Adherencia de barras de acero corrugado embebidas en ...

Trabajo realizado por:

Andrés Mauricio García Chacón

Dirigido por:

Alberto de la Fuente Antequera Tomás García Vicente

Máster en:

Ingeniería de Caminos, Canales y Puertos

Barcelona, Septiembre 2019

Departamento de Ingeniería Civil y Ambiental

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FIN

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Adherencia de barras de acero

corrugado embebidas en matrices

de hormigón con fibras

Resumen

i

Adherencia de barras corrugadas embebidas en matrices de hormigón reforzado con fibras

RESUMEN

En las últimas décadas el avance en la construcción, sus materiales y sus técnicas, así como las

investigaciones que engloban este campo, han permitido al hormigón reforzado con fibras abrirse paso

en su aplicación, ganando especial interés en el ámbito estructural. En más de cinco décadas se ha

desarrollado el estudio de este material, el cual ha permitido un mejor entendimiento de su

comportamiento y puesta en escena. El interés en el desarrollo del estudio de este material está

asociado especialmente a la contribución en ductilidad y control de fisuración que el refuerzo de fibras

aporta al material.

El presente trabajo se dirige al análisis, mediante estudio experimental, de la adherencia entre

las barras de acero corrugado con la matriz de hormigón reforzado con fibras y el efecto que puede

producir la incorporación de este refuerzo discontinuo en todo el mecanismo adherente para un

apropiado comportamiento como material compuesto.

Con este objetivo, se llevó a cabo una campaña experimental constituida principalmente por un

ensayo de adherencia por arrancamiento (pull-out), en el cuál, las variables fueron el tipo de fibra y las

cuantías empleadas: hormigón de control (sin fibras), hormigón reforzado con fibra plástica

(polipropileno) con cuantías de 2, 4 y 6 kg/m3 y con fibra metálica (acero) con cuantías de 20 y 40

kg/m3; y el diámetro de barra embebida en las probetas cúbicas (𝜙12 mm y 𝜙16 mm).

Además, para la caracterización de cada uno de los hormigones fabricados, se realizaron

ensayos de compresión simple, de módulo de elasticidad secante, de tracción indirecta (ensayo

brasileño) y de flexotracción.

Adicionalmente, como un breve acercamiento al comportamiento adherente del hormigón

proyectado con fibras, se realiza un breve análisis de ensayos llevados a cabo en las inmediaciones de

una obra de construcción de un túnel carretero.

Los resultados ponen de manifiesto que el refuerzo con fibras plásticas no presenta un efecto

significativo en el comportamiento adherente y que, por otra parte, las fibras metálicas reducen las

tensiones de adherencia para las cuantías de fibras, diámetros de barra y dosificaciones empleadas. Por

tal razón, se concluye que la longitud de anclaje para las barras de acero corrugado no ha de ser

modificada al incorporar fibras como refuerzo en el hormigón.

Abstract

ii


ABSTRACT

In recent decades, the advancement in construction, its materials and its techniques, as well as

the advancement in research within the field, has allowed the fibre-reinforced concrete to make its way

in its implementation, gaining special interest in the structural scope. In more than five decades, the

study of this material has developed, allowing for a better understanding in its behaviour and use. The

interest in developing the material is associated particularly to the contribution that the fibre-

reinforcement provides in ductility and crack control.

This work analyses, by means of experimental study, the bonding between the rebars and the

fibre-reinforced concrete matrix. It focuses on the influence that the addition of this discontinuous

reinforcement could have on the bonding mechanism for an appropriate behaviour as a composite

material.

With this objective, an experimental campaign that consisted of mainly a bonding test (pull-out

test) was carried out, in which the variables were the fibre type and the amounts used: control concrete

(with no fibres), plastic (polypropylene) fibre-reinforced concrete with quantities of 2, 4 and 6 kg/m3,

and metal (steel) fibre-reinforced concrete with quantities of 20 and 40 kg/m3; and the rebar diameter

embedded in the cubic specimens (𝜙12 mm y 𝜙16 mm).

Furthermore, some tests were carried out for the characterization of each produced concrete:

simple compression, secant elasticity modulus, indirect tensile test (Brazilian test) and 3-point bending

test.

Additionally, as a slight approach to the bonding behaviour of the sprayed fibre-reinforced

concrete (fibre-reinforced shotcrete), a brief analysis of the results obtained from the concrete,

employed in a tunnel construction, is carried out.

The results expose that the reinforcement with plastic fibres does not present a significant effect

in the bonding behaviour and on the other hand, that the steel fibres reduce the bonding stress and

bonding strength with the fibres quantity, rebar diameter and dosage employed. For that reason, it is

concluded that the rebars development length should not be modified with the incorporation of fibres

to the concrete.

Índice

iv


ÍNDICE

INTRODUCCIÓN ........................................................................................................ 14

1.1. OBJETIVOS .................................................................................................................. 15

1.1.1. General ......................................................................................................................... 15

1.1.2. Específicos ................................................................................................................... 16

1.2. MÉTODOLOGÍA ......................................................................................................... 16

ESTADO DEL CONOCIMIENTO .............................................................................. 18

2.1. HORMIGÓN REFORZADO CON FIBRAS ................................................................ 18

2.1.1. Características del hormigón reforzado con fibras .......................................................... 18

2.1.2. Fibras de acero ................................................................................................................. 28

2.1.3. Fibras de polipropileno .................................................................................................... 30

2.2. HORMIGÓN PROYECTADO ..................................................................................... 31

2.2.1. Campo de aplicación .................................................................................................... 32

2.2.2. Métodos de aplicación ................................................................................................. 32

2.2.3. Fenómenos asociados al proceso de proyección .......................................................... 33

2.3. ADHERENCIA ENTRE ACERO Y HORMIGÓN ...................................................... 34

2.3.1. Factores que influyen en la adherencia ........................................................................ 37

2.3.2. Adherencia entre Hormigón Reforzado con Fibras y barras de acero ......................... 40

2.3.3. Longitud de anclaje ...................................................................................................... 43

2.4. ENSAYOS PARA LA CARACTERIZACIÓN DE LA ADHERENCIA .................... 46

2.4.1. Ensayo de adherencia. Ensayo de la viga .................................................................... 46

2.4.2. Ensayo de adherencia. Ensayo por arrancamiento (Pull-Out) ..................................... 49

CAMPAÑA EXPERIMENTAL ................................................................................... 52

3.1. INTRODUCCIÓN ......................................................................................................... 52

3.2. VISIÓN GENERAL DE LA CAMPAÑA EXPERIMENTAL ..................................... 52

3.3. DOSIFICACIÓN Y FABRICACIÓN DE PROBETAS ............................................... 55

3.3.1. Dosificación ................................................................................................................. 55

3.3.2. Fabricación de probetas ............................................................................................... 56

3.4. ENSAYOS SOBRE PROBETAS MOLDEADAS ....................................................... 58

3.4.1. Ensayo de resistencia a compresión ............................................................................. 59

3.4.2. Ensayo para la determinación del Módulo secante de elasticidad en compresión ....... 59

3.4.3. Ensayo de resistencia a tracción indirecta (Ensayo Brasileño) .................................... 60

3.4.4. Ensayo de resistencia a la tracción por flexión ............................................................ 61

Índice

v

Optimización del refuerzo de dovelas de hormigón para el revestimiento de túneles. Campaña experimental

3.4.5. Ensayo de adherencia por arrancamiento .................................................................... 63

3.5. ENSAYOS SOBRE HORMIGÓN PROYECTADO .................................................... 64

3.5.1. Ensayo propuesto de adherencia sobre hormigón reforzado con fibras proyectado .... 66

RESULTADOS Y ANÁLISIS ..................................................................................... 69

4.1. INTRODUCCIÓN ......................................................................................................... 69

4.2. ENSAYOS SOBRE PROBETAS MOLDEADAS ....................................................... 69

4.2.1. Ensayo de resistencia a compresión ............................................................................. 69

4.2.2. Ensayo del Módulo de elasticidad en compresión ....................................................... 71

4.2.3. Ensayo de resistencia a tracción indirecta (Ensayo Brasileño) .................................... 72

4.2.4. Ensayo de resistencia a la tracción por flexión ............................................................ 73

4.2.5. Ensayo de adherencia por arrancamiento .................................................................... 81

4.3. ENSAYOS SOBRE HORMIGÓN PROYECTADO .................................................... 95

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ......................................................... 101

5.1. INTRODUCCIÓN ....................................................................................................... 101

5.2. CONCLUSIONES EN CUANTO AL COMPORTAMIENTO ADHERENTE ......... 102

5.3. CONCLUSIONES ADICIONALES ........................................................................... 105

5.4. LINEAS DE INVESTIGACIÓN FUTURAS ............................................................. 107

BIBLIOGRAFÍA ................................................................................................................................. 110

ANEJOS .............................................................................................................................................. 118

Índice

vi

Índice de figuras

vii


ÍNDICE DE FIGURAS

Índice de figuras

viii

Índice de figuras

ix

Optimización del refuerzo de dovelas de hormigón para el revestimiento de túneles. Campaña experimental

Índice de figuras

x

Índice de tablas

xi


ÍNDICE DE TABLAS

Índice de tablas

xii

Índice de tablas

xiii


Adherencia de barras de acero corrugado embebidas en matrices de hormigón reforzado con fibras

INTRODUCCIÓN

El hormigón reforzado con fibras (HRF) es un material compuesto que ha ido tomando cada vez

mayor interés en aplicaciones estructurales a la vez que sus propiedades mecánicas son más conocidas

y objeto de diversas investigaciones (Plizzari & Tiberti, 2006). Tras más de 5 décadas bajo estudio, el

estado de conocimiento sobre el comportamiento de este material es bastante positivo, y sigue

presentando muchas líneas de investigación, debido a su gran interés teniendo en cuenta las

deficiencias principales del hormigón convencional: comportamiento frágil, baja resistencia a tracción

y baja resistencia a la apertura de las fisuras producida y su propagación (Brandt, 2008).

Este material está siendo ampliamente utilizado estructuralmente donde la integridad y

seguridad es esencial, debido a su gran capacidad de absorción de energía bajo tracción, cuyas fibras

permiten una redistribución de tensiones aumentando la tenacidad del material. (Plizzari & Tiberti,

2007)

La adición de fibras para el refuerzo de este material genera una reducción en el ancho de fisura,

pero también un menor espaciamiento entre estas; esto se traduce en una mejora para las estructuras en

cuanto a seguridad y durabilidad. El material que permanece intacto entre fisuras sufre una

Introducción

15


rigidización y permite un mejor comportamiento en tensiones residuales, debido al efecto puente

generado por las fibras. (Tiberti, Minelli, & Plizzari, 2015) (Brandt, 2008)

En especial, en la actualidad reviste un gran interés su uso en dovelas de túnel prefabricadas

para su uso junto con tuneladoras (TBM por sus siglas en inglés “Tunnel Boring Machines”). El uso

de fibras permite reducir e incluso sustituir completamente el uso de refuerzo convencional (hormigón

armado) (Plizzari & Tiberti, 2007)

Igualmente, Plizzari y Tiberti (2007) señalan la ventaja que presenta el HRF ante cargas de

impacto, al presentar refuerzo en la zona de recubrimiento. Esta característica puede ser esencial en el

proceso constructivo, donde la manipulación de las dovelas prefabricadas puede generar impactos en

los elementos.

Sin embargo, también es extendido el uso del refuerzo con fibras para túneles con hormigón

proyectado, pavimentos (tanto industriales como carreteros) y tuberías de saneamiento. El empleo de

fibras permite la sustitución total o parcial del armado convencional de barras de acero, lo cual

conlleva un beneficio económico, especialmente por reducción en los tiempos de ejecución. (De la

Fuente, Pujadas, Blanco, & Aguado, 2012) (De la Fuente, Escariz, de Figueiredo, Molins, & Aguado,

2012)

Pero, por otra parte, es quizás menor el conocimiento en cuanto al comportamiento adherente

entre la armadura convencional (barras de acero) y la matriz de hormigón para el HRF. La adherencia

entre estos dos materiales es esencial para el comportamiento como material compuesto del HRF, ya

que una adherencia intacta, totalmente efectiva, beneficia en la integridad y en el comportamiento

general de las estructuras armadas. La adición de fibras, según Chu y Kwan (2019), mejora el

comportamiento adherente, en especial con barras de acero deformadas (corrugadas o grafiladas). Sin

embargo, los autores (Chu & Kwan, 2019) en este artículo sugieren necesario un estudio más

completo en cuanto a la adherencia, en el que no solo se considere la tensión de adherencia última,

sino también otras propiedades como la curva tensión-deslizamiento, rigidez de adherencia y

tenacidad de adherencia, con el fin de obtener un modelo adecuado de la adherencia entre estos dos

materiales.

Es por esto, debido al incremento en el interés estructural del HRF y el comportamiento

adherente frente a las barras de acero aún bajo estudio para un avanzado conocimiento de este, que se

halla una motivación para la realización del presente trabajo.

1.1. OBJETIVOS

1.1.1. General

El objetivo general del presente documento yace en el estudio de la adherencia entre las barras de

acero corrugado y la matriz de hormigón reforzado con fibras. Se estudia para hormigón moldeado,

llevando a cabo una campaña experimental, donde el HRF presenta distintas cuantías de fibras, tanto

plásticas como metálicas; y como una breve extensión, que además reflejará la necesidad de realizar

estudios más extensos, la adherencia para hormigón proyectado (in-situ), tomando resultados de

ensayos realizados previamente.

Introducción

16

Con esto se pretende comprobar si es posible la modificación en la expresión de cálculo de la

longitud de anclaje para la armadura en un hormigón armado con HRF.

1.1.2. Específicos

Los objetivos específicos englobados en el objetivo general y que permiten su alcance son los

presentados a continuación:

• Revisión de la literatura y el estado del conocimiento

• Caracterización de las distintas dosificaciones empleadas para el estudio mediante campaña

experimental

• Determinación del comportamiento adherente para distintos tipos de fibra y para distintas

cuantías de estas en el HRF

• Evaluación, a modo de breve extensión y aplicación sobre hormigón proyectado, del

comportamiento adherente para la campaña previa realizada sobre hormigón dosificado

como hormigón proyectado, en el entorno de una obra de construcción, para distintos planos

de armado, variando el diámetro de barra embebida y la técnica de colocación (vertido y

compactado o proyectado). El alcance en cuanto a este objetivo no será muy ambicioso,

debido a la falta de variación de cuantía de fibras empleadas en la campaña externa, en la

cual, se pretendía un ligero acercamiento en el estudio de hormigón proyectado con fibras.

• Análisis y conclusión derivados de los resultados experimentales obtenidos, así como de los

aportados por la campaña previa de hormigón proyectado.

1.2. MÉTODOLOGÍA

A continuación, se presenta la estructura del presente trabajo y la metodología seguida para la

consecución de los objetivos planteados.

Capítulo 1

En el capítulo 1 se realiza una breve introducción sobre el Hormigón Reforzado con Fibras, se

describen los objetivos para el presente trabajo y se presenta la metodología llevada a cabo.

Capítulo 2

En este capítulo se presenta el estado del conocimiento, con la revisión de la literatura

correspondiente, para poder abordar el presente trabajo. Los temas abordados son: hormigón reforzado

con fibras, Hormigón Proyectado, Adherencia entre barras de acero y matriz de hormigón y ensayos

normalizados para su caracterización.

Capítulo 3

En el capítulo 3 se describe la campaña experimental llevada a cabo, la visión general,

planificación y ensayos realizados para el estudio planteado.

Capítulo 4

En este capítulo se presentan los resultados obtenidos para la campaña experimental realizada, así

como el análisis de los mismos.

Introducción

17


Capítulo 5

En el último capítulo se describen las conclusiones obtenidas del trabajo realizado, así como

sugerencias para futuras investigaciones que permitan corroborar, afianzar y aumentar el conocimiento

frente a la adherencia en el hormigón reforzado con fibras.


ESTADO DEL CONOCIMIENTO

2.1. HORMIGÓN REFORZADO CON FIBRAS

2.1.1. Características del hormigón reforzado con fibras

El hormigón es conocido por tener baja resistencia a tracción, característica que, unida a su

comportamiento frágil, produce el fallo sin aviso. Por ello, ha sido necesario utilizar refuerzos para

mejorar su comportamiento a tracción siendo el acero el material generalmente utilizado para dicho

desempeño. En el caso de las fibras, a diferencia del uso de barras, se añaden de forma aleatoria por

todo el hormigón y no sólo en la zona de tracción.

Los primeros intentos para introducir elementos no continuos fueron utilizando pequeños

segmentos de cable o clavos de acero que datan de 1910 (Naaman, Fiber reinforcement for concrete,

1985). Por otra parte, no fue hasta la década de 1960 cuando se empezaron a realizar las primeras

investigaciones sobre el efecto de las fibras en el hormigón, en Estados Unidos. Así pues, Roumaldi

(Roumaldi & Batson, 1963) concluyó que, utilizando fibras con un espaciado por debajo de un rango

predecible, el tamaño de fractura máxima en el hormigón es igual al mencionado espaciado. En cuanto

Estado del conocimiento

19


a la resistencia a primera fisura, resultados experimentales realizados una década más tarde no han

sido capaces de establecer una relación entre ésta y el espaciamiento entre fibras (Swamy & Mangat,

1974).

La adición de fibras permite mejorar el comportamiento frente a fisuración, tanto a micro-

fisuración y macro-fisuración. Las fibras inhiben la iniciación de fisuras y el crecimiento de estas

micro-fisuras, pro una vez estas últimas generan macro-fisuración, el refuerzo con fibras permite

evitar la propagación inestable de estas mediante el efecto puente, mejorando considerablemente la

ductilidad y tenacidad del material. (Banthia & Gupta, 2004)

Se han realizado múltiples investigaciones sobre el comportamiento del hormigón con diversos

tipos de fibra. Ramakrishnan (Ramakrishnan, Wu, & Hosalli, 1989) realizó una comparativa

incluyendo fibras de acero y polipropileno, infiriendo que, para el hormigón fresco, las que más

mejoraban el comportamiento eran las fibras de acero con relieve, mientras que las de propileno

generaban oquedades con una considerable cantidad de aire. Por otra parte, las fibras de acero con el

extremo conformado (acabado en gancho) aportaban una mayor resistencia al fallo.

En cuanto a la mejora del comportamiento mecánico del hormigón a compresión, Ezeldin

(Ezeldin & Balaguru, 1992) determinó que el uso de fibras incrementaba marginalmente la resistencia

a compresión, la deformación correspondiente a la tensión máxima a compresión y el módulo de

elasticidad secante, pero aumentando considerablemente la ductilidad y capacidad de absorción de

energía de deformación. Además, indicó que el utilizar microsílice producía un comportamiento más

frágil en el hormigón que sin él, pero este fenómeno podía ser evitado si se añadía fibras por encima

de cierta cantidad.

Resistencia a tracción

El principal propósito de los ensayos sobre hormigón reforzado con fibras es caracterizar su

comportamiento después de la fisuración. Los tipos que con más precisión recogen este

comportamiento postfisuración son los ensayos de tracción uniaxial, sin embargo, estos ensayos suelen

ser sensibles a las imperfecciones de la muestra y a excentricidades que se puedan producir en los

aparatos utilizados. Por último, otro inconveniente radica en la complicación para obtener

distribuciones de tensiones uniformes alrededor de la fisura (Saludes, 2006).

Así, la resistencia a tracción es una de las propiedades más complicadas de medir, siendo más

extendido el uso de ensayos indirectos para caracterizarla. Esto es debido a que las deformaciones

producidas en las probetas de hormigón no son uniformes, concentrándose principalmente en el lugar

de aparición de la fisura principal (Visalvanich & Naaman, 1983).

Como alternativa al ensayo tradicional de tracción uniaxial, se pueden utilizar otros ensayos de

tracción directa como el ensayo de muestras con entalla, que trata de fisurar el hormigón sobre el

plano deseado, el ensayo denominado “Dogbone specimens” (ver Figura 2.1) que trata de evitar el

fallo del hormigón cerca de las sujeciones y, por último, el ensayo de cilindros con entalla (ver Figura

2.2) de elaboración más compleja pero que garantizan una aplicación uniforme de las tensiones.

