1. Introducción
Históricamente, el diseño de las estructuras de concreto se ha realizado con el criterio de la resistencia mecánica; con esta base se ha logrado tener estructuras que soportan adecuadamente las cargas de servicio; sin embargo, se han incrementado los problemas relacionados con el medio ambiente en el que se encuentra la estructura (Hernández y Mendoza, 2006). En los últimos años, ha crecido el número de estructuras de concreto reforzado con problemas de corrosión en el refuerzo y ha resultado ser un problema serio en puentes, estructuras para estacionamientos y otras estructuras de carreteras en las cuales su principal característica es que se encuentran expuestas a la intemperie, también en estructuras expuestas a un ambiente marino y en plantas productoras de sustancias químicas. Debido a esto, la corrosión en el sistema acero-concreto, es un fenómeno que desde hace décadas despertó el interés de muchos investigadores a nivel mundial, esto debido a la importancia del concreto reforzado como el sistema de construcción más utilizado en el mundo (Park y Paulay, 1990). La corrosión del acero de refuerzo, representa en forma integral el problema de durabilidad que más afecta a las estructuras de concreto reforzado. Siendo entonces uno de los deterioros que mayor costo induce en el mantenimiento y operación de las diversas construcciones que se realizan con este material (Helene y Pereira, 2003).
En 1990 se realizó un estudio internacional del impacto que produce el costo económico originado por la corrosión en estructuras de concreto reforzado, el resultado fue que entre el 2 y el 5% del Producto Nacional Bruto (PNB) de cada país se destina a subsanar los problemas de corrosión; pero entre un 15 y 25% se pudo haber evitado si se hubiese aplicado la tecnología existente para contrarrestarla. En el Reino Unido, un país desarrollado destina 40% de la inversión en construcción a la reparación y al mantenimiento, 4% de su Producto Interno Bruto (Hernández y Mendoza, 2006). Por otra parte, en los Estados Unidos existen aproximadamente 235,000 puentes convencionales de concreto reforzado en servicio; de los cuales 21,000 están estructuralmente deficientes, esto debido al daño por corrosión inducido por cloruros (Higgins y Farrow, 2006). Se calcula un costo de 300,000 millones de dólares por fallas en la infraestructura, así mismo, se estima que de esa cantidad es posible evitar pérdidas por alrededor de 100,000 millones de dólares tomando medidas de prevención contra la corrosión (Del Valle Moreno et al., 2001). Actualmente, en México se ha detectado que más del 90% de las industrias presentan deterioros por corrosión, por ejemplo en Yucatán los costos por corrosión rebasan el 8% del Producto Interno Bruto (PIB) estatal (Hernández y Mendoza, 2006).
Los principales agentes agresivos son los cloruros en regiones marinas y la carbonatación en zonas rurales e industriales. La combinación de los agentes agresivos acelera el proceso de degradación de las estructuras de concreto reforzado; pero la resistencia de éstas dependerá tanto de la resistencia del concreto como de la resistencia del refuerzo, cualquiera de los dos que se deteriore, comprometerá la estructura como un todo.
Sin embargo, ni la alta alcalinidad o la baja permeabilidad del recubrimiento pueden garantizar que el acero de refuerzo pueda resistir a la corrosión indefinidamente, especialmente en ambientes marinos (Austin et al., 2004). Por lo general, la acción de éstos agentes agresivos propicia que el proceso de corrosión se inicie en el refuerzo transversal (estribos), cuyo acero es el más próximo a la superficie del concreto. Esto afecta la resistencia a cortante por tensión diagonal de la estructura, la cual se requiere para soportar concentraciones altas de esfuerzos de tensión cerca de los apoyos. Usualmente el cortante es resistido por los estribos, y un deterioro importante en su resistencia podría ocasionar una falla frágil y repentina. Esto contrasta con la naturaleza de la falla a flexión la cual se inicia con una fluencia gradual en el acero a tensión, simultáneamente se presenta un agrietamiento del concreto y grandes deformaciones que advierten sobre el problema y dan la oportunidad de tomar decisiones correctivas (Nilson, 1999).
