pre-sentarse de tres a diez palabras o frases que identifiquen los aspectos principales del artículo.

Dependiendo del tipo de artículo este debe contener Intro-ducción, marco teórico, metodología, desarrollo experimental, resultados y conclusiones.

Agradecimientos. Si los hay, deben ser breves e incluir los aportes esenciales para el desarrollo del trabajo.

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Referencias. Las referencias bibliográficas se incluirán al final del artículo, enumeradas según orden de aparición, es-cribiendo primero el apellido seguido de las iníciales de los nombres de cada uno de los autores. Si los autores son más de tres, en el texto principal cite sólo al primero, seguido de la expresión et al. Separar con comas todos los ítems. Preferible-mente Indicar las páginas referenciadas. En general aplican las normas NTC pertinentes.

PRESENTACIÓN DE LOS ARTÍCULOS

La extensión máxima del artículo propuesto será de 20 pá-ginas a espacio doble en papel tamaño carta, incluyendo ta-blas, gráficas y fotografías. Todo el documento debe estar en blanco y negro.

Las expresiones matemáticas deben hacerse con un editor de fórmulas adecuado y los símbolos especiales se identifica-rán en forma apropiada. Las letras utilizadas como símbolos se definirán cuando aparezcan por primera vez, bien sea en figuras, tablas o texto, y se dispondrán alfabéticamente al final del artículo en un apéndice denominado Nomenclatura.

Se usarán definiciones y símbolos empleados en ingeniería.Se utilizarán el sistema internacional de unidades y los sím-

bolos correspondientes. En aquellos casos en que se acos-tumbren otras unidades, a continuación de estas, se colocará entre paréntesis su equivalente en el sistema internacional de unidades.

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ACI Publicaciones Técnicas Ensayos en mesa vibratoria de un pórtico de concreto que sufre fallas...

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