(Mora, 2008)


20

Figura 2.1. Disposición del ensayo Dogbone Specimens (Reinhardt, 1998)

Figura 2.2. Ensayo sobre cilindros con entalla (Mora, 2008)

Como alternativa a los ensayos de tracción directa están los de tracción indirecta entre los que se

sitúa el ensayo brasileño entre los más conocidos debido a su facilidad de aplicación (ver Figura 2.3).

Otros ensayos son el ensayo “Wedge-Splitting” que no requiere de un equipo sofisticado y consiste en

producir una fisura en la zona donde se entalla el hormigón y el ensayo de doble punzonamiento que

busca fracturar la probeta cilíndrica a lo largo de los planos que contienen al eje del cilindro. Para una

descripción más detallada de los ensayos mencionados en este apartado, se puede consultar la tesis

realizada por Saludes (Saludes, 2006).


21


Figura 2.3. Disposición del ensayo de tracción indirecta. Ensayo brasileño

Es preciso mencionar que la caracterización a tracción mediante el ensayo brasileño no es ideal

para HRF, especialmente para fibras de acero, al poder producirse un efecto columna por la alineación

de cierta cantidad de fibras con la carga aplicada. Además, el ensayo no es muy objetivo debido a que

el hundimiento debido a la carga concentrada de compresión y a las grandes deformaciones a lo largo

de la fisura pueden generar un incremento progresivo en el área de contacto entre las franjas de

aplicación de carga y la probeta, lo que finalmente conlleva a un incremento de carga incluso después

de la fisuración. (Carmona, Gettu, & Aguado, 1998)

Adicionalmente, cuando el ensayo se realiza por control de fuerza o bien, por desplazamiento de

los platos de carga, el ensayo presenta mayor inestabilidad frente a un control en el alargamiento

diametral normal a la carga aplicada, lo que conlleva a mayor dispersión en los resultados (Rocco,

Guinea, Planas, & Elices, 1999). Es por esto que los autores proponen la modificación del ensayo para

una longitud menor de probeta y con control en el alargamiento diametral (ver Figura 2.4) que genera

un ensayo estable.

Figura 2.4. Ensayo brasileño con control en el alargamiento diametral (Rocco, Guinea, Planas, & Elices, 1999)

Carmona et al. (Carmona, Gettu, & Aguado, 1998) hallaron, mediante ensayo brasileño con

control mediante extensómetro del alargamiento diametral, la aportación al comportamiento

postfisuración para HRF con 0,5% y 1% en volumen de fibras (Vf). Se concluye que la resistencia

postfisuración puede llegar a ser mayor a la obtenida para el HRF sin fisurar con la incorporación de

este tipo de refuerzo (ver Figura 2.5)


22

Figura 2.5. Curva carga-alargamiento transversal para el ensayo brasileño modificado en HRF (Carmona, Gettu, &

Aguado, 1998)

Otra alternativa al ensayo brasileño para la caracterización indirecta de la tracción, ampliamente

utilizada para HRF, es el ensayo de doble punzonamiento. Este ensayo fue introducido en la década de

los 70 por Chen (1970) y consiste en la aplicación de una carga de compresión uniaxial sobre un área

reducida en las caras extremas, mediante punzones. En la Figura 2.6 se puede observar el esquema del

ensayo y el mecanismo de rotura idealizado para este ensayo. (Mora, 2008)

Figura 2.6. Esquema del ensayo de doble punzonamiento (izq) y mecanismo idealizado de rotura (der)

Así el ensayo de Barcelona (UNE_83515, 2010) corresponde a un ensayo de doble

punzonamiento, en el que las probetas tienen una esbeltez (h/d) igual a 1 y se mide tanto la carga

aplicada, como el desplazamiento vertical de los platos de carga y la apertura circunferencial de la

probeta, permitiendo la caracterización de la resistencia a tracción indirecta, así como de la tenacidad

y energía absorbida. (Mora, 2008)

El ensayo de Barcelona resulta una alternativa frente a los ensayos mencionados y frente a los

ensayos de flexotracción presentados más adelante. Permite el ensayo con un tamaño de probeta

menor por lo que representa un beneficio económico, un beneficio en cuanto a la complejidad del

ensayo y la posibilidad de obtener un mayor número de muestras a ensayar. Sin embargo, este ensayo

puede mostrar una desventaja frente a la iniciación de la fisuración y la estimación de la distribución

de tensiones. (Blanco, Pujadas, Cavalaro, De la Fuente, & Aguado, 2014)


23


Resistencia a flexotracción

El consenso en relación con la mejora del comportamiento a flexión del hormigón con fibras

respecto al convencional es general, teniendo en cuenta factores como la orientación de las fibras, la

cantidad de éstas o su longitud entre otros (Tuner Fairbank Highway Research Center, 1994). En esta

misma línea, la resistencia a flexión del hormigón mejoraba de manera continua cuanto mayor era la

fracción de volumen de las fibras en el hormigón (Ghugal, 2003).

Así, el comportamiento a flexión sigue el patrón mostrado en la Figura 2.7, en el que inicialmente

predomina en respuesta la matriz de hormigón hasta llegar a la solicitación de las fibras a tracción

debido a la aparición de microfisuras, otorgándole resistencia residual a la pieza (incrementando la

ductilidad) y capacidad de absorción de energía de deformación. La resistencia residual del material

compuesto cae al perderse el anclaje de las fibras con el hormigón.

Figura 2.7. Comportamiento a flexión del HRF (Guillamón, 2013)

Los ensayos empleados generalmente para la caracterización a flexotracción del HRF son

realizados sobre vigas o paneles de hormigón.

En cuanto a los ensayos sobre vigas, debido al especial interés de caracterizar el comportamiento

postfisuración, se suele realizar una entalla que permita concentrar la primera fisura en la sección

central de la viga y poder determinar de una manera más estable mediante la apertura de la fisura. Así,

las principales variables a medir son la carga aplicada, la carga máxima (resistencia a flexotracción),

deflexión de la viga y apertura de fisura (Mora, 2008). Los procedimientos más extendidos sobre vigas

son el ensayo a flexión a 3 y 4 puntos.

El ensayo de flexión a 4 puntos (ver Figura 2.8) permite obtener un momento flector constante en

el tercio central de la probeta, pero al no realizarse entalla sobre este ensayo normalizado, se genera

una incertidumbre en la generación de la primera fisura, conllevando a una relativa elevada dispersión

en los resultados residuales. (NBN_B_15-238, 1992) (ASTM_C1609, 2019)


24

Figura 2.8. Esquema del ensayo de flexotracción a 4 puntos

Por otra parte, el ensayo de flexotracción a 3 puntos permite la concentración del momento

máximo en la sección central (sección donde se la carga es aplicada). Basado en este ensayo, para el

HRF se define el ensayo normalizado de flexión con entalla (UNE-EN-14651, 2007) (RILEM-TC-

162-TDF, 2002).

Figura 2.9. Esquema del ensayo de flexotracción a 3 puntos con entalla (RILEM-TC-162-TDF, 2002)

Debido a la realización de la entalla, el canto de la sección central puede presentar mayores

diferencias y generar grandes dispersiones en los resultados. Sin embargo, presenta la ventaja de la

concentración de la primera fisura en la sección deseada, permitiendo la medición de la apertura de la

fisura y un control del ensayo mediante esta, haciéndolo un ensayo más estable. (Mora, 2008)

Po otra parte, los ensayos sobre paneles más extendidos son los ensayos sobre paneles cuadrados

y paneles redondos, como alternativa al ensayo sobre vigas.

El ensayo de Panel EFNARC (1996) (UNE-EN_14488-5, 2007) se realiza sobre un panel

cuadrado y permite evaluar a flexotracción, tanto la resistencia máxima como la resistencia residual

postfisuración y, especialmente, la absorción de energía, para HRF y para hormigón proyectado


25


reforzado con fibras (HPRF) (ver Figura 2.10). Consiste en la aplicación de una carga puntual central

sobre el panel simplemente apoyado en sus 4 lados, permitiendo una luz de 500 x 500 mm. Sin

embargo, este ensayo es muy sensible a una correcta fabricación de las muestras para obtener una cara

inferior plana.

Figura 2.10. Esquema del ensayo sobre panel cuadrado EFNARC 1996 (Aire, 2018)

Por otra parte, el ensayo sobre paneles circulares (ASTM_C1550, 2002) permite evitar los

principales problemas del ensayo sobre panel cuadrado. Consiste igualmente en la aplicación de una

carga central puntual, pero el panel está simplemente apoyado solo en 3 puntos de la base (separados

120º) y así, los planos de fisuración están más definidos y reduce la dispersión de los resultados. El

fallo se produce por fisuras radiales en la bisectriz del ángulo formado entre apoyos. (Mora, 2008)

Los resultados para este ensayo son por lo tanto más fiables debido a la existencia de una mayor

superficie de fallo y por la simplicidad de configuración y ejecución en comparación con el ensayo

sobre panel cuadrado. (Aire, 2018)

Figura 2.11. Ensayo sobre panel circular (Aire, 2018)

Tanto el ensayo de panel circular y de panel EFNARC (cuadrado) presentan el inconveniente de

requerir tamaños muy grandes de muestras, lo que conlleva a una mayor complejidad en la disposición

de la muestra para el ensayo, así como a limitar el número de muestras fabricables y resultados

obtenidos que permitan una correcta caracterización del hormigón ensayado. (Blanco, Pujadas,

Cavalaro, De la Fuente, & Aguado, 2014)


26

Otras consideraciones

La resistencia del hormigón a la deformidad y su capacidad para la absorción de energía también

ha sido estudiada. En un experimento en que se comparó la carga máxima de fractura tanto para

hormigones con fibras como sin ellas, se concluyó que, aunque las cargas de pico no eran

significativamente diferentes entre los dos tipos de hormigón, la energía de fractura era del orden de

dieciséis veces mayor cuando el hormigón contenía un contenido de fibras del 1% en volumen

respecto al hormigón sin fibras (Taghi Kazemi, Naraghi, & Vossoughi Shahvari, 2004). También son

destacables los estudios realizados sobre la deformación producida por fluencia en un estudio

realizado con el propósito de desarrollar un nuevo método para el estudio de este tipo de deformación

(Zheng, Ling, & Chen, 2009).

Se han realizado ensayos evaluando la resistencia al impacto de pequeños proyectiles perforación

del hormigón reforzado con respecto al hormigón sin fibras. En dicha investigación se demostró que,

aunque la presencia de fibras reduce ligeramente el espesor del hormigón necesario para evitar la

perforación, si lo que se requiere es reducir las costras producidas, las fibras permiten reducir el

espesor hasta la mitad de la necesaria si se utiliza hormigón sin refuerzo. Esta propiedad hace del

hormigón un material muy interesante para la construcción de edificios e instalaciones de defensa

(Almansa & Cánovas, 1999).

Otra investigación en el que se combinó una malla de acero y fibras determinó que se podría

reducir el diámetro máximo del refuerzo utilizado. Debido a ello, el conocido efecto positivo que

aportan las fibras en la resistencia del hormigón permitió que la malla pasiva necesaria fuera menor

(Löfgren, 2005).

Si atendemos a la contribución de las fibras a la resistencia a la erosión-abrasión del hormigón,

Sustersic, Mali y Urbancic (1991) concluyeron que dicha resistencia se incrementa cuando hay un

mayor contenido de fibras.

Por otra parte, se han realizado también estudios para la aplicación de las fibras en hormigones de

alto rendimiento, este tipo de hormigones son utilizados en muchas estructuras debido a su alta

durabilidad y resistencia, sin embargo, el principal problema es su fragilidad, razón por la cual se

puede producir el fallo sin señales previas que puedan indicarlo. Por todo ello, el uso de fibras en este

tipo de hormigón ha despertado un gran interés, este tipo de refuerzo mejora ligeramente la resistencia

a compresión, pero notablemente la ductilidad, la durabilidad, la resistencia a cortante, así como la

resistencia al impacto (Soroushian & Bayasi, 1991).

En definitiva (Boulekbache, Hamrat, & Amziane, 2010), múltiples investigaciones han concluido que

la aportación de fibras permite mayores prestaciones del HRF y efecto positivo sobre:

• Ductilidad, tenacidad, resistencia a flexión y a cortante

• Energía absorbida y redistribución de esfuerzos mediante el efecto puente al coser las

fisuras, controlando el crecimiento de estas.

• Reducen la retracción del hormigón, la fisuración debido a este fenómeno y la

permeabilidad del hormigón resultante.

• Mejora el comportamiento a fatiga y a impacto


27


• Con las fibras empleadas en la actualidad, se verifica una apropiada adherencia entre fibras

y la matriz de hormigón, asegurando una apropiada transferencia de tensiones.

Orientación de las fibras

Un aspecto a tener en cuenta para el comportamiento del HRF es la orientación que adopten las

fibras. Un incremento de la cantidad de fibras puede mejorar las propiedades mecánicas del hormigón,

pero la efectividad de estas es más debatible debido a que estas no se orientan necesariamente en la

dirección de las tensiones. (Stähli, Custer, & Van Mier, 2008)

La orientación y distribución de las fibras dependen de una variedad de efectos que se presentan

en la fabricación de los elementos de hormigón, de los cuales el efecto pared y las propiedades del

HRF en estado fresco son las más influyentes. Otros factores que influyen en la orientación de las

fibras son la dirección de hormigonado, efecto de la compactación y el flujo del hormigón fresco

(Laranjeira et al. (2012))

La presencia de paredes en los moldes redirige las fibras a una posición paralela a estas, debido al

choque de las fibras con la pared, denominado efecto pared (ver Figura 2.12) (Stroeven, 1999).

Figura 2.12. Orientación de las fibras debido al efecto pared (Torrents et al. (2012))

Kooiman (2000) también señala la orientación preferente de las fibras para dovelas prefabricadas

de túneles, en donde el efecto pared y la compactación por vibración generan la orientación mostrada

en la Figura 2.13.

Figura 2.13. Orientación preferente en dovelas prefabricadas (Kooiman, 2000)

Kooiman (2000) y Laranjeira et al. (2012) señalan el efecto de la compactación en la orientación

de las fibras y distribución de estas. La compactación por vibrado genera una segregación de fibras y

una alineación horizontal de estas, y cuanto más líquida la consistencia, mayor este efecto. Sin


28

embargo, para hormigones autocompactantes se evita este fenómeno y la orientación de las fibras se

ven influenciadas principalmente por el flujo del hormigón fresco.

Igualmente, para consistencias más líquidas el efecto del flujo es mayor sobre la orientación de

las fibras. La diferencia en las velocidades de flujo genera variaciones en las orientaciones. En la

Figura 2.14, se observa como el perfil de velocidades puede generar un par de fuerzas que hace rotar

las fibras y generar orientación preferente alineada con el flujo, debido también por el efecto pared y

las tensiones por fricción que genera el molde en el fluido. (Boulekbache, Hamrat, & Amziane, 2010)

Figura 2.14. Orientación de las fibras según el flujo para a) un flujo radial y b) flujo en canal confinado (Boulekbache,

Hamrat, & Amziane, 2010)

Barnett (Barnett, Lataste, Parry, Millard, & Soutsos, 2010) demostró que la orientación de las

fibras tiende a ser perpendicular al flujo del hormigón fresco en muestras con geometría de paneles

redondos (discos), coincidiendo con Boulekbache et al. (2010) (ver Figura 2.14), y que la resistencia

final estaba directamente relacionada a dicha resistencia. En las probetas en forma de disco utilizadas,

el hormigón alcanzaba la máxima resistencia cuando la orientación de las fibras era perpendicular al

radio mientras que el hormigón más débil se encontraba en aquellas probetas cuyas fibras eran

paralelas a dicho radio.

Diferentes técnicas son utilizadas para poder determinar la orientación de las fibras, bien sean

destructivas o no destructivas (Guillamón, 2013). Las destructivas se basan en el método indirecto de

recuento de fibras y su orientación en una sección de rotura, mientras que las no destructivas pueden

ser por análisis de imágenes métodos inductivos entre otros. (Torrents et al. (2012)) (Laranjeira, y

otros, 2012)

2.1.2. Fibras de acero

De los distintos materiales empleados en la fabricación de fibras, son las fibras de acero las más

utilizadas debido a que son por regla general más baratas que el resto. En cuanto a las dimensiones,


29


para aquellas de sección circular, el diámetro se sitúa entre 0.25 – 1 mm. En cuanto a las planas, las

dimensiones suelen ser de 0.15 – 0.41 mm de grosor y 0.25 – 1.14 mm de ancho (Labib, 2018).

El uso de fibras de acero, debido a su mayor rigidez permite el control de fisuración en cuanto a

macro-fisuras. El refuerzo con este tipo de fibras puede mejorar las propiedades del hormigón, pero

requiere un alto contenido de fibras, además incrementa el peso del HRF y se pueden producir erizos

de fibras (balling effect) durante la fabricación, y así, reducir la trabajabilidad del hormigón fresco.

Otros inconvenientes que presentan las fibras de acero es que estas fácilmente pueden sobresalir del

elemento fabricado y sufrir de oxidación. (Hsie, Tu, & Song, 2008)

Debido a que el factor más importante que influye en una correcta dispersión de fibras dentro de

la matriz de hormigón y en el espaciamiento entre estas, afectando también a la consistencia y

trabajabilidad del hormigón fresco, es la esbeltez o relación de aspecto (relación entre longitud y

diámetro, L/d), esta está limitada a un valor de 150 (Katzer, 2006). La Figura 2.15 muestra un análisis

estadístico llevado a cabo por Katzer sobre la esbeltez que presentan las fibras de acero fabricadas,

donde se observa que suele estar comprendida entre un valor de 45 y 64.

Figura 2.15. Análisis estadístico de la esbeltez de fibras de acero producidas

Las cinco formas de fibras más utilizadas son: rectas, con extremos conformados (en forma de

gancho), onduladas, con extremos cónicos y con relieve. Estos tipos son los más populares debido a su

eficiencia basada en su actuación una vez introducidas en el hormigón y en su facilidad en su

fabricación (Katzer, 2006), los tipos de fibras más utilizadas se muestran en la Figura 2.16:

Figura 2.16 Tipos de fibra, de arriba a abajo: con extremos conformados, ondulada, con extremos cónicos y con

relieve (Katzer, 2006)


30

Estas fibras suelen presentar un módulo de Young propio del acero (alrededor de 205 MPa) y una

resistencia a la tracción cuyo valor se sitúa entre los 345 y 1700 MPa, la longitud de las fibras suele

situarse entre 19 y 60 mm (Labib, 2018).

2.1.3. Fibras de polipropileno

El uso de fibras de polipropileno presenta ciertas ventajas sobre el HRF como lo es un aumento

mayor en la ductilidad, mayor reducción de la retracción del hormigón y mayor durabilidad. Así

Cifuentes et al. (2013) concluyeron que el uso de este tipo de fibras produce solo una ligera mejora en

las propiedades mecánicas del material, pero una gran prestación en cuanto al comportamiento de

fractura y la ductilidad. Los autores observaron que el efecto favorable de estas fibras es mayor para

hormigones con menores resistencias, ya que las bajas tensiones solicitan en mayor medida el efecto

puente que producen las fibras.

Hsie, Tu y Song (2008) señalan la ventaja que presenta el uso de fibras de polipropileno en

cuanto a su dispersión dentro de la matriz de hormigón.

A diferencia de las fibras de acero, el refuerzo con fibras de polipropileno permite el control de la

iniciación y propagación de las micro-fisuras. Es por esto que se ha estudiado ampliamente durante los

últimos años (Qian & Stroeven, 2000) (Banthia & Gupta, 2004) (Hsie, Tu, & Song, 2008),el

comportamiento de un refuerzo híbrido entre fibras de acero y de polipropileno, aprovechando las

ventajas de cada una de ellas y la sinergia producida en el efecto sobre las propiedades del HRF.

Sukontasukkul (2004) ensayando vigas a flexortracción observó que, a diferencia del refuerzo con

fibras de acero, el HRF de polipropileno presentaban doble pico en la curva carga-deflexión (ver

Figura 2.17). Esto es debido a que, por un lado, las fibras de acero son más rígidas y con mayor

resistencia, generando entrando en solicitación instantáneamente una vez se inicia la fisuración;

mientras que, por otro lado, las fibras de polipropileno debido a su menor rigidez y resistencia requiere

una mayor deformación y apertura de fisura para ser solicitadas.