Yoon et al. (2000), investigaron la influencia del ancho de grieta en el proceso de corrosión usando diferentes proporciones de mezcla y encontraron que cuando las grietas permanecen relativamente pequeñas (< 1.0 mm), tienen poco impacto en el proceso de corrosión. Por otro lado, en grietas mayores (> 1.0 mm) se incrementa la velocidad de corrosión, lo cual reduce el funcionamiento total de la estructura (Yoon et al., 2000). Por lo tanto, es importante tomar en cuenta el ancho de grieta en el diseño por durabilidad de estructuras de concreto reforzado. En otra investigación (Vidal et al., 2007) estudiaron el comportamiento corrosivo y estructural en vigas de concreto reforzado expuestas a un ambiente de cloruros durante 17 años y se observó que después de la primera aplicación de carga a los 28 días de edad, el ancho de las grietas fue superior a 1.0 mm. También se encontró, que la penetración total de cloruros en zonas de tensión y de compresión fue de 16 mm de espesor; pero después de 5 años el contenido de cloruros excedió las normas establecidas por el RILEM y el ACI.
En otro estudio (Aveldaño et al., 2003), se analizaron los efectos producidos por la corrosión en el refuerzo de vigas de concreto sometidas a esfuerzos de tensión; esto con la aplicación de corrientes de 10 y 100 |jA/cm2 en un medio con cloruros (0.3%). Se encontró que en vigas de concreto reforzado se produjo rápidamente la aparición de las primeras grietas, pero se mantuvo con un bajo crecimiento. En cambio, se incrementaron las áreas de agrietamiento rápidamente en el caso de vigas bajo carga, manifestando grietas de espesores de 0.30 mm. Otra investigación (Yoon et al., 2000), estudió la interacción entre carga, corrosión y serviciabilidad en estructuras de concreto reforzado, encontrando que a un nivel alto de carga da lugar generalmente a una reducción en la iniciación del proceso de corrosión, a una velocidad de corrosión alta y a una pérdida de la capacidad de carga, debido a la falla por adherencia entre acero-concreto. Recientemente Torres-Acosta et al. (2007) investigaron la relación entre el deterioro por corrosión de pequeñas vigas de concreto (1.50 m de longitud) simplemente apoyadas y la capacidad de carga a flexión basado en una metodología de corrosión acelerada (aplicación de una corriente de 80μA/cm2). Se observó que en un ambiente seco las grietas se desarrollan rápidamente en comparación a un ambiente húmedo. Sus resultados indicaron que para una relación entre penetración de corrosión y el radio inicial de la varilla (XAVER/r0) de 0.06 y 0.1 con corrosión uniforme en un ambiente húmedo, la capacidad de carga residual disminuye hasta un 30% y 40% respectivamente, del mismo modo, si la corrosión es localizada disminuye hasta un 60% con una relación XAVER/r0 de 0.1.
Sin embargo, se ha encontrado poca información en la literatura sobre estudios del problema de deterioro en el acero transversal en condiciones de escala natural de elementos estructurales, pero la corrosión es un factor importante en la durabilidad de vigas de concreto reforzado, debido a que, modifica las propiedades mecánicas de estas como la capacidad a cortante por tensión diagonal. De tal manera, la presente investigación pretende correlacionar los parámetros de corrosión y la resistencia a cortante por tensión diagonal que permita predecir una relación confiable entre el comportamiento estructural y la durabilidad de vigas de concreto reforzado.
2. Procedimiento experimental
2.1 Materiales
Se utilizó concreto premezclado f'c = 20 MPa, con un tamaño máximo nominal de agregado de 19 mm y una consistencia del concreto de 85 mm, que fue medida mediante la norma ASTM C 143-00. El acero de refuerzo longitudinal, fueron varillas No. 5 (16 mm de diámetro) y varillas para el refuerzo transversal de No. 2.5 (8 mm de diámetro) con un fy = 420 MPa, se preparó la superficie del refuerzo mediante una limpieza manual con un cepillo de cerdas metálicas, para retirar el óxido superficial. Las varillas longitudinales se recubrieron con una pintura epóxica a base de resinas para evitar su corrosión. Para evitar la formación de pilas galvánicas, en los puntos de contacto entre el acero longitudinal y transversal, se procedió a recubrir estos puntos con cinta de aislamiento. De igual forma, se sustituyó el alambre recocido por cintillas de nylon, esto para sujetar el refuerzo transversal con el longitudinal.