Figura 2.17. Curva obtenida a flexotracción para HRF metálicas (izq) y plásticas (der) (Sukontasukkul, 2004)

Los dos tipos de fibras de polipropileno más utilizadas son aquellas con geometría de

monofilamento con relieve y las fibras cortadas (delgados hilos), ver Figura 2.18.


31


Figura 2.18. Tipos de fibras de polipropileno empleadas (Hsie, Tu, & Song, 2008)

En la industria de la construcción, la cuantía de fibras de polipropileno suele estar comprendida

entre 0,6 y 2,4 kg/m3. Usualmente presentan una longitud variable, que va desde 10 mm a 60 mm, su

módulo de elasticidad entre 4 GPa y 6 GPa y una resistencia a tracción entre 300 y 600 MPa.

(Cifuentes, García, Maeso, & Medina, 2013) (Hsie, Tu, & Song, 2008)

2.2. HORMIGÓN PROYECTADO

El interés sobre el hormigón proyectado ha ido aumentado a través de los años, debido a los

avances tecnológicos para esta técnica de puesta en obra, buscando aplicaciones con mayor aplicación

estructural (UPC, 2018). Este material presenta altas propiedades en cuanto a resistencia absorción y

protección ante agentes ambientales y químicos (Torrico, 2018).

Se diferencia del hormigón convencional por su modo de aplicación y por la necesidad de la

adición de aditivos acelerantes de fraguado que permitan una rápida ganancia de resistencia posterior a

su mezcla y proyección. Los acelerantes se añaden justo antes de la proyección y garantiza que la capa

de hormigón sea capaz de aportar estabilidad al terreno. (Salvador, Cavalaro, Cano, & Figueiredo,

2016)

En este tipo de hormigón el proceso de colocación y compactación se realizan simultáneamente,

acortando los tiempos de construcción. (Galobardes, Cavalaro, Aguado, & García, 2014)

Este requiere de una adecuada preparación, mezcla y colocación, procesos que nos son tareas

simples y de las cuales dependerá el desempeño final del material. De especial relevancia es una

adecuada adherencia entre el hormigón proyectado y el soporte (superficie sobre la cual se proyecta)

(Jolin & Beaupré, 2003).

Agulló et al. (2009) han verificado que pueden existir diferencias en las propiedades del

hormigón proyectado según la dirección de evaluación, como son la resistencia a compresión y el

módulo de elasticidad. Esto es debido a que, en el proceso de puesta en obra, el hormigón de partida y

el colocado presentan diferencias en la composición ya que el material es lanzado a gran velocidad y

sufre varios fenómenos que modifican las propiedades de este. Estos fenómenos son el rebote

diferencial, la acumulación de grava y el efecto sombra producido por planos de armado, además de la

incorporación de aire en la mezcla, resultado de la utilización de este durante el proceso de transporte

y de colocación.

Por esto, con el objetivo de avanzar en la conocimiento estructural de este material y debido al

escaso estudio bajo condiciones controladas en laboratorio en comparación con otros tipos de

hormigones por la dificultad de reproducir en el laboratorio las mismas condiciones presentes en la

puesta en obra, se siguen varias líneas de investigación, como en lo referente al módulo de elasticidad


32

(Galobardes, Cavalaro, Aguado, & García, 2014), la resistencia a cortante (García, Blanco, &

Cavalaro, 2016), la adherencia frente al soporte (Torrico, 2018) y la adherencia con las barras de

armado (UPC, 2018).

2.2.1. Campo de aplicación

Su uso principal es en el mantenimiento de estabilidad, en el que el hormigón proyectado puede

presentar diferentes funciones: como capa protectora para aislar la roca expuesta frente a agentes

ambientales y como capa estructural, papel en el cual se está aumentando el interés por los avances

obtenidos (Jolin & Beaupré, 2003)

Así, las principales aplicaciones que tiene el hormigón proyectado son el revestimiento de

túneles, estabilización de taludes en carreteras, minas, obras subterráneas y presas, reparación de

estructuras de hormigón, restauración de edificios históricos, trabajos de sellado, como placas de

revestimiento y muchas otras aplicaciones creativas. Este gran abanico de aplicación es debido a la

flexibilidad y el bajo coste del hormigón proyectado. (Vélez Isasmendi, 2012) (Gámez, 2017).

2.2.2. Métodos de aplicación

Para la aplicación del hormigón proyectado se realiza bien por vía seca o por vía húmeda. La vía

húmeda es la más utilizada en la actualidad debido a los avances tecnológicos en cuanto a materiales,

sobre todo en lo referente a acelerantes, y en cuanto a equipos de proyección (UPC, 2018); y también

debido a que por medio de esta vía se consiguen propiedades más parecidas al hormigón convencional

que mediante la vía seca (Torrico, 2018).

Vía húmeda

Por esta vía, se proyecta el hormigón a alta velocidad, es decir, la mezcla entre los componentes

sólidos (cemento, áridos y aditivos sólidos) y el agua se produce en la tolva antes de ser conducida

mediante aire comprimido, o bien, mediante bombeo. Este método presenta ventajas frente a la vía

seca, además de las ya mencionadas, como la producción de menos polvo, mejorando las condiciones

de trabajo y puesta en obra, y menor contenido de aire ocluido en la mezcla. (Vélez Isasmendi, 2012)

y (Torrico, 2018)

Figura 2.19. Esquema de la proyección por vía húmeda (Torrico, 2018)


33


Vía seca

Mediante este método se proyecta a gran velocidad a través de la boquilla, donde se produce la

mezcla entre los materiales sólidos y el agua. Inicialmente se mezcla el cemento con los áridos y los

aditivos sólidos, introduciéndola en la máquina de proyección; mediante aire comprimido se transporta

esta mezcla hasta la boquilla, donde finalmente se añade agua pulverizada mediante un dosificador

para la proyección sobre la superficie de soporte. Sin embargo, esta técnica de proyección no es usada

en la actualidad para elementos con función estructural, debido al poco control en el contenido de

agua, y por tanto, desconocimiento en la relación a/c. (Vélez Isasmendi, 2012) y (Torrico, 2018)

Figura 2.20. Esquema de la proyección por vía seca (Torrico, 2018)

2.2.3. Fenómenos asociados al proceso de proyección

Dosificación

el hormigón proyectado, frente al hormigón convencional, presenta un mayor contenido de finos

y contenido de cemento, y menor carga mineral (tamaño máximo de áridos menor). Además, presenta

la necesidad de aditivos acelerantes de fraguado. (Vandewalle, 1993)

Compactación

La compactación se produce simultáneamente con el proceso de proyección. Esto se debe a la

alta velocidad con la que es proyectado el hormigón, haciendo que la mezcla impacte en la superficie,

penetre y se sostenga sin hundirse o deslizarse.

Problemas pueden surgir cuando se utiliza una gran cantidad de acelerante, produciendo un

endurecimiento bastante rápido que impida una adecuada compactación. Además, si la mezcla es muy

líquida, el hormigón proyectado puede no mantenerse en la posición deseada produciéndose

escurrimiento. Si, por el contrario, la mezcla es muy seca, se favorece el rebote, que se verá a

continuación. (Torrico, 2018)

Rebote

Al realizarse la proyección, una parte del material rebota sin adherirse a la superficie soporte. Si

el fraguado se produce antes de lo deseado se favorece el rebote, al igual de si la mezcla presenta una

consistencia muy seca. Este rebote influye en la composición del hormigón resultante y, por lo tanto,


34

en las propiedades de este. Además, por perdida de material, entran en juego aspectos económicos.

(Torrico, 2018)

Porosidad

Debido al transporte de la mezcla desde la máquina o tolva, hasta la posición final mediante aire

comprimido, el contenido de aire ocluido en el hormigón es mayor frente a un hormigón convencional,

generando un mayor contenido de huecos en la matriz. (Vandewalle, 1993)

Sombras

El efecto sombra en la proyección se produce al presentar armado. El trasdós de la armadura

puede quedar sin una adecuada compactación, por lo que es esencial ir modificando el ángulo con el

cual se proyecta (ver Figura 2.21). (UPC, 2018)

Figura 2.21. Procedimiento de proyección incorrecto (izq.) y correcto (der.) con presencia de armadura (UPC, 2018)

El efecto sombra modifica las propiedades mecánicas del hormigón y pueden conllevar a una

corrosión del armado y fisuración del hormigón. (Torrico, 2018)

Cabe mencionar que la incorporación de fibras en la mezcla mejora ciertas propiedades

mecánicas del hormigón, sin embargo, dificulta el proceso de proyección. Las fibras suponen un

contenido de sólidos, que puede generar interrupciones en el bombeo o lanzado de la mezcla o generar

una consistencia más seca. (Vandewalle, 1993)

2.3. ADHERENCIA ENTRE ACERO Y HORMIGÓN

Para el funcionamiento del hormigón armado como un material estructural se requiere de un

adecuado comportamiento entre la matriz de hormigón y la armadura. Esto es, tener una adecuada

transferencia de tensiones entre los dos materiales, la cual se alcanza por medio de la adherencia entre

ellos. La transferencia de tensiones se lleva a cabo por tres tipos de acciones: acción química (la

adhesión química entre los materiales), por fricción y por interacción mecánica debida a las corrugas

de la armadura (Valcuende & Parra, 2009). Si se tiene una longitud de anclaje suficiente para la

transferencia de tensiones, la adhesión química se va reduciendo, cobrando mayor importancia los

mecanismos de fricción e interacción mecánica.

Sin embargo, la relevancia de los mecanismos difiere para barras lisas y para barras deformadas

(grafiladas o corrugadas). En barras lisas, la interacción mecánica no se produce por falta de corrugas,


35


debiéndose la adherencia a la adhesión química y a la fricción. Por otro lado, en barras deformadas, el

mecanismo de mayor relevancia en el comportamiento adherente es la interacción mecánica. (Molina,

2005)

Con lo cual, la adherencia representa la resistencia del hormigón circundante al arrancamiento de

la barra, y una perdida repentina de esta adherencia en las zonas de anclaje entre la armadura y el

hormigón representa un fallo frágil (Appa Rao, Pandurangan, Sultana, & Eligehausen, 2007). Por ello,

es un parámetro muy importante para el comportamiento estructural, no solo en cuanto a resistencia

(Estado Límite Último), sino también en cuanto a Estados de servicio como la fisuración y

deformación.

El mecanismo de transferencia de tensiones ha sido descrito por Tepfers (1973) que como se

muestra en la Figura 2.22, al presentarse una tracción en la barra de acero, este transmite tensiones de

compresión con cierto ángulo, las cuales ven equilibradas sus componentes radiales por medio de la

aparición de un anillo de tracciones.

Figura 2.22. Mecanismo resistente debido a la transferencia de tensiones entre acero y hormigón (Tepfers, 1973)

Conociendo el mecanismo de transferencia, se sabe que la adherencia presenta dos tipos de

fallos: El primero es por arrancamiento o deslizamiento de la barra (pull-out), ocurrido cuando la barra

tiene un gran confinamiento, produciéndose un fallo del hormigón inmediatamente próximo a la barra.

El segundo se produce por fractura de la pieza de hormigón (splitting), producido cuando el

recubrimiento o el confinamiento de la barra es insuficiente, debido a tensiones radiales de tracción,

generando la fisuración en la dirección longitudinal de la barra; la fractura se propaga hasta alcanzar

las superficies de la pieza, generando la pérdida total de recubrimiento y adherencia (Balász &

Eligehausen, 1991).

Según Cairns y Jones (1995), el modo de fallo depende de la relación recubrimiento/diámetro de

barra (c/𝜙):

𝑠𝑖 𝑐

𝜙≤ 3 → 𝑠𝑝𝑙𝑖𝑡𝑡𝑖𝑛𝑔

𝑠𝑖 𝑐

𝜙> 3 → 𝑝𝑢𝑙𝑙 − 𝑜𝑢𝑡

Aquí la resistencia a compresión juega un papel muy relevante en la forma de fallo, ya que al

aumentar la resistencia las tensiones transmitidas por las corrugas generan un incremento en la

componente radial de la tensión de adherencia, y debido a que la resistencia a tracción en el hormigón

incrementa relativamente menos que a compresión, el modo de fallo puede pasar de deslizamiento de

la barra a fractura del hormigón (Valcuende & Parra, 2009).


36

Goto (1971) describió las fisuras producidas durante el mecanismo de adherencia. Identificó la

propagación de dos tipos de fisuras alrededor de las barras de acero (ver Figura 2.23). Fisuras

primarias: fisuras de principales que alcanzan la superficie: fisuras secundarias: fisuras internas que

siguen el patrón de las corrugas y se mantienen en la zona interna de fisuración (no alcanzan la

superficie). Goto determinó, además, que las fisuras secundarias y la dirección de las tensiones de

compresión formadas en las corrugas forman un ángulo de entre 45 y 80º con la barra.

Figura 2.23. Estado de fisuración en el hormigón armado. Fisuras primarias y secundarias (internas)

Comportamiento adherente

La Figura 2.24 presenta la curva de respuesta de tensión de adherencia-deslizamiento relativo

entre barra y matriz de hormigón. Esta curva responde a los mecanismos adherentes y al

confinamiento de la barra. Se describe a continuación cada uno de los tramos y puntos representativos

de la curva. (Magnusson, 2000) (Molina, 2005)

Figura 2.24. Curva tensión de adherencia-deslizamiento (Magnusson, 2000)


37


Tramo A: Este tramo corresponde a bajas tensiones de adherencia, en el cual la adhesión química

entre la barra y la matriz es el principal mecanismo adherente. Se presenta un comportamiento lineal y

los pequeños deslizamientos se deben a la deformación del hormigón. El punto final de este tramo está

relacionado con la resistencia a tracción indirecta fct.

Tramo B: Una vez perdida la adhesión química el mecanismo adherente principal es el

rozamiento entre los dos materiales, debido a las irregularidades de la barra. Si la barra presenta

corrugas, se generan las fisuras secundarias, permitiendo el deslizamiento entre barra y hormigón y

generando un cambio progresivo en la pendiente de la curva.

Punto C: Al aumentar la carga, se consigue activar el mecanismo por interacción mecánica de las

corrugas. En este punto se sigue la curva b) si no se presenta confinamiento o si, por el contrario,

existe confinamiento, se sigue incrementando la tensión de adherencia.

Curva b): Como se ha indicado, si no existe confinamiento, la interacción mecánica y la

fisuración se ven drásticamente reducidas y se produce el fallo frágil (súbita) al alcanzar las fisuras la

superficie del elemento.

Tramo C-D: En presencia de confinamiento, la tensión de adherencia se ve incrementada, donde

el mecanismo adherente principal es la interacción mecánica.

Curva c): Si el confinamiento sobre la barra no es suficiente, se produce el mecanismo de rotura

por splitting. Este tipo de rotura es frágil.

Curva a): Si existe un buen confinamiento, la tensión de adherencia puede seguir

incrementándose hasta alcanzar la tensión máxima de adherencia (punto E), tras la cual se produce el

fallo por pull-out. Este tipo de fallo es dúctil (Tramo F).

2.3.1. Factores que influyen en la adherencia

En cuanto a la adherencia, hay múltiples factores que influyen en su comportamiento.

Centrándonos inicialmente en el mecanismo mecánico de adherencia, múltiples investigaciones han

informado de la influencia de la geometría de las corrugas en esta; así, a menor separación entre

corrugas y menor altura de estas, la adherencia se ve reducida (Rehm, 1961) (Goto, 1971). Además,

como explican los autores, cuando la relación altura/separación (h/s) es alta, se produce un

acuñamiento, en el que el hormigón contenido entre las corrugas se moviliza junto con la barra,

favoreciendo el fallo por deslizamiento (pull-out). Por el contrario, si la relación h/s es baja, favorece

el mecanismo de bielas y tirantes y la transmisión de tensiones al bloque de hormigón generando

fisuras; esto es, favorece el fallo por fractura (splitting). En la Figura 2.25 se ilustran los mecanismos

de fallo.


38

Figura 2.25.Mecnaismo de fallo por deslizamiento (pull-out) (arriba) y por fractura (splitting) (abajo) (Universidade

da Coruña, 2007)

Igualmente, la adherencia se ve reducida al aumentar el diámetro de las barras de acero, así como

al aumentar la longitud embebida (Mathey & Watstein, 1961).

En cuanto a la resistencia del hormigón, la tensión de adherencia está directamente relacionada

con la resistencia a tracción de este, por lo que la tensión máxima de adherencia es proporcional a la

raíz de la resistencia a compresión del hormigón, √𝑓𝑐. (Orangun, Jirsa, & Breen, 1977)

En lo referente a factores geométricos, la posición vertical en la sección de hormigón juega un

papel importante en la adherencia entre los redondos de acero y el hormigón, presentando un mayor

valor para las armaduras inferiores que para las superiores. Esto es debido al peso por encima de la

armadura existente, el cual incrementa las tensiones de confinamiento sobre las barras inferiores. Por

este motivo, en los estándares actuales se incrementa un 30% la longitud de anclaje para la armadura

superior frente a la inferior (EHE-08). Un segundo factor de este tipo es el recubrimiento, bastante

relevante para la correcta transferencia de tensiones y formación del anillo de tracciones; además

como para la protección de la armadura ante agentes agresivos. (Molina, 2005)

Así, Molina (2005) concluyó que para una relación entre recubrimiento y diámetro de barra (c/𝜙)

mayor a 2,8 no existe variación sobre la tensión máxima de adherencia. Sin embargo, para valores

inferiores de c/𝜙 a 2,8 se produce una disminución en la capacidad adherente, sugiriendo la

aproximación lineal:

𝜏𝑚𝑎𝑥

𝑓𝑐= 0,15 ∙ (𝑐 𝜙⁄ + 1)

Los resultados obtenidos, y la aproximación propuesta se observan en la


39


Figura 2.26. Efecto del recubrimiento en la tensión de adherencia máxima (Molina, 2005)

Otro factor importante en la adherencia es el confinamiento, el cual se ve representado por tres

distintos parámetros: recubrimiento, armadura transversal (cose las fisuras producidas por el anillo de

tracciones) y presión transversal de compresión (Molina, 2005). A mayor confinamiento se genera una

mejor adherencia entre los dos materiales.

Por otra parte, la dosificación del hormigón presenta un papel crucial en la adherencia. Como se

ha mencionado anteriormente, el comportamiento adherente es proporcional a la raíz de la resistencia

a compresión del hormigón; por lo tanto, todo parámetro de la dosificación que influya en la

resistencia, también lo hará en la adherencia. Siendo un parámetro relevante, el disminuir la relación

agua-cemento, se incrementan las tensiones de adherencia (Tilanter, Rechardt, Solodovnik, Kunnos, &

Johanson, 1977).

Igualmente, para hormigones vibrados, a diferencia de los hormigones autocompactantes, cuando

la fluidez de la mezcla o su contenido de agregados finos aumenta, la adherencia decrece (Martin,

1982). Esto se debe a que, al presentarse una consistencia más líquida, la mezcla es más susceptible a

los problemas derivados de una excesiva o insuficiente vibración en el proceso de compactación. La

excesiva vibración produce segregación o goteo, mientras que una insuficiente vibración produce una

mayor cantidad de aire ocluido, lo que deriva en una mayor porosidad y discontinuidad en el hormigón

endurecido. Los hormigones autocompactantes presentan una mejora en la adherencia frente a los

hormigones vibrados debido a que se evita esta influencia de la compactación (Valcuende & Parra,

2009).

Considerando el estado de la armadura, Sonebi, Davidson & Cleland (2011) mediante

correspondientes ensayos determinaron el efecto de la corrosión de la armadura en cuanto a la

adherencia con el hormigón. De esto concluyeron que, como es bien sabido, a mayor nivel de

corrosión se presenta una peor adherencia; pero además, que a mayor corrosión, el efecto de

presentarse una menor tensión de adherencia última a mayores diámetros de barras se ve reducida su

influencia. Igualmente, la corrosión reduce en cierta manera la influencia del recubrimiento presente

para la armadura.

Por último, la temperatura presenta también una influencia en la adherencia. En temperaturas

bajas se presenta una mejor adherencia (Shih, Lee, & Chang, 1988) mientras que para elevadas


40

temperaturas, además de reducirse la resistencia, también empeora la adherencia (Diederichs &

Schneider, 1981).

2.3.2. Adherencia entre Hormigón Reforzado con Fibras y barras de acero

En las últimas décadas se han llevado a cabo diferentes estudios del comportamiento adherente

entre la matriz de hormigón y las barras de acero para HRF. Harajli y Salloukh (1997) según su

estudio sobre vigas (ver apartado 2.4.1), indicaron que añadiendo un 2% en volumen de fibras de

acero, se incrementaba la tensión de adherencia máxima hasta un 55%, pero sin un notable incremento

en esta añadiendo 0,6% de fibras de polipropileno. Krstulovic-Opara, Watosn y LaFave (1994)

registraron, mediante el ensayo de pull-out (ver apartado 2.4.2) un incremento en esta tensión de entre

un 10% y un 20 % con 1% en volumen de fibras de acero y hasta 4 y 6 , mientras que Campione et al.

(2005) obtuvieron con un 0,5% de fibras de acero un incremento en la tensión de adherencia máxima

de entre un 19%-26%. Yerex et al. (1985) también observaron que el refuerzo con fibras de

polipropileno no generaba ni una reducción ni un incremento en la adherencia.

En la Tabla 2.1 y Figura 2.27 se observan los resultados obtenidos por Krstulovic-Opara, Watosn

y LaFave (1994). Se observa que la tensión máxima obtenida con un 3% de fibras de acero es mayor al

doble del hormigón sin fibras. Para un refuerzo de 7% con hormigón de alta resistencia, se obtienen

hasta más de 3 veces el valor de tensión máxima.

Tabla 2.1. Resultados obtenidos por Krstulovic-Opara et al. (1994) Para diferentes diámetros de barras y volumen de

fibras

Figura 2.27. Resultados obtenidos por Krstulovic-Opara et al. (1994) Para diferentes diámetros de barras y volumen

de fibras


41


Igualmente, Yazıcı y Arel (2013), a través de ensayos de pull-out, variando la resistencia del

hormigón, recubrimiento del armado y cuantías de fibras de acero hasta un valor de 80 kg/m3,

concluyeron que la fuerza máxima para producir el arrancamiento de barras de 14 mm se incrementa

desde un 7 a un 16% con respecto al hormigón sin fibras.

Figura 2.28. Resultados obtenidos por Yazici y Arel (2013) para distinas resistencias del HRF, distintos

recubrimientos, relación de aspecto (l/d) y cuantía de fibras de acero

Los resultados de estos autores (ver Figura 2.28) reflejan, además, un aumento de un 18% en la

carga máxima de adherencia al incrementar el recubrimiento de 40 mm a 70 mm. Se observa que para

recubrimientos de 40 mm, la cuantía de fibras y la relación de aspecto de estas (l/d) son irrelevantes, al

no haber un recubrimiento suficiente que permita la generación del anillo de tracciones.

Ezeldin y Balaguru (1989) indicaron que añadiendo fibras se mejoraba el comportamiento de

adherencia y la ductilidad debido a que estas cosen las microfisuras producidas mediante el

mecanismo de adherencia, retrasando la propagación de estas, y que además, el deslizamiento

correspondiente a la tensión máxima de adherencia es mayor cuanto mayor es el contenido de fibras.

Sin embargo, Dancygier et al. (2010) encontraron que la adición de 0,75% en volumen de fibras

metálicas generó una reducción de la tensión de adherencia en las probetas. Los autores atribuyeron

este descenso de hasta un 30% en la adherencia a una posible perturbación local de la matriz de

hormigón en las inmediaciones de la barra.


42

En la Figura 2.29 se observan los resultados obtenidos tanto para hormigón convencional, como

para hormigón de alta resistencia, variando el diámetro de barra y la incorporación de 0,75% de fibras

de acero. Los ensayos se llevaron a cabo tanto en el ensayo de pull-out como en el ensayo de la viga.

Figura 2.29. Resultados obtenidos por Dancygier et al. (2010) para ensayos de pull-out y de la viga variando diámetro

de barra, para hormigones con o sin fibras

Por otra parte, Naaman et al. (1993) señala que el aire ocluido es mayor para hormigones

reforzados con fibras. Este incremento en el contenido de aire ocluido generó para HRF de

polipropileno una reducción en el comportamiento adherente, mientras que para HRF de acero no

presentó esta reducción pese a su contenido de aire.

Söylev (2011) mediante ensayo de pull-out sobre probetas en forma de muro con 3 planos

distintos de armado (ver Figura 2.30), observó que hormigones con fibras de acero presentaron mayor

tensión máxima de adherencia, pero una mayor reducción de esta con respecto a la altura a la que se

encontraba la barra, debido a la segregación de las fibras de acero. Por otra parte, observó que con

fibras de polipropileno la tensión de adherencia era menor, al igual que para fibras de vidrio; aunque

estas últimos presentaron menor diferencia en estos valores para los distintos niveles de armado.


43


Figura 2.30.Probeta empleada para el ensayo de pull-out por Söylev (2011)

La Tabla 2.2 muestra los resultados obtenidos para los HRF ensayados, donde la cuantía de fibras

de acero (SFRC) fue de 39.25 kg/m3, la cuantía de fibras de polipropileno de 0,91 kg/m3 y la cuantía

de fibras de vidrio de 2,68 kg/m3. La Figura 2.31 muestra la reducción en la tensión de adherencia

relativa según la altura a la que se encuentra la barra en el muro.

Tabla 2.2. Resultados obtenidos para distintos tipos de fibra por Söylev (2011)

Figura 2.31. Efecto de la altura de la barra para distintos refuerzos con fibras obtenidos por Söylev (2011)

2.3.3. Longitud de anclaje

EHE-08

Siguiendo la normativa española, específicamente la Instrucción de Hormigón Estructural, EHE-

08, en el apartado 69.5.1.2. Anclaje de barras corrugadas, define la longitud base de anclaje para

barras en posición I por equilibrio como función del diámetro de la barra 𝜙, el límite elástico de diseño


44

𝑓𝑦𝑑 y la tensión de adherencia 𝜏𝑏𝑑, la cual depende del diámetro de la barra, de las características

resistentes del hormigón y de la longitud de anclaje. Esta es calculada como la longitud necesaria para

anclar una fuerza de tracción:

𝑇 = 𝐴𝑠𝑓𝑦𝑑

Considerando constante a lo largo de esta longitud la tensión de adherencia, 𝜏𝑏𝑑

Figura 2.32. Equilibrio para el cálculo de la longitud de anclaje (Universidade da Coruña, 2007)

De esta manera, por equilibrio se tiene:

𝑙𝑏 =𝑇

𝑢 ∙ 𝜏𝑏𝑑=

𝐴𝑠 ∙ 𝑓𝑦𝑑

𝑢 ∙ 𝜏𝑏𝑑=

𝜋𝜙2 4⁄

𝜋𝜙∙

𝑓𝑦𝑑

𝜏𝑏𝑑

𝑙𝑏 =𝜙 ∙ 𝑓𝑦𝑑

4 ∙ 𝜏𝑏𝑑

Para barras certificadas por el ensayo de la viga (se verá en el apartado 2.4.1), se tiene las

expresiones simplificadas de la longitud de anclaje en mm como:

𝑙𝑏𝐼 = 𝑚𝜙2 ≮𝑓𝑦𝑘

20𝜙 𝑃𝑎𝑟𝑎 𝑏𝑎𝑟𝑟𝑎𝑠 𝑒𝑛 𝑝𝑜𝑠𝑖𝑐𝑖ó𝑛 𝐼

𝑙𝑏𝐼𝐼 = 1,4 ∙ 𝑚𝜙2 ≮𝑓𝑦𝑘

14𝜙 𝑃𝑎𝑟𝑎 𝑏𝑎𝑟𝑟𝑎𝑠 𝑒𝑛 𝑝𝑜𝑠𝑖𝑐𝑖ó𝑛 𝐼𝐼

Donde la posición I es aplicable para situaciones de buena adherencia: para armaduras que

durante el hormigonado forman con la horizontal un ángulo comprendido entre 45º y 90º o en el caso

de formar un ángulo inferior a 45º están situadas en la mitad inferior de la sección o a una distancia

igual o mayor a 30 cm de la cara superior de una capa de hormigón. Mientras que la posición II es

aplicable para adherencias deficientes: situaciones no incluidas en la posición I.

El valor del parámetro m depende del límite de elasticidad del acero y de la resistencia a

compresión del hormigón según la Tabla 2.3, tomada de la EHE-08:


45


Tabla 2.3. Valores del coeficiente numérico m para la longitud de anclaje según EHE-08 (tabla 69.5.1.2.a)

Con esto se ve que la longitud básica de anclaje está determinada por la resistencia del hormigón,

el límite elástico de las barras, posición de la armadura (ubicación y/o dirección durante el

hormigonado) y diámetro de la barra.

Posteriormente, esta longitud básica es multiplicada por un factor, 𝛽, que tiene en cuenta factores

como forma de las barras en su finalización, recubrimiento del hormigón y el confinamiento, y por el

aprovechamiento de la armadura a anclar (relación entre la armadura necesaria por cálculo de la

sección y la armadura realmente dispuesta).

Código ACI

Según el código del American Concrete Institute (ACI 318-08, 2008), la longitud de anclaje se

calcula mediante:

𝑙𝑑 = (𝑓𝑦

1.1 𝜆√𝑓𝑐′

𝜓𝑡𝜓𝑒𝜓𝑠

(𝑐𝑏 + 𝐾𝑡𝑟

𝑑𝑏)

) ∙ 𝑑𝑏

Donde 𝑑𝑏 es el diámetro de la barra, y el término (𝑐𝑏+𝐾𝑡𝑟

𝑑𝑏) está limitado a 2.5, valor a partir del

cual se considera que el fallo de adherencia se produce por deslizamiento, con lo que un incremento en

el recubrimiento o de armadura transversal no incrementa la capacidad de anclaje.

𝐾𝑡𝑟 es el factor que representa la contribución de la armadura transversal (refuerzo de

confinamiento). 𝑐𝑏 es un factor que representa el menor valor entre el recubrimiento lateral, el

recubrimiento de la barra a anclar y la mitad de la separación entre barras. 𝜆, factor que toma en cuenta

si se trata de hormigón ligero (0.75) u hormigón normal (1.0)

𝜓𝑡 es el factor que considera la ubicación de la armadura, tomando valores de 1.0 o 1.3. 𝜓𝑒,

factor de recubrimiento (1.0, 1.2, o 1.5). 𝜓𝑠, factor del tamaño de la barra equivalente a 0.8 para

diámetros de barra menores o iguales a 19 mm y 1.0 para barras de 22 mm o más.

A modo de simplificación, el código permite usar la Tabla 2.4.


46

Tabla 2.4.Cálculo simplificado de la longitud de anclaje según el código ACI 318-08

2.4. ENSAYOS PARA LA CARACTERIZACIÓN DE LA ADHERENCIA

La normativa UNE-EN-10080 recoge dos tipos de ensayos que caracterizan la adherencia. Uno es

el ensayo de la viga, recogido en (UNE-EN-10080-Anexo_C, 2005) , mientras que el ensayo de Pull-

out (por arrancamiento) se encuentra recogido en (UNE-EN-10080-Anexo_D, 2005).

2.4.1. Ensayo de adherencia. Ensayo de la viga

El ensayo normalizado de la viga en (UNE-EN-10080-Anexo_C, 2005) consiste en la aplicación

de flexión en una viga hasta la pérdida total de adherencia o rotura del acero. Esta viga está formada

por dos semivigas armadas conectadas en la parte inferior por la barra sobre la cual se estudia la

adherencia, y en la parte superior por una rótula de acero.

Las dimensiones de la viga varían según el diámetro de barra a ensayar: para diámetros nominales

inferiores a 16 mm se siguen las dimensiones de la viga tipo A (Figura 2.33), mientras que para

diámetros nominales igual a 16 mm o mayores se sigue la viga tipo B (ver Figura 2.34).

Figura 2.33. Dimensiones de la viga de ensayo Tipo A


47


Figura 2.34. Dimensiones de la viga de ensayo Tipo B

La rótula está formada por dos piezas de acero en forma de “T” (Figura 2.35) con un ancho igual

al de la viga.

Figura 2.35. Dimensiones de la rótula metálica para la viga (izq) Tipo A y (der) Tipo b

En cuanto a la armadura transversal, esta ha de ser de la misma resistencia y propiedades

superficiales que la barra a ser ensayada. Las dimensiones responden igualmente al tipo de viga

empleada (ver Figura 2.36 y Figura 2.37). Además, se emplean manguitos de plástica para evitar la

adherencia en las zonas donde se disponen, dejando una longitud de adherencia de la barra igual a 10

veces el diámetro de la misma.

Figura 2.36. Armado auxiliar de las vigas Tipo A


48

Figura 2.37. Armado auxiliar de las vigas Tipo B

Siguiendo el esquema de la Figura 2.33 y la Figura 2.34, la viga es apoyada sobre dos rodillos

móviles y la carga es aplicada de igual manera a través de rodillos, representando una disposición de

flexión a 4 puntos. Esta carga se ha de aplicar a una velocidad que no se supere 1 MPa/s de tensión en

el acero, mientras se va registrando el deslizamiento de la barra de acero.

Conociendo la fuerza aplicada en la cara superior de la viga (𝐹𝑎) y el área nominal transversal de

la barra (𝐴𝑛) La tensión en la barra está dada por las siguientes expresiones:

𝜎𝑠 =1,25 𝐹𝑎

𝐴𝑛 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑑 < 16 𝑚𝑚

𝜎𝑠 =1,50 𝐹𝑎

𝐴𝑛 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑑 ≥ 16 𝑚𝑚

La cual nos permite conocer la tensión de adherencia 𝜏𝑏, y así obtener la curva tensión de

adherencia-deslizamiento.

𝜏𝑏 =𝜎𝑠

40

La normativa indica 4 valores de la tensión de adherencia que han de ser resaltados:

𝜏0,01 = tensión de adherencia correspondiente a un deslizamiento de 0,01 mm

𝜏0,1 = tensión de adherencia correspondiente a un deslizamiento de 0,1 mm

𝜏1 = tensión de adherencia correspondiente a un deslizamiento de 1 mm

𝜏𝑏𝑢 = tensión de adherencia correspondiente a la carga máxima


49


2.4.2. Ensayo de adherencia. Ensayo por arrancamiento (Pull-Out)

El ensayo normalizado de pull-out (UNE-EN-10080-Anexo_D, 2005) consiste en la tracción

directa sobre una barra embebida en un cubo de hormigón de 20 cm de lado. Para ello, siguiendo la

normativa correspondiente (Figura 2.38), se ha de dejar una longitud de adherencia (longitud libre del

acero embebida) igual a 5 veces el diámetro (5𝜙) y evitar la adherencia en el tramo inicial de esta

mediante la colocación de un manguito.

Figura 2.38. Esquema de la disposición en el ensayo de pull-out

La barra de acero excede por ambos extremos a la probeta de hormigón, disponiendo en el

extremo corto un dispositivo de medida de desplazamiento, registrando el deslizamiento entre barra-

hormigón, ∆𝑜 (ver Figura 2.39). En el extremo opuesto (extremo largo) se aplica la tracción.

Figura 2.39. Esquema del ensayo de arrancamiento para el estudio de la adherencia

La velocidad de carga ha de ser, en N/s:

𝑣𝑝 = 0,56 𝑑2

Finalmente, se obtiene la tensión de adherencia en cada instante de carga como:

𝜏𝑑𝑚 =1

5𝜋

𝐹𝑎

𝑑2

Donde 𝐹𝑎 es la carga de tracción aplicada mediante la máquina de ensayo

Con esto podemos obtener la curva tensión de adherencia en función del desplazamiento:


50

𝜏𝑑𝑚 − ∆𝑜

Cabe destacar que, debido a la imposibilidad de medir la tensión de adherencia local y el

deslizamiento en la longitud embebida, se utiliza un método indirecto considerando una tensión de

adherencia constante a lo largo de la longitud (Figura 2.32), consideración adecuada para pequeñas

longitudes de anclaje. De esta manera, se mide la fuerza aplicada en un extremo de la barra y midiendo

el desplazamiento del otro extremo. (Molina, 2005).

Además, múltiples variaciones del ensayo normalizado han sido llevadas a cabo para determinar

el efecto de diversos parámetros que influyen en la adherencia entre los dos materiales. Por ejemplo,

Tepfers (1973) evaluó la influencia del recubrimiento y consecuentemente, la relación

recubrimiento/diámetro de barra; Tassios y Yannopoulos (1981) realizaron ensayos de arrancamiento

para determinar la influencia de someter a las barras a cargas cíclicas; Eligehausen, Popov & Bertero

(1982), Malvar (1991), (1992) llevó a cabo ensayos para ver la influencia del confinamiento,

aplicando cargas de compresión transversales.


51



CAMPAÑA EXPERIMENTAL

3.1. INTRODUCCIÓN

En este capítulo se presenta la campaña experimental llevada a cabo para la caracterización del

hormigón y el estudio de la adherencia entre barra de acero y matriz de hormigón. Se presenta

inicialmente (apartado 3.2) la planificación de esta, definiendo el número de hormigones distintos a

ensayar, el número de probetas a fabricar y los ensayos a realizar. Posteriormente (apartado 3.3) se

especifica la dosificación empleada para cada uno de los hormigones y la fabricación de las probetas.

En el apartado 3.4 se describen los ensayos empleados y su aplicación durante la campaña

experimental para las probetas moldeadas fabricadas. Y, finalmente, en el apartado 3.5, se describe el

ensayo llevado a cabo de pull-out para hormigón proyectado con fibras en el proyecto MAPMIT

(UPC, 2018).

3.2. VISIÓN GENERAL DE LA CAMPAÑA EXPERIMENTAL

Para la campaña experimental se han definido 6 diferentes hormigones en los cuales varía tanto

el tipo de fibra como sus cuantías. Para el primero, utilizado como hormigón de control, se ha

empleado una amasada sin fibras (hormigón en masa). Además, 3 hormigones con diferentes cuantías

de fibras plásticas MasterFiber 248 y 2 con diferentes cuantías de fibras metálicas MasterFiber 503.

Campaña experimental

53


Fibras plásticas MasterFiber 248

Las fibras plásticas utilizadas para los tres hormigones de este tipo corresponden a fibras

MasterFiber 248 de la casa comercial BASF. Presentan forma longitudinal con relieve en su superficie

(monofilamentada grafilada) cuyas propiedades se indican en la Tabla 3.1, tomadas de la ficha técnica.

Este tipo de fibra está especialmente diseñada para su empleo en el refuerzo estructural de hormigón,

hormigón proyectado y mortero.

Tabla 3.1. Propiedades fibras plásticas MasterFiber 248

MasterFiber 248

Material Polipropileno

Forma Monofilamentada grafilada

Diámetro equivalente 0,85 mm

Longitud 48 mm

Frecuencia de la fibra 41 200 ud/kg

Resistencia a tracción > 400 MPa

Densidad 910 kg/m3

Módulo de elasticidad > 6,0 GPa

Módulo secante > 4,7 GPa

Fibras metálicas MasterFiber 503

Las fibras metálicas empleadas para las dos dosificaciones correspondientes son fibras

MasterFiber 503 de la casa comercial BASF. Corresponden a fibras de acero bajo en carbono con

extremos conformados, especiales para refuerzo de hormigón. Se muestra en la Tabla 3.2 las

propiedades para las fibras empleadas.

Tabla 3.2. Propiedades fibras metálicas MasterFiber 503

MasterFiber 503

Material Acero bajo en carbono

Forma Extremos conformados

(ganchos)

Diámetro 0,75 mm

Longitud 35 mm

Frecuencia de la fibra 8 239 ud/kg

Resistencia a tracción 1 200 MPa

Densidad 7850 kg/m3

Módulo de elasticidad 210 GPa


54

Cuantías y denominación

A parte del hormigón de control, se han empleado hormigones con cuantías igual a 2 𝑘𝑔 𝑚3⁄ ,

4 𝑘𝑔 𝑚3⁄ y 6 𝑘𝑔 𝑚3⁄ de fibras plásticas y dos cuantías para fibras metálicas (20 𝑘𝑔 𝑚3⁄ y

40 𝑘𝑔 𝑚3⁄ ). A continuación, se muestra la nomenclatura que va a seguir la denominación de cada uno

de los hormigones:

• HC: Hormigón de control, sin fibras (Hormigón en masa)

• PF2: Hormigón con 2 𝑘𝑔 𝑚3⁄ de fibras plásticas



• M20: Hormigón con 20 𝑘𝑔 𝑚3⁄ de fibras metálicas

• M40: Hormigón con 40 𝑘𝑔 𝑚3⁄ de fibras metálicas

La Tabla 3.3 muestra la correlación entre la cuantía de fibras, el porcentaje en volumen (Vf) y el

número de fibras por metro cúbico de hormigón.