2.2 Fabricación de especímenes
Se fabricaron 16 vigas de concreto reforzado de 2000 x 200 x 350 mm, con separaciones de 150 y 200 mm entre el refuerzo transversal (ver Figura 1), y se curaron los primeros 7 días con lámina de agua dentro de la cimbra, se desmoldaron y posteriormente se le colocó una membrana de curado hasta los 28 días de edad. Para el control de la calidad del concreto se fabricaron nueve cilindros de concreto de 150 x 300 mm para determinar su resistencia a la compresión a los 7, 14 y 28 días de edad; y cilindros de 100 x 200 mm los cuales fueron utilizados para obtener la penetración de iones cloruros a diferentes tiempos durante la inducción del deterioro.
Figura 1. a) Armado del refuerzo b) Esquema del armado del refuerzo, acotaciones en mm.
2.3 Inducción del deterioro
Antes de iniciar el proceso de inducción de corrosión acelerada se pintó la cara superior e inferior de las vigas con impermeabilizante, para garantizar solamente la corrosión en los estribos. También, se retiró la membrana de curado de las caras laterales con cepillo de cerdas metálicas. Se tomó la lectura inicial de velocidad y potencial de corrosión de cada estribo de las 16 vigas como lecturas base para el desarrollo experimental.
El proceso de inducción de corrosión acelerada en el refuerzo transversal de las vigas, fue realizado mediante ciclos de tres días de humectación utilizando una solución de 3.5% de NaCI y cuatro días de secado al aire libre. La humectación de las vigas se lleva acabo por medio de esponjas de poliuretano, las cuales están sujetadas en la zona de los estribos. Estas esponjas son humectadas cada 3 horas con la solución de NaCI durante el ciclo de humectación, y para evitar la evaporación de la solución las vigas se cubren con plástico (Ver Figura 2).
Figura 2. Inducción del deterioro de las vigas
2.4 Evaluación y seguimiento del deterioro
El monitoreo de parámetros electroquímicos se lleva a cabo mediante el Corrosión Rate Meter LG - ECM-06, James NDT Instruments (GECOR6) y el Galva Pulse GP 5000 de acuerdo a la norma ASTM C 876. Los niveles de corrosión incipiente (Ecorr >-350 mV, despasivación del acero), moderada (Aparición y propagación de agrietamiento, ancho de grieta < 0.1 mm) y severa (propagación de agrietamiento, ancho de grieta > 0.1 mm, desprendimiento, manchas), se definieron con respecto al criterio del RILEM (Andrade y Alonso, 2004) que determina estos niveles con la clasificación de los resultados de velocidad y potencial de corrosión y mediante una inspección visual de la superficie de las vigas, esto de acuerdo a las recomendaciones de la bibliografía consultada.
2.5 Ensaye de las vigas
Una vez alcanzado los niveles de corrosión previamente definidos, las vigas serán ensayadas a flexión, lo que producirá altos niveles de esfuerzos por tensión diagonal cerca de los apoyos. Las vigas de control (sin corrosión) fueron ensayadas previamente al proceso de corrosión, aplicando cargas concentradas a 600 mm de los apoyos (Figura 1). Para tener un control del avance de agrietamiento de las vigas se aplicó carga en etapas de 5 kN. La resistencia teórica a cortante para las vigas, se obtuvo de acuerdo con las recomendaciones del código del Instituto Americano del Concreto (ACI 318-08).
En la Figura 3 se muestra un diagrama experimental, en donde se puede apreciar el proceso por el cual se someterán las 16 vigas de concreto reforzado.
Figura 3. Diagrama experimental
3. Resultados preliminares
De los cilindros de concreto de 150 x 300 mm se obtuvo valores de la resistencia a la compresión de 16,19 y 21 MRa a 7,14 y 28 días de edad respectivamente, esto mediante un promedio de tres ensayes (como se especifica en la norma ASTM C 39/C39M-03).
De los cilindros de 100 x 200 mm los cuales se sometieron a ciclos de humedecimiento y secado, se obtuvo una concentración de cloruros acuasolubles a una profundidad de 10 mm de 0.43% ppc (por peso de cemento), y para una profundidad de 20 mm no fue determinada debido a la sensibilidad del equipo, por lo tanto, se obtuvo valores menores a 0.24% ppc. El valor a una profundidad de 10 mm esta por encima del límite permitido por el ACI 318-08 que es 0.15% en ambiente de Cl, esto nos dice que se verán resultados del proceso de corrosión a edades tempranas.