Tabla 3.3. Cuantía, Relación de volumen y frecuencia de las fibras por dosificación

Hormigón Cuantía

[kg/m3] Vf [%]

Frecuencia

[ud/m3]

HC 0 0 0

PF2 2 0,22 82 400

PF4 4 0,44 164 800

PF6 6 0,66 247 200

M20 20 0,25 164 780

M40 40 0,51 329 560

Ensayos y probetas a realizar

Además de llevar a cabo el estudio de la adherencia, según Ensayo de adherencia por

arrancamiento para el acero corrugado o grafilado para armaduras de Hormigón Armado (UNE-EN-

10080-Anexo_D, 2005), se han realizado distintos ensayos para la caracterización de cada una de las

amasadas de hormigón. Para ello, se estableció el empleo del ensayo de compresión (UNE-EN-12390-

3, 2009), ensayo para la determinación del módulo secante de elasticidad (UNE-EN-12390-13, 2013),

el ensayo de tracción indirecta (UNE-EN-12390-6, 2010) y el ensayo de tracción por flexión (UNE-

EN-14651, 2007).

Cabe destacar que el ensayo del módulo de elasticidad secante, al ser un ensayo no destructivo y

trabajar bajo régimen elástico, permite la utilización de las mismas probetas para el ensayo a tracción

indirecta.

En cuanto al ensayo de adherencia, se tienen 6 probetas por amasada, de las cuales 3 se ensayan

con barras de acero de 𝜙12 𝑚𝑚 de diámetro y las 3 restantes con barras de 𝜙16 𝑚𝑚. Según la

normativa (UNE-EN-10080-Anexo_D, 2005), ambos diámetros pertenecen a la categoría de diámetros

medios: 10<d<20 mm.


55


Tabla 3.4. Ensayos y número de probetas a realizar

Ensayo Normativa Parámetros a

determinar

Nº de probetas Dimensiones de

probetas [mm] Por

dosificación Total

Resistencia a

compresión

UNE-EN-

12390-3 𝑓𝑐 3 18 𝜙150 x 300

Módulo secante de

elasticidad

UNE-EN-

12390-13 𝐸𝑐,𝑠 3(*) 18(*) 𝜙150 x 300

Resistencia a tracción

indirecta

UNE-EN-

12390-6 𝑓𝑐𝑡 3(*) 18(*) 𝜙150 x 300

Resistencia a la tracción

por flexión

UNE-EN-

14651

𝑓𝑓𝑐𝑡,𝐿 , 𝑓𝑅,1, 𝑓𝑅,2,

𝑓𝑅,3, 𝑓𝑅,4 4 24 150 x 150 x 600

Ensayo

de adherencia

(pull-out)

𝜙12 UNE-

EN-10080-

Anexo D

𝜏𝑑𝑚 3 18

200 x 200 x 200 𝜙16 3 18

(*) Mismas probetas utilizadas para el ensayo de módulo y de tracción indirecta

3.3. DOSIFICACIÓN Y FABRICACIÓN DE PROBETAS

3.3.1. Dosificación

Como se ha mencionado anteriormente, se han llevado a cabo seis dosificaciones distintas, una

para hormigón de control, 3 para hormigón con fibras plásticas y 2 para hormigón reforzado con fibras

de acero. En la Tabla 3.5 se muestra la dosificación empleada para cada una de las amasadas, en donde

se ha empelado un tamaño máximo de árido de 20 mm y una relación agua/cemento 𝑎 𝑐⁄ = 0,6. El

superplastificante utilizado es MasterEase 3850 de la casa comercial BASF.

Tabla 3.5. Dosificación de los seis hormigones empleados

Fecha de fabricación 03/06/2019 17/06/2019 11/06/2019

Unidad HC PF2 PF4 PF6 M20 M40

Volumen L 1000 1000 1000 1000 1000 1000

Cemento I 52,5 R kg/m3 300 300 300 300 300 300

Agua kg/m3 180 180 180 180 180 180

Arena 0-2 kg/m3 120 120 125 130 125 130

Arena 0-5 kg/m3 755 755 760 765 760 765

Grava 5-12 kg/m3 305 305 295 285 295 285

Grava 12-20 kg/m3 705 705 685 665 685 665

Superplastificante kg/m3 1,6 1,9 2,1 1,8 2,5 2,4

Fibra kg/m3 0 2 4 6 20 40

Suma kg/m3 2367 2369 2351 2333 2368 2367

Para cada una de las amasadas, se refleja la dosificación para 1 𝑚3 de hormigón, habiéndose

fabricado 161 litros de cada una.


56

Para la dosificación se ha mantenido el contenido de cemento utilizado, así como la relación a/c.

Sin embargo, al incrementar la cuantía de fibras se requiere mayor mortero para un mejor

recubrimiento de las fibras, debido a su mal coeficiente de forma. Igualmente, el aumento de fibras

incrementa las posibilidades de interacción entre fibras, como la formación de erizos y afectando la

trabajabilidad de la mezcla, Por este motivo, a mayor volumen de fibras, se ha reducido ligeramente el

contenido de grava y aumentado el de finos. (Barnett, Lataste, Parry, Millard, & Soutsos, 2010)

Adicionalmente, en la Tabla 3.6 se puede apreciar el resultado de dos comprobaciones

realizadas sobre el hormigón fresco en su fabricación: a) el cono de Abrams para medir la consistencia

del hormigón fresco (Figura 3.1), y b) la densidad, tomando 1L de hormigón fresco y midiendo su

peso.

Tabla 3.6. Resultados sobre el hormigón fresco

Temperatura 24ºC 20ºC 25ºC

Hormigón HC PF2 PF4 PF6 M20 M40

Cono de Abrams cm 7,5 4,5 16 9 20,5 15

Consist Blanda Plástica Líquida Blanda Líquida Fluida

𝝆𝒓𝒆𝒂𝒍 kg/m3 2362 2380 2357 2365 2367,5 2371

Figura 3.1. Cono de Abrams para el hormigón M40

Cabe destacar la desigual consistencia obtenida para las distintas dosificaciones, lo cual conlleva

a tiempos distintos de vibración en la mesa vibratoria.

3.3.2. Fabricación de probetas

Tres distintas geometrías de probetas se han llevado a cabo: cilíndricas, prismáticas (vigas) y

cúbicas. Las fabricaciones de las 6 amasadas se han realizado, según se ve en la Tabla 3.5, los días 3,

11 y 17 de junio, siendo compactadas las probetas por vibración mediante mesa vibratoria y

desmoldeadas el día siguiente a su fabricación y conservadas en cámara húmedas las probetas sin

corrugado (cilindros y vigas) y en cámara climática para los cubos con barras de acero (para evitar la

oxidación de estas). Esta última presenta una temperatura entre 20º y 22º y una humedad relativa entre

45% y 50%.

Los ensayos se han realizado de 28 a 31 días posterior a su fabricación.


57


Probetas cilíndricas

Se han fabricado en total 36 probetas cilíndricas, 6 por cada dosificación de hormigón, con

dimensiones de 150 mm de diámetro y 300 mm de alto. Estas probetas serán empleadas para el ensayo

de resistencia a compresión, determinación del módulo de elasticidad secante y resistencia a tracción

indirecta. En la Figura 3.2 se observa el molde utilizado y la probeta una vez desmoldada.

Figura 3.2. Molde y Probetas cilíndricas

Probetas prismáticas (vigas)

Para los ensayos de resistencia a tracción por flexión se emplean probetas prismáticas de

dimensiones de 150x150 mm de sección y 600 mm de longitud. Para cada dosificación se han

fabricado 4 vigas.

Figura 3.3. Molde y probetas prismáticas

Siguiendo la normativa aplicable (UNE-EN-14651, 2007), por medio de una sierra eléctrica se le

ha realizado una entalla de 25 mm de profundidad en la cara inferior de la probeta, que la atraviesa

transversalmente de un lado al otro, según se aprecia en la Figura 3.9. Con esto, se deja un canto en el

centro de vano de 125 mm.

Probetas cúbicas

Probetas con un poco de mayor preparación al necesitar la ubicación de la barra de acero

corrugado que estará embebida dentro del hormigón. Para ello, siguiendo la normativa correspondiente

(UNE-EN-10080-Anexo_D, 2005), se ha ubicado un manguito (tubo de PVC) de una longitud que

permitiera una longitud libre del acero embebida de 5𝜙, con el objetivo de evitar la adherencia en esta

zona entre la matriz y la barra. Teniendo que el cubo tiene 20 cm de lado, y que se han dispuesto


58

barras de 12 mm y 16 mm de diámetro, la longitud libre dentro del molde es 6 cm y 8 cm

respectivamente.

Para evitar la filtración de hormigón fresco dentro de los manguitos, se ha sellado el espacio entre

barra y manguito, así como entre barra y bordes del orificio del molde con un burlete de espuma

autoadherente. También se puede observar la longitud extra de barra que sobresale del molde,

necesaria para la colocación del dispositivo de medida del deslizamiento por un lado y para darle la

posibilidad a la mordaza de agarrar la barra adecuadamente, por el otro.

Figura 3.4. Disposición de las barras de a) 12 mm y b) 16 mm, dentro del molde cúbico

Para el ensayo de arrancamiento se han fabricado 3 probetas por diámetro de barra y dosificación,

teniendo 6 probetas por dosificación y 36 en total. La siguiente figura muestra un cubo con barra de

diámetro 12 mm, enfrentada con una probeta con barra de 16 mm.

Figura 3.5. Probeta cúbica desmoldada

3.4. ENSAYOS SOBRE PROBETAS MOLDEADAS

Para los ensayos realizados sobre el hormigón endurecido se han utilizado 3 equipos distintos:

• Ibertest MEH-3000: Prensa con capacidad de hasta 3000 kN. Empleada para los

ensayos de compresión, módulo secante de elasticidad y de tracción indirecta.

• INstron 8505: Prensa para el ensayo de flexotracción

• INstron 8803: Prensa especial para ensayos de fatiga, con una capacidad de carga

dinámica de 500 kN. Empleada para la tracción de la barra en el ensayo de adherencia

(pull-out)


59


3.4.1. Ensayo de resistencia a compresión

Para obtener la resistencia a compresión simple se han ensayado las 3 probetas de cada

dosificación de hormigón bajo la norma correspondiente, (UNE-EN-12390-3, 2009).

Inicialmente, para garantizar una adecuada aplicación de la carga axial, la cara superior (superficie sin

contacto con el molde en su fabricación) es pulida, consiguiendo una superficie plana y paralela a la

inferior. La probeta es llevada hasta rotura a una velocidad de carga de 0,5 𝑀𝑃𝑎 𝑠⁄ , tomando el valor

de la carga máxima alcanzada por la prensa hidráulica, F. La resistencia a compresión se calcula

mediante:

𝑓𝑐 =𝐹

𝐴𝑐

Donde 𝐴𝑐 es la sección transversal.

3.4.2. Ensayo para la determinación del Módulo secante de elasticidad en compresión

Según la normativa (UNE-EN-12390-13, 2013), este ensayo ha de realizarse una vez llevado a

cabo el ensayo de resistencia a compresión. Para los ciclos de carga, la tensión superior 𝜎𝑎 ha de ser la

tercera parte de la resistencia a compresión hallada para la respectiva dosificación de hormigón. Este

ensayo representa un ensayo no destructivo, manteniendo a la probeta en régimen elástico.

Se ha seguido el Método B indicado en la normativa, donde se realizan 3 ciclos de carga (Figura

3.6), con tensión superior 𝜎𝑎 =𝑓𝑐

3 y tensión de precarga 𝜎𝑝 = 0,5 𝑀𝑃𝑎.

Figura 3.6.Ciclos de carga para la determinación del módulo de elasticidad secante

El ensayo es llevado a cabo de la siguiente forma:

Se dispone el esqueleto exterior a cada probeta de 𝜙150 𝑥 300 𝑚𝑚, fijando los dos anillos a la

probeta separados a una distancia vertical de 150 mm y paralelos entre sí. Se han ubicado 3 lectores

LVDT (±1,5 mm) distribuidos con una misma separación (cada 120º) los cuales miden el

desplazamiento entre los anillos, es decir, el acortamiento de los 150 mm de la probeta comprendidos

entre estos, durante todo el ciclo de carga. Tanto el incremento de carga como la descarga se efectúan

a una velocidad de 0,5 𝑀𝑃𝑎 𝑠⁄ . En la Figura 3.7 se muestra el montaje llevado a cabo, donde la

imagen se ha tomado de (Molina, 2005), al no haberse tomado una imagen personalmente durante la

campaña.


60

El módulo de elasticidad se obtiene mediante:

𝐸𝑐,𝑠 =∆𝜎

∆𝜀𝑠=

𝜎𝑎𝑚 − 𝜎𝑝

𝑚

𝜀𝑎,3 − 𝜀𝑝,2

Donde:

𝜎𝑎𝑚: Tensión medida correspondiente a la tensión superior nominal 𝜎𝑎

𝜎𝑝𝑚: Tensión medida correspondiente a la tensión de precarga nominal 𝜎𝑝

𝜀𝑎,3: Deformación media para la tensión superior en el tercer ciclo de carga

𝜀𝑝,2: Deformación media para la tensión de precarga en el segundo ciclo de carga

Figura 3.7. Disposición del ensayo del módulo secante de elasticidad (Molina, 2005)

3.4.3. Ensayo de resistencia a tracción indirecta (Ensayo Brasileño)

En este ensayo, las probetas cilíndricas (3 por cada amasada, las mismas empleadas previamente

para la determinación del módulo secante) se someten a una compresión aplicada a través de unas

bandas de apoyo ubicadas de manera longitudinal y diametralmente opuestas (Figura 3.8), siguiendo la

norma (UNE-EN-12390-6, 2010). Esto genera una tracción indirecta en el sentido perpendicular al de

la aplicación de la compresión, llevando a la probeta a la fisuración.

Figura 3.8. Esquema del ensayo a tracción indirecta

La velocidad de carga se ha realizados tal que el incremento de tensión fuese:

𝑠 = 0,05 𝑀𝑃𝑎 𝑠⁄


61


Con lo cual, la velocidad de carga aplicada cumple es:

𝑅 =𝑠 𝜋 𝐿 𝑑

2

Y teniendo que 𝑑 = 150 𝑚𝑚 y 𝐿 = 300 𝑚𝑚, 𝑅 = 3,53 𝑘𝑁 𝑠⁄ .

La carga es aplicada hasta la fisuración de la probeta y se anota la carga máxima alcanzada, F. La

resistencia a tracción indirecta se determina mediante:

𝑓𝑐𝑡 =2 𝐹

𝜋 𝐿 𝑑

3.4.4. Ensayo de resistencia a la tracción por flexión

Para caracterizar indirectamente el hormigón a tracción se emplea la flexotracción. Al hormigón

ser un material con baja resistencia a tracción, toma mayor interés cuando presenta un tipo de refuerzo,

como es el caso del HRF. Para este último, se valúa el comportamiento a tracción a través de

resistencias residuales, el cual representa el comportamiento post-fisuración. Siguiendo la norma

(UNE-EN-14651, 2007), determinamos este comportamiento a partir de la curva carga-desplazamiento

del borde de la fisura (CMOD, por sus siglas en inglés “Crack mouth opening displacement”).

Esta normativa representa, teniendo probetas de 150x150x600 mm, un ensayo de flexión a tres

puntos, donde la viga se encuentra biapoyada y la carga es aplicada en la sección central sobre la cara

superior (Figura 3.9). A la probeta, como se ha explicado en la sección anterior, se le realiza una

entalla dejando un canto en la sección central de ℎ𝑠𝑝 = 125 𝑚𝑚, con el objetivo de concentrar la

fisuración en este punto. Los rodillos de apoyo se encuentran a una separación de 500 mm entre sí.

Como se puede apreciar en la Figura 3.10, para la medición del desplazamiento en el borde de

fisura, se disponen dos cuchillas que sujetan el clip (transductor de medida con un rango de 12 mm (-5

mm, +7 mm).

Figura 3.9. Disposición en el ensayo de resistencia a la tracción por flexión


62

Figura 3.10. Transductor de medida (Clip)

La aplicación de carga se realiza en control de COMD a una velocidad de 0,05 𝑚𝑚 𝑚𝑖𝑛⁄ hasta

alcanzar un CMOD de 0,1 mm. Posteriormente, hasta alcanzar un desplazamiento de 4 mm se aplica la

carga a una velocidad de 0,2 𝑚𝑚 𝑚𝑖𝑛⁄ . Se exceptúa el caso de hormigón en masa que, al presentar

poco comportamiento residual, el ensayo se ha llevado solo hasta alcanzar un desplazamiento superior

a 1 mm, protegiendo el clip de la rotura en dos piezas de la probeta. En el ensayo de toman distintos

valores de carga:

Carga correspondiente al límite de proporcionalidad (LOP): 𝐹𝐿

Es tomada como el valor máximo de carga antes de alcanzar 0,05 mm de CMOD.

Con este valor, el LOP de calcula como:

𝑓𝑐𝑡,𝐿𝑓

=3 𝐹𝐿 𝑙

2 𝑏 ℎ𝑠𝑝2

Donde:

𝑙: del Longitud vano

𝑏: Anchura de la probeta

ℎ𝑠𝑝: Distancia entre el fondo de entalla y la parte superior de la probeta

Cargas correspondientes a las resistencias residuales a la tracción por flexión: 𝐹𝑗

Para j= 1,2,3,4, se tienen las cargas 𝐹𝑗 correspondientes a los desplazamientos 𝐶𝑀𝑂𝐷𝑗 (Figura

3.11):

𝐶𝑀𝑂𝐷1 = 0,5 𝑚𝑚 ; 𝐶𝑀𝑂𝐷2 = 1,5 𝑚𝑚 ; 𝐶𝑀𝑂𝐷3 = 2,5 𝑚𝑚 ; 𝐶𝑀𝑂𝐷4 = 3,5 𝑚𝑚


63


Figura 3.11. Diagrama carga-CMOD con indicación de las cargas 𝐹𝐿 y 𝐹𝑗

Igualmente, las resistencias residuales se calculan como:

𝑓𝑅,𝑗 =3 𝐹𝑗 𝑙

2 𝑏 ℎ𝑠𝑝2

Una vez finalizado el ensayo, se ha aplicado carga para lograr partir en dos cada probeta para

realizar recuento de fibras en la sección de rotura. Las fibras presentes en la sección de rotura se han

contado de dos diferentes maneras: a 3 niveles según la posición en el ensayo, como se aprecia en la

Figura 3.12 izq, y a dos niveles (Se I) según la posición en la fabricación de las probetas (ver Figura

3.12 der) para detectar posible segregación de las fibras.

Figura 3.12. División (izq) en 3 niveles según la posición en ensayo y (der) en 2 niveles según la posición en la

fabricación para el recuento de fibras

3.4.5. Ensayo de adherencia por arrancamiento

Para evaluar la adherencia entre las barras de acero y la matriz de hormigón se ha empleado el

ensayo de arrancamiento dictado por (UNE-EN-10080-Anexo_D, 2005). Como se ha indicado en el

apartado 2.4.2, las probetas han de ser cúbicas de lado igual a 200 mm, donde se embebe la barra de

acero con una longitud en adherencia con el hormigón igual a 5 veces el diámetro de esta, del lado más

alejado al extremo de donde se realiza la tracción mediante mordaza.


64

En el lado excedente corto se ha ubicado un dispositivo de medida de desplazamiento LVDT (±5

mm), que registra el deslizamiento entre barra-hormigón, ∆𝑜. En la Figura 3.13 se presenta el montaje

llevado a cabo en el laboratorio, mediante la máquina INstron 8803.

Figura 3.13. Montaje del ensayo de arrancamiento para el estudio de la adherencia

Como se ha indicado, la velocidad de carga ha de ser, en N/s:

𝑣𝑝 = 0,56 𝑑2

Donde se han utilizado dos diámetros de barra: 𝑑 = 12 𝑚𝑚 y 𝑑 = 16 𝑚𝑚, por lo que las

velocidades son respectivamente

𝑣𝑝𝜙12

= 80,64 𝑁 𝑠⁄ ≈ 0,08 𝑘𝑁 𝑠⁄ 𝑦 𝑣𝑝𝜙16

= 143,36 𝑁 𝑠⁄ ≈ 0,14 𝑘𝑁 𝑠⁄

Este ensayo se ha realizado sobre 3 probetas para cada diámetro de barra y dosificación de

hormigón.

Adicionalmente, con el fin de corroborar la correcta cuantía y denominación de las probetas M20

y M40, se ha machacado una probeta de cada amasada. Tras el machaqueo, por medio de un imán se

han extraído las fibras metálicas y se han pesado, confirmando la adecuada dosificación de estas dos

amasadas.

3.5. ENSAYOS SOBRE HORMIGÓN PROYECTADO

Englobado en el proyecto “Materiales polifuncionales proyectados para el refuerzo y

monitorización de infraestructuras del transporte” MAPMIT (UPC, 2018), financiado por el Ministerio

de Economía, Industria y Competitividad del Gobierno de España y por el Fondo Europeo de

Desarrollo Regional de la Unión Europea, la UPC ha desarrollado con la colaboración de IQE,

COMSA y el CSIC, la evaluación de la adherencia hormigón-armadura en hormigones proyectados.

Esto a través del entregable 5.1: Propuesta y validación experimental de modelos constitutivos de

evaluación de adherencia.


65


La propuesta experimental se basó en el ensayo normalizado para hormigones moldeados de pull-

out (UNE-EN-10080-Anexo_D, 2005), con la peculiaridad para hormigones proyectados de que se

usan paneles con 3 barras embebidas, separadas entre sí 200 mm.

Inicialmente se llevó a cabo una campaña preliminar para la puesta a punto de lo que

posteriormente serían las propuestas de ensayo. Estas últimas serían para uno y para dos planos de

armado, donde el armado presenta, al igual que en el ensayo de pull-out para hormigón vertido, una

longitud de adherencia embebida en el hormigón igual a 5 veces el diámetro de las barras.

Para un plano de armado se utilizó un molde de 800x600x100 mm con los paramentos laterales

inclinados para favorecer la expulsión del material rebotado durante la proyección (ver Figura 3.14).

Figura 3.14. Molde para el ensayo propuesto de pull-out con un plano de armado para hormigón proyectado (UPC,

2018)

Con este se han variado parámetros como la utilización de hormigón vertido (para ser

comparado con probetas cúbicas) u hormigón proyectado y el espesor del hormigón.

Para la segunda propuesta, dos planos de armado, se ha utilizado el molde de la Figura 3.15 para

evaluar el efecto que puede producir el efecto sombra al situarse un plano superior de armadura. Este

molde difiere principalmente en que presenta una altura de 200 mm (frente a los 100 mm del molde

anterior) y la pendiente de los paramentos inclinados es mayor para mantener la longitud del molde.

Figura 3.15. Molde para el ensayo propuesto de pull-out con dos planos de armado para hormigón proyectado (UPC,

2018)


66

Posterior a esta experiencia experimental, se llevaron a cabo ensayos sobre hormigones

proyectados in-situ en obras llevadas a cabo por las empresas constructoras colaboradoras. Se han

llevado a cabo 3 aplicaciones distintas:

La primera aplicación variaba el uso de probetas normalizadas cúbicas, placas con hormigón

vertido y placas con hormigón proyectado, diferentes dosificaciones de aditivo acelerante para el

hormigón proyectado y el uso de uno y dos planos de armado. En la segunda aplicación, se ha añadido

fibra polimérica al hormigón y que se describirá con más detalle en el aparatado 3.5.1, debido a su

interés para el presente trabajo.

Finalmente, como tercera aplicación, se ha utilizado placas con 2 planos de armado en el que se

variaba el tipo de aditivo acelerante y su contenido, observando igualmente el efecto de considerar la

adherencia para el plano superior o para el inferior.

3.5.1. Ensayo propuesto de adherencia sobre hormigón reforzado con fibras proyectado

La aplicación 2, mencionada anteriormente, se ha llevado a cabo con el hormigón usado en obra

en la construcción de un túnel carretero por COMSA (B40). Se ha utilizado un robot de proyección

para el HRF, con una cuantía de 6 kg/m3 de fibra polimérica (MasterFiber 248) y un aditivo acelerante

de aluminato. En la Tabla 3.7, tomada del informe del proyecto, se muestran las características de las

muestras realizadas para el ensayo.

Como se observa, se han utilizado principalmente barras de 12 mm (salvo en la última muestra,

con 16 mm) de diámetro, paneles de hormigón proyectado con un plano de armado (PP100) y dos

planos de armado (PP200), y paneles de hormigón vertido y compactado con un plano de armado

(PC100) y con dos planos de armado (PC200) para su comparación.

Tabla 3.7. Características de las muestras para ensayo de pull-out in-situ (UPC, 2018)


67


Figura 3.16. Toma de muestras de hormigón proyectado en la construcción del túnel carretero B40 (COMSA)


68


RESULTADOS Y ANÁLISIS

4.1. INTRODUCCIÓN

En este capítulo se presentarán los resultados obtenidos de cada uno de los ensayos llevados a

cabo: en el apartado 4.2, los ensayos sobre probetas moldeadas (campaña experimental llevada a cabo

por el autor del presente trabajo) y en el apartado 4.3, los resultados de los ensayos llevados a cabo

sobre hormigón proyectado y vertido según el ensayo propuesto. Cabe resaltar que en el apartado 4.2.5

se realizará un análisis más detallado del ensayo objeto del presente estudio, la adherencia entre las

barras de acero y la matriz de hormigón.

4.2. ENSAYOS SOBRE PROBETAS MOLDEADAS

4.2.1. Ensayo de resistencia a compresión

El ensayo a compresión se ha realizado sobre 3 probetas para cada dosificación de hormigón.

De esta manera, se ha identificado cada probeta como XX-Ci, donde XX hace referencia a la

dosificación (HC, PF2, M20, …) e i=1,2,3, identificando el número de probeta ensayada. En la Tabla

Resultados y análisis

70

4.1 se muestra la resistencia a compresión de cada una de las probetas, y obteniendo como el promedio

de estos valores, la resistencia a compresión de cada hormigón. La Figura 4.1 ilustra los resultados

obtenidos.

Tabla 4.1. Resultados del ensayo de resistencia a compresión

Hormigón Vf [%] fc [Mpa] CV (%)

HC 0

31,0

31,3 1,9 32,1

30,7

PF2 0,22

32,4

33,1 1,5 33,3

33,6

PF4 0,44

33,6

33,6 1,0 33,9

33,2

PF6 0,66

34,9

34,8 0,2 34,9

34,7

M20 0,25

31,9

31,1 1,9 31,0

30,5

M40 0,51

32,7

32,4 0,7 32,1

32,4

Figura 4.1. Resultados del ensayo de resistencia a compresión

Se puede observar que la cuantía de las fibras plásticas incrementa la resistencia a compresión del

hormigón; el hormigón con 6 𝑘𝑔 𝑚3⁄ presenta un 11,3% mayor resistencia que el hormigón sin fibras.

En cuanto a las fibras metálicas, la resistencia media obtenida para el hormigón M20 tiene una

resistencia similar a la del hormigón sin fibras HC, pero incrementándose su resistencia para el

hormigón de mayor cuantía M40. Este último, con una cuantía de 40 𝑘𝑔 𝑚3⁄ , presenta un incremento

de resistencia del 3,6% frente al HC.

En una visión general, para las cuantías evaluadas, cada HRF plásticas presenta una resistencia a

compresión mayor que los HRF metálicas.

Cabe destacar la baja dispersión en los resultados (CV con valores bajos).


71


4.2.2. Ensayo del Módulo de elasticidad en compresión

El ensayo para la determinación del módulo secante de elasticidad a compresión se ha realizado

sobre 3 probetas para cada dosificación de hormigón. De esta manera, se ha identificado cada probeta

como XX-MBi, donde XX hace referencia a la dosificación (HC, PF2, M20, …) e i=1,2,3,

identificando el número de probeta ensayada; MB hace referencia a Módulo - Brasileño, al aplicarse

sobre las mismas probetas cilíndricas el ensayo de módulo secante y el de tracción indirecta

(brasileño). En la Tabla 4.2 se muestra el módulo de elasticidad obtenido para cada una de las probetas

y el valor promedio del módulo para cada dosificación. La Figura 4.2 ilustra los resultados obtenidos.

Se puede observar que no hay un efecto significativo en el módulo de elasticidad secante al

incluirse estas determinadas cuantías de fibras en el material. Las 6 distintas dosificaciones presentan

un valor similar, con baja dispersión en los valores; sin embargo, es ligeramente mayor para

hormigones con fibras plásticas, en consecuencia con la mayor resistencia obtenida para estas frente a

los HRF de acero.

Tabla 4.2. Resultados del ensayo de módulo secante de elasticidad

Hormigón Vf [%] Ec,s [GPa] CV (%)

HC 0

29,7

29,9 0,9 30,3

29,8

PF2 0,22

32,0

31,6 1,1 31,7

31,2

PF4 0,44

29,1

29,6 1,0 29,9

29,7

PF6 0,66

30,1

30,1 0,1 30,1

30,2

M20 0,25

29,0

28,9 1,0 28,5

29,1

M40 0,51

28,9

29,3 1,3 29,8

29,2


72

Figura 4.2. Resultados del ensayo de módulo secante de elasticidad

4.2.3. Ensayo de resistencia a tracción indirecta (Ensayo Brasileño)

El ensayo para la determinación de la resistencia a tracción indirecta se ha realizado sobre 3

probetas para cada dosificación de hormigón. Se han utilizado las mismas probetas empleadas para la

determinación del módulo, con lo cual, cada probeta XX-MBi, es la misma que las indicadas en el

apartado 4.2.2. En la Tabla 4.3 se muestra la resistencia a tracción indirecta para cada una de las

probetas y el valor promedio de esta para cada dosificación. La Figura 4.3 ilustra los resultados

obtenidos.

Tabla 4.3. Resultados del ensayo a tracción indirecta

Hormigón Vf [%] fct [GPa] CV (%)

HC 0

1,69

1,75 8,3 1,97

1,64

PF2 0,22

2,82

2,45 10,3 2,31

2,26

PF4 0,44

3,27

2,80 15,0 2,84

2,25

PF6 0,66

2,46

2,30 5,9 2,30

2,12

M20 0,25

2,23

2,25 10,8 1,98

2,57

M40 0,51

2,86

2,85 9,7 2,47

3,14


73


Figura 4.3. Resultados del ensayo a tracción indirecta

Se puede observar como la presencia de un refuerzo con fibras incrementa la resistencia a

tracción indirecta del hormigón. Se obtiene un incremento en esta de hasta un 60% en las cuantías

evaluadas de fibra plástica, y hasta un 62,9% para las de fibras metálicas con respecto a las del

hormigón en masa. Salvo el hormigón PF6, se observa como al aumentar la cuantía de fibras se

obtiene una mayor resistencia. Cabe destacar que el hormigón M20 es el que menor resistencia

presenta de los HRF.

4.2.4. Ensayo de resistencia a la tracción por flexión

El ensayo de resistencia a la tracción por flexión se ha realizado sobre 4 probetas prismáticas para

cada dosificación de hormigón. De esta manera, se ha identificado cada probeta como XX-Fi, donde

XX hace referencia a la dosificación (HC, PF2, M20, …) e i=1,2,3,4, identificando el número de

probeta ensayada.

Para este ensayo de obtienen 5 valores distintos que caracterizan el comportamiento del HRF a

flexotracción, como se puede ver en la Figura 3.11: el primero representa el límite de

proporcionalidad, (LOP), que indica la resistencia a flexotracción; y los siguientes 4 representan

resistencias residuales una vez el hormigón ha fisurado y va perdiendo sección resistente (para

diferentes aperturas de la fisura), entrando en mayor solicitación las fibras que cosen la sección

fisurada. En la Tabla 4.4 se muestra la resistencia a tracción por flexión de cada una de las probetas y

el promedio de estos valores para cada hormigón. La Figura 4.4 ilustra los resultados obtenidos.


74

Tabla 4.4. Resultados del ensayo a flexotracción. Límite de proporcionalidad y resistencias residuales

LOP Resistencia residual a tracción

Hormigón ffct,L [MPa] fR,1 [MPa] fR,2 [MPa] fR,3 [MPa] fR,4 [MPa]

HC

Vf=0%

3,1

3,3

(4,1%)

0,3

0,2

(27,0%)

0,0

0,0

(-)

0,0

0,0

(-)

0,0

0,0

(-)

3,4 0,2 0,0 0,0 0,0

3,2 0,3 0,0 0,0 0,0

3,5 0,2 0,0 0,0 0,0

PF2

Vf=0,22%

4,1

3,8

(11,1%)

0,9

0,6

(30,6%)

0,7

0,5

(31,7%)

0,7

0,5

(31,5%)

0,8

0,5

(36,9%)

4,1 0,5 0,4 0,4 0,4

4,1 0,6 0,5 0,4 0,4

3,1 0,4 0,3 0,3 0,3

PF4

Vf=0,44%

4,1

4,4

(4,2%)

0,8

1,1

(15,2%)

0,8

1,1

(14,6%)

0,9

1,1

(14,1%)

0,8

1,1

(14,4%)

4,4 1,0 1,2 1,3 1,2

4,7 1,2 1,2 1,1 1,1

4,4 1,3 1,3 1,3 1,2

PF6

Vf=0,66%

3,8

3,9

(4,1%)

1,6

1,5

(9,9%)

1,8

1,6

(13,8%)

1,9

1,7

(14,0%)

1,8

1,6

(13,9%)

3,6 1,5 1,6 1,6 1,6

4,1 1,6 1,8 1,8 1,8

3,9 1,3 1,3 1,3 1,3

M20

Vf=0,25%

3,6

3,6

(2,0%)

1,2

1,2

(22,1%)

1,2

1,2

(23,9%)

1,1

1,1

(23,4%)

1,0

1,0

(24,1%)

3,6 1,0 1,0 1,0 0,8

3,8 1,6 1,6 1,5 1,3

3,5 0,9 0,9 0,8 0,8

M40

Vf=0,51%

3,6

3,8

(3,5%)

1,8

2,0

(11,0%)

1,7

2,1

(15,4%)

1,6

2,0

(15,8%)

1,4

1,7

(16,1%)

4,0 1,9 1,9 1,8 1,6

3,9 2,0 2,2 2,1 1,8

3,8 2,4 2,5 2,4 2,2

Figura 4.4. Resultados del ensayo a flexotracción. Límite de proporcionalidad y resistencias residuales

En la Figura 4.5 se presentan las curvas 𝐶𝑀𝑂𝐷 − 𝑓𝑐𝑡𝑓 obtenidas para cada probeta de HRF

plásticas, añadiendo los resultados para el hormigón de control para ver la evolución según la cuantía

añadida.


75


Figura 4.5. Resultados del ensayo de flexotracción para fibras plásticas (HC, PF2, PF4 y PF6)

De igual forma, en la Figura 4.6, se presentan las curvas 𝐶𝑀𝑂𝐷 − 𝑓𝑐𝑡𝑓 para los HRF metálicas

junto a la del hormigón de control para representan su evolución.

Figura 4.6. Resultados del ensayo de flexotracción para fibras metálicas (HC, M20 y M40)

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

HC-1 HC-2

HC-3 HC-4

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

PF2-1 PF2-2

PF2-3 PF2-4

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

PF4-1 PF4-2

PF4-3 PF4-4

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

PF6-1 PF6-2PF6-3 PF6-4

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

HC-1 HC-2

HC-3 HC-4

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

M20-1 M20-2M20-3 M20-4

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

M40-1 M40-2M40-3 M40-4


76

Resistencia a flexotracción (fLOP)

Comparando los valores de la resistencia en el límite de proporcionalidad, se tiene (salvo para el

hormigón PF6) que a mayor cuantía de cada uno de los dos tipos de fibras hay mayor resistencia a

flexotracción. El HRF metálicas con la cuantía máxima estudiada, 40 𝑘𝑔 𝑚3⁄ , presenta la misma

resistencia que la del HRF plásticas de menor cuantía, 2 𝑘𝑔 𝑚3⁄ : 3,8 MPa, representando un 15%

más de resistencia frente al hormigón en masa. Por otra parte, el hormigón PF4 presentó la mayor

resistencia a flexotracción con 4,4 MPa, un 33,3% mayor qe el del HC.

Resistencia residual

Figura 4.7. Curvas CMOD-ffct para el ensayo a flexotracción

En la Figura 4.7 se muestran los valores promedios de resistencias, tanto LOP como las

resistencias residuales, obtenidos para las 6 hormigones. El valor del CMODLOP se ha obtenido de

igual manera como el valor medio de los CMOD de las 4 probetas de cada dosificación.

Según esto, y la Tabla 4.4, se ve que los valores de las resistencias residuales se suelen mantener

relativamente constantes, variando el 𝑓𝑅,4 (𝐶𝑀𝑂𝐷4 = 3,5 𝑚𝑚) hasta un 16,7% del valor residual

𝑓𝑅,1 (𝐶𝑀𝑂𝐷1 = 0,5 𝑚𝑚).

Se observa igualmente que pese a tener un 𝑓𝑐𝑡,𝐿𝑓

(𝑓𝐿𝑂𝑃) menor frente al PF4, el HRF plásticas de

mayor cuantía (PF6) presenta mejor comportamiento residual. Salvo esta excepción, los resultados

manifiestan para las demás dosificaciones que, a mayor cuantía, mayor resistencia residual.

Tabla 4.5. Relación del valor de resistencia residual frente a la resistencia máxima a flexotracción

Relación de las resistencias residuales con respecto a fct,LOP

Resistencia

Residual CMOD (mm) HC PF2 PF4 PF6 M20 M40

fR,1 0,5 0,06 0,16 0,25 0,39 0,33 0,53

fR,2 1,5 - 0,13 0,25 0,41 0,33 0,55

fR,3 2,5 - 0,13 0,25 0,44 0,31 0,53

fR,4 3,5 - 0,13 0,25 0,41 0,28 0,45

0

1

2

3

4

5

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

f ct(M

Pa)

CMOD (mm)

PF2 PF4 PF6

HC M20 M40

0

1

2

3

4

5

0,00 0,02 0,04

f ct(M

Pa)

CMOD (mm)


77


En la Tabla 4.5, se han presentado las relaciones de los valores de resistencias residuales para

cada hormigón frente al valor respectivo de resistencia máxima a flexotracción (LOP). Se puede

observar que a mayor cuantía de un determinado tipo de fibra, mayor es la relación de las resistencias

residuales frente a la resistencia máxima, llegando a alcanzarse un 55% para el hormigón M40. Es

decir, que a mayor contenido de fibras, menor es la pérdida de resistencia a flexotracción.

Para poder evaluar conjuntamente tanto los HRF plásticas como los HRF metálicas en el ensayo

de adherencia (ver apartado 4.2.5), se caracterizará cada dosificación por su volumen de fibras (%) y

la resistencia residual fR,3 (CMOD=2,5 mm) del ensayo de flexotracción. La Tabla 4.6 muestra estos

valores y la Figura 4.8 muestra la clara evolución lineal entre el contenido de fibras y la resistencia

residual. De esto se deduce que las fibras metálicas presentan una tasa de incremento en resistencia

residual según su volumen de fibras mayor frente a los HRF con fibras plásticas, es decir, con el

mismo volumen de fibras, las fibras metálicas aportan un mejor comportamiento a tracción, como

cabría esperar.

Tabla 4.6.Volúmen de fibras (%) y resistencia residual a tracción fR,3 para cada hormigón

Hormigón Vf (%) fR,3 [Mpa]

HC 0,00 0,0

PF2 0,22 0,5

PF4 0,44 1,1

PF6 0,66 1,7

M20 0,25 1,1

M40 0,51 2,0

Figura 4.8. Evolución de la resistencia residual fR,3 frente al volumen de fibras (%)

Recuento de fibras

Como se ha indicado en el apartado 3.4.4, se ha realizado un recuento del número de fibras

presentes en la sección de rotura. Así, la Figura 4.9 muestra la sección de una probeta para cada

dosificación, dando una noción del número de fibras presentes en esta y su disposición. También en

esta figura se puede apreciar una adecuada distribución del árido grueso en las probetas, lo cual pone

de manifiesto que no se produjo una segregación perceptible de grava.

y = 2,5393x - 0,0298R² = 0,9982

y = 3,9255x + 0,0333R² = 0,9967

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

fR,3

[M

Pa]

Vf [%]

Fibras Plásticas

Fibras Metálicas


78

Figura 4.9. Secciones de rotura para cada dosificación

En la Tabla 4.7 se observa la cantidad media de cada dosificación de fibras. La Figura 4.10 ilustra

los resultados obtenidos en el recuento total de fibras.