Con la concentración de cloruros acuasolubles previamente mencionada y el recubrimiento en las vigas (≈ 2 cm), se obtuvo el tiempo teórico en el cual los cloruros llegarán a despasivar al acero de refuerzo, este fue de 28 días aproximadamente, pero este valor puede variar debido a la multitud de parámetros que influyen (porosidad del concreto, tipo de cemento, contenido de humedad del concreto, etc.). Esto se observa en nuestras vigas ya que, tienen 98 días de exposición al proceso de deterioro y solo el 20% de los estribos están despasivados.
En la Figura 4 se observa los potenciales de corrosión a 98 días de exposición al deterioro, y de acuerdo a la norma ASTM C 876 tres de los estribos de las vigas 4, 7 y 8 se sitúan en el estado de probabilidad de corrosión alta con valores inferiores a -350 mV, por lo tanto, estas vigas están en un nivel de corrosión incipiente. Mientras que los estribos de las vigas 3, 5 y 6 presentan valores superiores a -350 mV, por lo que, se sitúan en un estado de probabilidad de corrosión baja.
Figura 4. Potencial de corrosión del estribo medido en ambas caras de la viga, con separación de 150 mm entre estribos
*El No. de estribo está indicado en la Figura 1.
En la Figura 5 se observa los potenciales de corrosión a 98 días de exposición al proceso de deterioro, en donde se aprecia que los estribos 4, 5 y 6 de las vigas 11 y 14 se sitúan en el estado de probabilidad de corrosión alta con valores inferiores a -350 mV, mientras que la mayoría de los estribos de las vigas 13,15 y 16 se sitúan en un estado de probabilidad de corrosión baja con valores superiores a -350 mV, e incluso con valores superiores a -200 mV. Por otro lado en la viga 12 los estribos 1, 2, 3, 6, 7 y 8 presentan valores entre -200 y -350 mV y aunque esto sitúa al acero de refuerzo en una probabilidad de corrosión intermedia, se puede ver que existe una tendencia a incrementar el potencial.
Figura 5. Potencial de corrosión del estribo medido en ambas caras de la viga, con separación de 200 mm entre estribos
*El No. de estribo está indicado en la Figura 1
En la Figura 6 se aprecian los resultados del ensaye mecánico de las vigas de control, en donde se puede observar que la resistencia ultima a cortante para las vigas con estribos separados a cada 150 mm fue mayor en un 25% a las vigas con estribos separados a 200 mm. Se muestra la resistencia teórica a cortante, encontrándose que es similar a la resistencia obtenida en el ensaye. También se observa que la separación de los estribos no influyo en la ductilidad de las vigas ensayadas.
Figura 6. Deflexiones en el acero transversal
La falla de las vigas de control fue a cortante por tensión diagonal con un patrón de agrietamiento mostrado en laFigura 7. En donde se puede observar la aportación de los estribos separados a 150 mm que generan un mayor agrietamiento en la zona de tensión ocasionado por cargas mayores y cercanas a la que provocaron la falla por cortante
Figura 7. Patrón de agrietamiento de las vigas de control. Los valores sobre las grietas representan el número deciclo de carga (la carga total promedio por ciclo fue de 5 kN)
4. Discusión y comentarios finales
Los resultados obtenidos en los potenciales de corrosión variaron de acuerdo a la separación entre estribos, ya que en las vigas con separaciones de 150 mm se pudo apreciar que presenta una tendencia a superar en menos tiempo potenciales menores a -350 mV. Mientras que las vigas con separaciones entre estribos de 200 mm, presentan valores superiores a -350 mV, esto en la mayoría de los estribos. Esto nos dice que las vigas con separaciones de 150 mm son las más próximas a alcanzar un nivel de corrosión incipiente (despasivación del acero de refuerzo), en comparación con las de separación de 200 mm.
En las vigas de control ensayadas se obtuvo que la resistencia cortante última es similar a la resistencia teórica según ACI-318-08. Además, la vigas con mayor refuerzo transversal (separación de 150 mm) presentaron mayor ductilidad lo cual era de esperarse, sin embargo, también proporcionaron un múltiple agrietamiento en la zona de cortante y tensión.
Con los resultados obtenidos hasta el momento se vislumbra la verificación de la pérdida de capacidad a cortante por tensión diagonal de vigas de concreto en función del deterioro por corrosión inducido en los estribos a través de ciclos de mojado y secado con Cl".