Tabla 4.7. Número de fibras medio en la sección de rotura para cada dosificación

Hormigón Vf (%) Fibras en la

sección de rotura CV (%)

HC 0,00 0 0

PF2 0,22 36 20,8

PF4 0,44 79 12,1

PF6 0,66 111 7,9

M20 0,25 40 21,7

M40 0,51 75 13,9


79


Figura 4.10. Número de fibras en la sección de rotura

En la Figura 4.11 se puede observar una relación lineal (con un alto R2) del número de fibras en la

sección de rotura según el porcentaje en volumen de estas, lo cual indica una dispersión longitudinal

de las fibras adecuada.

Figura 4.11. Número medio de fibras en la sección de rotura según porcentaje de volumen de fibras

Por otra parte, para identificar la disposición transversal de las fibras, se presenta a continuación,

para cada una de las probetas, la cantidad de fibras presentes en la sección de rotura según la altura en

posición de ensayo (ver Figura 4.12 izq). Para observar si se ha producido una segregación de las

fibras en el proceso de fabricación de las probetas, se divide la sección de rotura en dos niveles según

la fabricación: nivel cercano a la cara de vertido: S (superior), y nivel cercano a la cara moldeada: I

(inferior), ver Figura 4.12 der.

De esta manera, la Tabla 4.8, la Tabla 4.9, la Tabla 4.10, la Tabla 4.11 y la Tabla 4.12, muestran

el número de fibras según el recuento por niveles en posición de ensayo, mientras que posterior a ellas,

se presenta el número medio de fibras halladas para la división S e I según posición en la fabricación.

y = 170,91x + 0,1

R² = 0,9972

y = 146,98x + 1,0994

R² = 0,9975

0

20

40

60

80

100

120

0 0,2 0,4 0,6 0,8

Nº

Fib

ras

en s

ecci

ón d

e ro

tura

Vf [%]

Plásticas

Metálicas


80

Figura 4.12. División (izq) en 3 niveles según la posición en ensayo y (der) en 2 niveles según la posición en la

fabricación para el recuento de fibras

PF2:

Tabla 4.8. Número de fibras por nivel en posición de ensayo en la sección de rotura a flexotracción para PF2

Nivel en posición en ensayo PF2-1 PF2-2 PF2-3 PF2-4

Superior 10 12 12 4

Medio 15 10 10 6

Inferior 15 14 22 14

Total 40 36 44 24

En cuanto a los niveles S e I según posición en la fabricación, se tiene: S=15 fibras e I=21 fibras.

Las fibras en la mitad superior representan un 29% menos que las presentes en la mitad inferior, lo que

manifiesta una muy ligera segregación de las fibras en el hormigón fresco para PF2.

PF4:



Superior 22 29 28 26

Medio 22 29 34 23


Total 64 78 87 88


La mitad superior presenta un 12% menos de fibras que la mitad inferior, lo que refleja una ligera

segregación de las fibras en el hormigón fresco para PF4.

PF6:




Medio 40 52 22 29


Total 124 111 111 99


81



Debido a una diferencia de solo 5% de fibras en la mitad superior frente a la inferior, se concluye una

segregación despreciable para PF6.

M20:

Tabla 4.11. Número de fibras por nivel en posición de ensayo en la sección de rotura a flexotracción para M20

Nivel en posición en ensayo M20-1 M20-2 M20-3 M20-4

Superior 9 12 16 11

Medio 14 12 23 11


Total 36 34 55 35


La mitad superior de la probeta presenta un 20% menos de fibras frente a la mitad inferior. Esto pone

de manifiesto que se ha producido una ligera segregación de fibras en el hormigón fresco para M20.

M40:

Tabla 4.12. Número de fibras por nivel en posición de ensayo en la sección de rotura a flexotracción para M40

Nivel en posición en ensayo M40-1 M40-2 M40-3 M40-4


Medio 21 22 18 38


Total 75 61 72 90


Esto refleja un 25% menos de fibras en la mitad superior de la probeta frente a la mitad inferior, lo que

refleja una ligera segregación de las fibras en el hormigón fresco para M40.

4.2.5. Ensayo de adherencia por arrancamiento

El ensayo de adherencia pull-out se ha realizado sobre 3 probetas de cada dosificación para barras

embebidas de 12 mm de diámetro y sobre otras 3 probetas para barras de corrugado de 16 mm. Las

probetas se han denominado como XX-Dxx-i, donde XX hace referencia a la dosificación (HC, PF2,

M20, …), Dxx al diámetro de la barra de acero (D12, D16) e i=1,2,3, identificando el número de

probeta ensayada.

En la Figura 4.13 se presentan las curvas de tensión de adherencia frente a deslizamiento para

cada probeta de HRF plásticas, presentándose en la columna de la izquierda los resultados para barras

embebidas de 12 mm y en de 16 mm en la columna derecha. Se añaden inicialmente las curvas del

hormigón de control. En la Figura 4.14 se presentan los respectivos resultados para HRF metálicas.


82

𝜙12 𝑚𝑚 𝜙16 𝑚𝑚

Figura 4.13. Curvas tensión de adherencia-deslizamiento para fibras plásticas con barras 𝜙12 mm (izq) y 𝜙16 (der)

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

HC-D12-1HC-D12-2HC-D12-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

HC-D16-1HC-D16-2HC-D16-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF2-D12-1PF2-D12-2PF2-D12-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF2-D16-1PF2-D16-2PF2-D16-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF4-D12-1PF4-D12-2PF4-D12-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF4-D16-1PF4-D16-2PF4-D16-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF6-D12-1PF6-D12-2PF6-D12-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF6-D16-1PF6-D16-2PF6-D16-3


83


𝜙12 𝑚𝑚 𝜙16 𝑚𝑚

Figura 4.14. Curvas tensión de adherencia-deslizamiento para fibras metálicas con barras 𝜙12 mm (izq) y 𝜙16 (der)

En la Tabla 4.13 se muestra la tensión de adherencia máxima para cada una de las probetas, así

como el promedio para cada dosificación y diámetro de barra embebida y la tensión máxima

normalizada. La Figura 4.15 ilustra los resultaos obtenidos.

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

HC-D12-1HC-D12-2HC-D12-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

HC-D16-1HC-D16-2HC-D16-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M20-D12-1M20-D12-2M20-D12-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M20-D16-1M20-D16-2M20-D16-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M40-D12-1M40-D12-2M40-D12-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M40-D16-1M40-D16-2M40-D16-3


84

Tabla 4.13. Resultados del ensayo de adherencia por arrancamiento. Tensión máxima de adherencia

D=12 mm D=16 mm

Hormigón Consistencia

H. Fresco fc [Mpa] tu [Mpa] tu [Mpa] 𝝉𝒖 √𝒇𝒄⁄ tu [Mpa] tu [Mpa] 𝝉𝒖 √𝒇𝒄⁄

HC

Vf=0% Blanda 31,3

11,8 13,2

(7,7%) 2,4

12,0 12,0

(0,9%) 2,1 14,0 12,1 (**)

13,8 11,9

PF2

Vf=0,22% Plástica 33,1

18,0 17,9

(3,3%) 3,1

14,3 13,7

(12,3%) 2,4 18,6 11,4 (**)

17,1 15,4

PF4

Vf=0,44% Líquida 33,6

13,9 13,9

(1,4%) 2,4

11,6 11,9

(3,2%) 2,1 13,7 8,7 (*)

14,2 12,3

PF6

Vf=0,66% Blanda 34,8

16,5 16,6

(5,5%) 2,8

15,0 15,1

(0,5%) 2,6 17,7 7,5 (*)

15,5 15,2

M20

Vf=0,25% Líquida 31,1

13,2 12,7

(5,1%) 2,3

11,1 12,1

(6,2%) 2,2 13,1 12,4

11,8 12,9

M40

Vf=0,51% Fluida 32,4

9,9 11,5

(10,7%) 2,0

10,8 10,3

(12,4%) 1,8 12,8 11,6

11,9 8,6

(*) y (**) Se explican más adelante en “Consideraciones sobre probetas ensayadas”

Figura 4.15. Resultados del ensayo de adherencia. Tensión máxima de adherencia

Comportamiento mecánico de adherencia

Tomando la curva deslizamiento – tensión de adherencia de la probeta PF2-D12-1, se identificará

el comportamiento mecánico de pull-out genérico para ensayos con fallo por deslizamiento obtenido.

Como se puede observar en la Figura 4.16, en el comportamiento en el ensayo de pull-out ocurren

4 fases distintas, que se correlacionaran con la Figura 2.24.


85


I. Comportamiento a bajas tensiones y desplazamientos: La fuerza aplicada no es suficiente para

romper la adhesión química, por lo que hay poco deslizamiento entre hormigón y acero.

II. Comportamiento dominado por el mecanismo adherente de rozamiento: al alcanzar

aproximadamente el 80% del valor de resistencia a tracción indirecta, 𝑓𝑐𝑡, hallada mediante el ensayo

brasileño (apartado 4.2.3) se pierde la adhesión y los mecanismos adherentes que permanecen son la

fricción y la interacción mecánica debida a las corrugas. Para el hormigón PF2 se tiene un 𝑓𝑐𝑡 = 2,45.

III. Pérdida progresiva de rigidez: Por mecanismos de fisuración internas, se empieza a perder

rigidez, ocurriendo un avance progresivo hasta alcanzar la tensión máxima de adherencia. El

mecanismo adherente principal es la interacción mecánica.

IV. Perdida de adherencia: Una vez superada la tensión máxima de adherencia, se produce el fallo

por deslizamiento. La tensión de adherencia se va reduciendo progresivamente.

Figura 4.16. Curva tensión de adherencia- deslizamiento para PF2-D12-1

Consideraciones sobre probetas ensayadas

Los valores marcados en la Tabla 4.13 con (*) (probetas PF4-D16-2 y PF6-D16-2) han sido

desestimadas debido a un deslizamiento inicial de la barra antes de alcanzar la carga esperada al ver

los resultados de las probetas de su misma serie. Este deslizamiento ha provocado que el valor de la

tensión máxima para la PF4-D16-2 sea un 73% de las otras dos, y de un 49% para la PF6-D16-2

(Figura 4.17), así como la reducción en el comportamiento residual posterior.

Como se puede ver en la Figura 4.17, el comportamiento inicial semi rígido de las probetas

descartadas es idéntico al de las dos restantes de la misma serie. Posterior a esto se ha producido un

deslizamiento repentino cuando se ha perdido la adhesión entre los dos materiales; esto genera un

deslizamiento repentino sin aumentar la carga aplicada en la misma magnitud.

Una vez se produce este deslizamiento, la barra encuentra resistencia mediante fricción entre el

hormigón más próximo ya movilizado con el resto de la matriz. Por esta falta de un mecanismo

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

tdm

[Mp

a]

Do [mm]

PF2-D12-1IVIIIIII


86

efectivo de interacción mecánica entre barra y hormigón, se presenta una tensión última de adherencia

menor.

Si nos fijamos en las probetas de las series PF4 y PF6 en las que no se produce este deslizamiento

inicial, se ve un comportamiento similar con poca varianza. Si pasamos de descartar la probeta PF4-

D16-2 a considerarla, se pasa de un valor promedio de tensión última de 11,9 MPa y un CV=3,2% a

un valor promedio 10,9 MPa y CV=14,36%. Igualmente, si pasamos de descartar la probeta PF6-D16-

2 a considerarla, pasamos de 𝜏𝑢 = 15,1 𝑀𝑃𝑎 y CV=0,5% a 𝜏𝑢 = 12,6 𝑀𝑃𝑎 y CV=28,75%.

Por esto se ha optado por descartar estos dos ensayos, considerando un defecto en la ejecución

(generador de este deslizamiento inicial) y considerando la poca variación presente entre las probetas

de la misma serie, frente a la gran variación que se alcanza si no se descartaran.

Figura 4.17. Curva Tensión de adherencia-deslizamiento para las probetas PF4-D16 (izq.) y PF6-D16 (der.)

Por otra parte, los valores marcados con dos asteriscos (**) en la Tabla 4.13 (probetas HC-D16-2 y

PF2-D16-2) presentan la peculiaridad de que el fallo de adherencia no se ha producido por

deslizamiento sino por rotura del hormigón causada por el anillo de tracciones. Como se observa en la

Figura 4.18 y Figura 4.20, y como cabría esperar, la fisura se produce longitudinalmente (misma

dirección que la barra embebida).

En la Figura 4.18 se aprecia el comportamiento de la probeta HC-D16-2 frente a las otras dos de

la misma dosificación y en la Figura 4.19 el estado de rotura la misma. En la Figura 4.20 y Figura 4.21

se muestra respectivamente para la probeta PF2-D16-2.

Se observa como el comportamiento residual tras rotura es significativamente menor para estas

dos probetas ya que, al producirse al fallo, se presenta una caída drástica de resistencia. Sin embargo,

en vez de reducirse la tensión de manera lineal, esta pérdida de resistencia se va atenuando, debido a la

resistencia residual a tracción que aportan las fibras en las zonas fisuradas.

Este aporte de resistencia residual a tracción no se presenta en los ensayos con fallo por

deslizamiento, ya que el desplazamiento de la barra y el hormigón circundante ya no se halla cosido

por ninguna fibra con el resto del bloque de hormigón.

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF4-D16-1PF4-D16-2PF4-D16-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[Mp

a]

Do [mm]

PF6-D16-1PF6-D16-2PF6-D16-3


87


Figura 4.18. Curva Tensión de adherencia-deslizamiento para las probetas HC-D16

Figura 4.19. Rotura de la probeta HC-D16-2

Figura 4.20. Curva Tensión de adherencia-deslizamiento para las probetas PF2-D16

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[Mp

a]

Do [mm]

HC-D16-1HC-D16-2HC-D16-3

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[Mp

a]

Do [mm]

PF2-D16-1PF2-D16-2PF2-D16-3


88

Figura 4.21. Rotura de la probeta PF2-D16-2

Análisis de resultados

Para valorar la influencia del diámetro de barra, se presenta en la Tabla 4.14 el valor de la tensión

máxima para cada una de las dosificaciones y la relación entre la tensión para barras de 16 mm y para

barras de 12 mm. Se observa que, a menor diámetro de barra, mayor tensión máxima de adherencia.

La tensión para diámetro de 16 mm varía entre un 0,77 (PF2) y un 0,95 (M20) con respecto a la de 12,

teniendo una relación media de 0,88.

Tabla 4.14. Relación entre tensiones máximas de adherencia para barras de 16 mm y 12 mm

Hormigón tu [Mpa]

12 16 tu,16 / tu,12

HC 13,2 12,0 0,91

PF2 17,9 13,7 0,77

PF4 13,9 11,9 0,86

PF6 16,6 15,1 0,91

M20 12,7 12,1 0,95

M40 11,5 10,3 0,90

Una vez identificada cada serie con su resistencia residual (ver Tabla 4.6 y Figura 4.8), se

presenta la tensión de adherencia máxima y la tensión normalizada para cada una de ellas en la Tabla

4.15, y gráficamente, en la Figura 4.22 se presenta la evolución de la tensión normalizada según fR,3

para cada diámetro de barra.

Tabla 4.15. Tensión de adherencia máxima y normalizada según resistencia residual fR,3

Hormigón fR3 [Mpa] 12 16

tu [Mpa] 𝝉𝒖 √𝒇𝒄⁄ tu [Mpa] 𝝉𝒖 √𝒇𝒄⁄

HC 0,0 13,2 2,4 12,0 2,1

PF2 0,5 17,9 3,1 13,7 2,4

PF4 1,1 13,9 2,4 11,9 2,1

PF6 1,7 16,6 2,8 15,1 2,6

M20 1,1 12,7 2,3 12,1 2,2

M40 2,0 11,5 2,0 10,3 1,8


89


Figura 4.22. Tensión máxima normalizada frente a la resistencia residual fR,3

Los coeficientes R2 obtenidos con el ajuste lineal de los resultados experimentales (ver Figura

4.22) ponen de manifiesto que no es posible correlacionar las resistencias residuales del hormigón (fR3)

con las tensiones de adherencia, para ninguno de los dos diámetros analizados. Esto puede deberse a

que, para los tipos y cuantías de fibras empleadas, las resistencias residuales no son suficientemente

significativas para afectar al mecanismo de adherencia matriz-barra y, por tanto, las dispersiones

obtenidas en los resultados conducen a una correlación deficiente. En cualquier caso, los resultados

ponen de manifiesto una ligera reducción de la capacidad de adherencia con el aumento de fR3

(aumento de la cuantía de fibras), aspecto que puede deberse al incremento del aire ocluido.

Esta oclusión genera una mayor porosidad en el hormigón resultante y mayor discontinuidad en la

matriz para una adecuada adherencia con las barras de refuerzo. En cuanto a las causas de un mayor

nivel de aire ocluido se pueden indicar dos que han podido ser relevantes en la campaña experimental

llevada a cabo: Trabajabilidad del hormigón fresco y la influencia en las propiedades de la matriz de

hormigón próxima a la barra debido a la presencia de fibras en esta zona.

Como en el proceso de fabricación no se dosificó el superplastificante de una manera controlada,

las consistencias de las amasadas variaron prácticamente de manera aleatoria (HC: Blanda; PF2:

plástica, PF4: Líquida, PF6: Blanda; M20: Líquida, M40: Fluida) (ver Tabla 3.6). La evolución para

fibras plásticas sigue la misma evolución que la consistencia del hormigón fresco: a consistencia más

líquida, menor adherencia.

Por otra parte, las fibras metálicas, a diferencia de las fibras plásticas, incorporan aire en la

mezcla. A mayor cuantía de fibra metálica se presenta mayor aire ocluido en ella. Además, al

presentar mayor rigidez las fibras de tipo metálicas, hay una mayor resistencia a permitir el acceso de

grava a las inmediaciones de la barra, favoreciendo un mayor contenido de finos en esta zona y, por lo

tanto, peor comportamiento adherente. Este segundo fenómeno concuerda con lo expresado por

Dancygier et al. (2010) y la perturbación de la matriz de hormigón próxima a la barra. Estos dos

fenómenos pueden explicar el descenso en los valores de la tensión de adherencia última para las

series de fibra de acero.

y = -0,1635x + 2,6724R² = 0,0947

y = -0,0646x + 2,2596R² = 0,0341

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5

tu/√

(fc)

fR3 [MPa]

d12

d16


90

Cabe destacar que el comportamiento del hormigón M20 es muy similar al del PF4: la resistencia

residual fR,3 y la tensión máxima de adherencia para las dos dosificaciones son bastantes similares. Si

se observa la Tabla 3.5, se ve que la dosificación empleada para ambos hormigones es prácticamente

igual, salvo por la cantidad de fibra y superplastificante usado. Esto también conllevó a que la

consistencia del hormigón fresco sea líquida para las dos dosificaciones. Por lo tanto, estos resultados

confirman la importancia de la dosificación en cuanto a la adherencia de los materiales.

Si, por otra parte, separamos los resultados obtenidos para fibras plásticas de las fibras metálicas,

podemos observar una mayor dispersión en los resultados al presentarse un R2 muy bajo (ver Figura

4.23), poniendo de manifiesto la poca fiabilidad de un ajuste lineal y patrón según se incrementa la

cuantía. En cualquier caso, los resultados manifiestan un incremento de la capacidad de adherencia

con el aumento de fR3 (aumento de la cuantía de fibras).

La tensión máxima de adherencia aislada para las fibras metálicas presenta una correlación lineal

más fiable, llegando a presentar un R2 de 0,87 para ensayos con barras de 12 mm. Esto indica, a falta

de una campaña experimental con mayor número de cuantías que corrobore los resultados, que la

tensión máxima de adherencia disminuye con la cuantía de fibra metálica empleada.

Figura 4.23. Tensión máxima normalizada frente a fR,3 para fibras plásticas (izq) y metálicas (der)

Tensión de adherencia media

Siguiendo el ensayo de adherencia de la viga (UNE-EN-10080-Anexo_C, 2005), se permite

evaluar la tensión de adherencia media considerando las tensiones para deslizamientos de 0,01 mm,

0,1 m y 1 mm (𝜏0,01, 𝜏0,01 𝑦 𝜏0,01, respectivamente) . Extrapolándolo para el ensayo de pull-out, se

presenta en la Tabla 4.16 los valores promedios para las distintas dosificaciones con barras de acero de

12 mm, y en la Tabla 4.17 con barras de 16 mm. La Figura 4.24 y la Figura 4.25 ilustran,

respectivamente, los valores obtenidos.

La tensión de adherencia media, 𝜏𝑚, se ha considerado como el promedio de las 3 tensiones

definidas anteriormente.

y = 0,103x + 2,5854R² = 0,0451

y = 0,1631x + 2,1529R² = 0,2751

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 0,5 1 1,5 2

tu/√

(fc)

fR3 [MPa]

PF-d12

PF-d16

y = -0,1614x + 2,3876R² = 0,8739

y = -0,1563x + 2,2076R² = 0,6231

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5

tu/√

(fc)

fR3 [MPa]

MF-d12

MF-d16


91


Tabla 4.16.Tensiones de adherencia 𝜏0,01, 𝜏0,1 𝜏0,01 y tensión de adherencia media para barras de 12 mm

Hormigón Probeta t0,01 [MPa] t0,1 [MPa] t1 [MPa] tm [MPa]

HC

HC-D12-1 1,76 2,2

(19,5%)

7,12 8,0

(13,4%)

11,72 13,0

(7,3%) 7,8 HC-D12-2 2,79 9,51 13,88

HC-D12-3 2,10 7,39 13,55

PF2

PF2-D12-1 2,76 3,3

(11,7%)

10,62 11,2

(4,8%)

17,98 17,8

(3,3%) 10,8 PF2-D12-2 3,34 11,90 18,46

PF2-D12-3 3,69 11,07 17,06

PF4

PF4-D12-1 1,36 1,6

(37,7%)

7,24 7,2

(2,7%)

13,78 13,7

(1,2%) 7,5 PF4-D12-2 2,50 7,32 13,49

PF4-D12-3 1,07 6,89 13,89

PF6

PF6-D12-1 2,45 2,5

(2,5%)

9,63 9,1

(4,6%)

16,40 16,5

(5,4%) 9,4 PF6-D12-2 2,59 8,61 17,57

PF6-D12-3 2,48 9,19 15,40

M20

M20-D12-1 2,09 1,5

(33,1%)

8,16 6,9

(15,0%)

13,13 12,6

(5,4%) 7,0 M20-D12-2 0,93 6,99 12,96

M20-D12-3 1,34 5,63 11,62

M40

M40-D12-1 1,16 1,6

(19,7%)

5,62 6,4

(10,0%)

9,83 11,5

(10,7%) 6,5 M40-D12-2 1,90 6,34 12,75

M40-D12-3 1,73 7,18 11,89

Figura 4.24. Tensiones de adherencia 𝜏0,01, 𝜏0,1 𝜏0,01 y tensión de adherencia media para barras de 12 mm


92

Tabla 4.17. Tensiones de adherencia 𝜏0,01, 𝜏0,1 𝜏0,01 y tensión de adherencia media para barras de 16 mm

Hormigón Probeta t0,01 [MPa] t0,1 [MPa] t1 [MPa] tm [MPa]

HC

HC-D16-1 3,29 3,3

(0,3%)

5,65 5,6

(1,1%)

11,26 11,5

(2,3%) 6,8 HC-D16-2(*) 4,64 9,06 6,19

HC-D16-3 3,31 5,53 11,79

PF2

PF2-D16-1 2,91 2,6

(11,2%)

5,28 5,8

(9,5%)

14,02 14,5

(3,3%) 7,7 PF2-D16-2(*) 4,25 9,28 7,50

PF2-D16-3 2,32 6,40 14,99

PF4

PF4-D16-1 2,72 2,4

(13,9%)

5,57 5,8

(4,1%)

11,46 11,8

(3,1%) 6,7 PF4-D16-2(*) 1,84 2,32 8,24

PF4-D16-3 2,05 6,05 12,21

PF6

PF6-D16-1 1,47 1,7

(12,8%)

5,75 6,2

(7,1%)

14,97 15,0

(0,2%) 7,6 PF6-D16-2(*) 0,69 0,90 6,93

PF6-D16-3 1,90 6,62 15,03

M20

M20-D16-1 1,74 2,0

(20,0%)

3,81 5,0

(18,0%)

10,42 11,7

(8,0%) 6,2 M20-D16-2 1,65 5,21 12,34

M20-D16-3 2,53 5,99 12,46

M40

M40-D16-1 2,93 2,5

(26,0%)

6,91 6,3

(10,2%)

10,75 10,3

(12,7%) 6,3 M40-D16-2 2,91 6,60 11,53

M40-D16-3 1,56 5,42 8,47 (*) Probetas descartas para el cálculo de los valores medios por deslizamiento inicial o rotura de hormigón

Figura 4.25. Tensiones de adherencia 𝜏0,01, 𝜏0,1 𝜏0,01 y tensión de adherencia media para barras de 16 mm

Igual que se hizo para la tensión máxima de adherencia, se muestra en la Tabla 4.18 la tensión

media y la tensión media normalizada para cada hormigón frente a fR3. En la Figura 4.26 se

representan los valores de tensión media normalizada frente a la tensión residual.


93


Tabla 4.18. Tensión de adherencia media y normalizada según resistencia residual fR,3

Hormigón fR3 [Mpa] 12 16

tm [Mpa] 𝝉𝒎 √𝒇𝒄⁄ tm [Mpa] 𝝉𝒎 √𝒇𝒄⁄

HC 0,0 7,8 1,4 6,8 1,2

PF2 0,5 10,8 1,9 7,7 1,3

PF4 1,1 7,5 1,3 6,7 1,2

PF6 1,7 9,4 1,6 7,6 1,3

M20 1,1 7,0 1,3 6,2 1,1

M40 2,0 6,5 1,1 6,3 1,1

Figura 4.26. Tensión media normalizada frente a la resistencia residual fR,3

La tensión media presenta un comportamiento similar obtenido para la de la tensión máxima,

donde los resultados ponen de manifiesto que no es fiable la correlación lineal obtenida. En todo caso,

puede entenderse como un leve descenso de la tensión media según la tensión residual fR3; descenso

que se atenúa para barras de mayor diámetro. Sin embargo, como se puede ver en la Tabla 4.16 y en la

Tabla 4.17, el coeficiente de varianza para cada valor hallado de tensiones es mayor que para tensiones

máximas.

Ahora bien, si se observan las tensiones medias por separado para fibras plásticas y metálicas (ver

Figura 4.27) se manifiesta la alta dispersión y poca fiabilidad de la regresión lineal para las fibras

plásticas. Los resultados obtenidos presentan valores de R2 muy bajos, ante lo que se muestra como un

valor casi constante de tensión media frente a la resistencia residual fR3.

Por otra parte, para los ensayos llevados a cabo sobre hormigón con fibras metálicas, se aprecia

un descenso lineal fiable, especialmente para barras de 12 mm (R2=1), más acusado para este diámetro

de barra. Para barras de diámetro de 16 mm (R2=0,83) el descenso con fR3 es más atenuado.

y = -0,1407x + 1,5721R² = 0,1524

y = -0,0427x + 1,2495R² = 0,119

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5

tm/√

(fc)

fR3 [MPa]

d12

d16


94

Figura 4.27. Tensión media normalizada frente a fR,3 para fibras plásticas (izq) y metálicas (der)

Para ver la relación entre la tensión media y la tensión máxima de adherencia, se presentan la

Tabla 4.19 para barras embebidas de 12 mm y la Tabla 4.20 para barras de 16 mm. Los resultados

evidencian una relación muy similar para todos los distintos hormigones ensayados: la tensión media

es alrededor de 0,5 y 0,6 veces la tensión máxima de adherencia.

Tabla 4.19. Relación entre tensión media y tensión máxima de adherencia para barras de 12 mm

Hormigón tu [Mpa] tm [Mpa] tm/ tu

HC 13,2 7,8 0,59

PF2 17,9 10,8 0,60

PF4 13,9 7,5 0,54

PF6 16,6 9,4 0,56

M20 12,7 7,0 0,55

M40 11,5 6,5 0,56

Tabla 4.20. Relación entre tensión media y tensión máxima de adherencia para barras de 16 mm

Hormigón tu [Mpa] tm [Mpa] tm/ tu

HC 12,0 6,8 0,57

PF2 13,7 7,7 0,56

PF4 11,9 6,7 0,56

PF6 15,1 7,6 0,50

M20 12,1 6,2 0,51

M40 10,3 6,3 0,61

Comprobación adicional

Durante la realización del ensayo pull-out, se ha optado por comprobar las cuantías de una

probeta para cada uno de los HRF metálicas, como se ha indicado en el apartado 3.4.5, y así descartar

una posible confusión a la hora de marcar las probetas, es decir, descartar que las denominadas M40

en realidad sean las M20 y viceversa. Sólo se ha comprobado las metálicas por la facilidad relativa de

extraer las fibras por medio de magnetismo tras machaqueo de las probetas.

y = -0,004x + 1,5382R² = 0,0001

y = 0,0074x + 1,2416R² = 0,0047

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0

tm/√

(fc)

fR3 [MPa]

PF-d12PF-d16

y = -0,1232x + 1,3869R² = 1

y = -0,0523x + 1,2038R² = 0,8282

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5

tm/√

(fc)

fR3 [MPa]

MF-d12

MF-d16


95


Figura 4.28. Fibras metálicas extraídas para las probetas M20-D12-3 y M40-D12-3

La Figura 4.28 muestra las fibras metálicas extraídas de la probeta M20-D12-3 y de la M40-D12-

3, las cuales fueron pesadas y usadas para la determinación de la cuantía presente en estas probetas. La

Tabla 4.21 muestra los valores obtenidos, corroborando la apropiada dosificación y denominación de

las probetas.

Tabla 4.21. Cuantías reales medidas sobre las probetas M20-D12-3 y M40-D12-3

Probeta Peso [kg] Cuantía

[kg/m3]

M20-D12-3 0,156 19,5

M40-D12-3 0,320 40,0

4.3. ENSAYOS SOBRE HORMIGÓN PROYECTADO

En la Tabla 4.22 se presentan los resultados de los ensayos llevados a cabo en el entorno de la

construcción del túnel, tomado del informe (UPC, 2018). La Figura 4.29 ilustra los resultados

obtenidos según serie, método de colocación, número de planos de armado y diámetro de barra.

En el entregable se mencionan las dificultades surgidas durante la realización de estos ensayos.

Debido a la dificultad en la extracción de muestras del túnel se han producido incidencias en las

muestras durante la manipulación, tales como el doblado de barras.

Por este motivo, los autores desestiman la segunda barra del plano superior de armado para la

primera serie para hormigón proyectado (S1PP200-12 Plano sup), resultado indicado con (*) en la

Tabla 4.22. Igualmente se reservan sospechas para resultados con valores bajos de tensión de

adherencia.

De estos resultados, el informe concluye comparando los valores para barras en el plano superior

de armado con las barras inferiores, que se produce una reducción en la adherencia para las barras

inferiores, debido al efecto sombra durante la proyección que produce el plano superior de armado

debido.


96

Por otra parte, comparando los resultados para paneles de un solo plano de armado con las barras

superiores en los paneles de dos planos de armado, el informe resalta la similitud para la primera serie

(SIPP100-12 y S1PP200-12 plano sup).

Tabla 4.22. Resultados de pull-out in-situ (UPC, 2018)

Elemento 𝑓𝑐 𝜏𝑢

𝜏𝑢 √𝑓𝑐⁄ CV.

(MPa) (MPa) (%)

S1PC100-12 ****

30,2

29,1

28,7

29,3 **** ****

S1PP100-12 ****

24,2

24,9

16,5

21,9 **** ****

S1PP200-12

Plano sup

****

26,2

12,9(*)

17,3

21,7 **** ****

S1PP200-12

Plano inf

12,0

11,7

15,4

13,0 **** ****

S2PC100-12 58,6

(1,9)

22,9

22,9

25,4

23,7 3,2 6,1

S2PP200-12

Plano sup 47,2

(3,8)

17,1

15,2

14,6

15,6 2,28 8,1

S2PP200-12

Plano inf

13,3

13,5

13,8

13,6 1,97 2,0

S3PP100-12

44,0

(8,7%)

17,9

18,5

15,1

17,2 2,59 10,5

S3PP200-12

Plano sup

13,7

27,3

30,8

23,9 3,61 37,8

S3PP200-12

Plano inf

11,7

8,6

14,1

11,5 1,73 24,0

S3PP200-16

Plano sup

14,8

15,1

16,2

15,4 2,32 4,8

S3PP200-16

Plano inf

13,6

8,2

13,0

11,6 1,75 25,4


97


Figura 4.29. Resultados de pull-out in-situ

Además, los resultados ponen de manifiesto que la utilización de hormigón proyectado genera un

peor comportamiento adherente frente al hormigón vertido. Esto se ve acrecentado con la

incorporación de fibras, lo cual produce discontinuidades en el flujo del material y dificultades en su

compactación. Igualmente, la necesidad de añadir un aditivo acelerante de fraguado para hormigón

proyectado, según los resultados obtenidos tanto para la aplicación 2 como para la primera y la tercera

del informe, se manifiesta una peor prestación del hormigón (tanto en compresión como en

adherencia) al incrementar la dosis de acelerante empleado, debido a que el endurecimiento rápido del

hormigón evita una correcta compactación de este.

Sin embargo, a diferencia de como cabría esperar, no se ve una relación clara en la serie 3 para

los distintos diámetros. Al disponer una barra de mayor calibre (diámetro 16 mm) la tensión de

adherencia máxima en el plano superior se reduce un 36% mientras que para el plano inferior se

mantiene prácticamente igual. Esta segunda comparación se puede deber a que tienen un mayor peso

el efecto sombra producido por un plano superior de armado, tomando mayor importancia este

fenómeno frente a la influencia del diámetro de barra.

Comparación con la campaña experimental del presente trabajo

Cabe destacar que la campaña experimental llevada a cabo sobre HRF ha sido reducida,

limitándose solo a un tipo de fibra y cuantía, debido a que significó una sola parte de una campaña

más amplia con intención del estudio de muchos otros parámetros. Con lo cual, se recomienda un

estudio futuro mayor sobre el efecto de la incorporación de fibra en hormigón proyectado, en lo que

respecta a la adherencia hormigón-acero.

Se presenta ahora la comparación de los resultados de la aplicación para la obra del túnel con los

resultados de la campaña experimental llevada a cabo por el autor del presente trabajo. Como se ha

empleado HRF con 6 kg/m3 de fibras de polipropileno para las series 2 y 3, se muestran en la Tabla

4.23 los resultados de adherencia última para probetas con barras de 12 mm y en la Tabla 4.24 para

barras de 16 mm.


98

Tabla 4.23. Comparación de resultados para hormigón con 6 kg/m3de fibra plástica y barras de ϕ12 mm

Hormigón 𝒇𝒄 [Mpa] 𝝉𝒖 [Mpa] 𝝉𝒖 √𝒇𝒄⁄

PF6-d12 34,8 16,6 2,81

S2PC100-12 58,6 23,7 3,20

S2PP200-12

Plano sup 47,2 15,6 2,28

S2PP200-12

Plano inf 47,2 13,6 1,97

S3PP100-12 44,0 17,2 2,59

S3PP200-12

Plano sup 44,0 23,9 3,61

S3PP200-12

Plano inf 44,0 11,5 1,73

Tabla 4.24. Comparación de resultados para hormigón con 6 kg/m3de fibra plástica y barras de ϕ16 mm

Hormigón 𝒇𝒄 [Mpa] 𝝉𝒖 [Mpa] 𝝉𝒖 √𝒇𝒄⁄

PF6-d16 34,8 15,1 2,56

S3PP200-16

Plano sup 44,0 15,4 2,32

S3PP200-16

Plano inf 44,0 11,6 1,75

Debido a la notable diferencia en la resistencia a compresión de los hormigones de las series 2 y 3

frente a la obtenida en la campaña del presente trabajo, se hace más evidente la necesidad de comparar

los valores normalizados de tensión máxima de adherencia.

Esos valores ponen de manifiesto que para los hormigones compactados (PF6 y S2PC100) se

presenta mejor comportamiento adherente en el ensayo llevado a cabo en el panel con la dosificación

para hormigón proyectado. Esto se debe al mayor contenido de cemento y menor relación a/c (ver

Tabla 4.25).

Tabla 4.25. Comparación de dosificación entre el hormigón PF6 y los hormigones S2 y S3

Características PF6 S2 S3

CEM I 52,5 R kg/m3 300 474

a/c 0,6 0,42

Tamaño máximo

de árido mm 20 12

Acelerante - Libre de álkali

4,5%

Fabricación Verano Verano Otoño

Por otro lado, si se comparan los resultados para barras de 12 mm de diámetro para los

hormigones proyectados (S2PP200-12, S3PP100-12 y S3PP200-12) con los obtenidos para PF6, pese

a que el hormigón proyectado presenta un mejor hormigón base, la tensión última de adherencia


99


presenta una reducción de un 19% en las barras del plano superior de armado para la serie realizada en

la misma estación (S2PP200-12: verano) frente al PF6-12; mientras que la realizada en otoño

(S3PP200-12) evidencia un incremento de 28% en este valor, pero una reducción del 10% en el panel

de un solo plano de armado (S3P100). Se concluye, que el hormigón proyectado desarrolla un

comportamiento adherente peor que el de un hormigón normal (vertido), llegando hasta un 19% de

reducción en la tensión máxima en barras sin ningún plano de armado superior, pese a presentar un

hormigón base de mayores prestaciones adherentes.

En cuanto a las muestras con barras de 16 mm de diámetro, se presenta una reducción del 10%

del valor de tensión normalizada para el plano superior de armado en hormigón proyectado (S3PP200-

16 plano sup) frente al obtenido en probeta normalizada PF6-d16.

Los resultados para los planos inferiores de armado, aquellos que sufren del efecto sombra por un

armado superior, reducen la tensión máxima de adherencia de un 30% a un 38% en relación con la

obtenida para hormigón normal (PF6). Por ello, se hace énfasis en la importancia del estudio de la

adherencia y una correcta ejecución para la correcta transmisión de tensiones entre el hormigón

proyectado y las barras de acero.


100


CONCLUSIONES Y

RECOMENDACIONES

5.1. INTRODUCCIÓN

En este capítulo se exponen las conclusiones obtenidas del trabajo realizado. Se dividen en

conclusiones en cuanto al comportamiento adherente (apartado 5.2) y adicionales (apartado 5.3).

Las conclusiones en cuanto al comportamiento adherente hacen referencia al objetivo principal

del trabajo, consistente en la evaluación de la adherencia para hormigón reforzado con fibras y evaluar

una posible reducción en la longitud de anclaje.

Por otro lado, las conclusiones adicionales muestran los aspectos que han acompañado al estudio

de la adherencia. Las conclusiones obtenidas de la campaña sobre hormigón proyectado, también se

incluye en este apartado, como conclusiones adicionales, debido a tratarse de una campaña de primera

toma de contacto.

Finalmente, en el apartado 5.4, se plantean sugerencias para futuras líneas de investigación que

permitan completar y extender lo estudiado en este trabajo.

Conclusiones y Recomendaciomes

102

5.2. CONCLUSIONES EN CUANTO AL COMPORTAMIENTO ADHERENTE

En el presente trabajo se ha estudiado la adherencia entre la barra de acero y la matriz de

hormigón reforzado con fibras, mediante el ensayo normalizado de pull-out. Para el estudio de la

influencia de las fibras en el comportamiento adherente, se ha variado el tipo de fibras (plásticas y

metálicas). Así como la cuantía empleada de ellas: sin fibras; 2, 4 y 6 kg/m3 para fibras plásticas; 20 y

40 kg/m3 para fibras metálicas. Otra variable empleada ha sido el diámetro de barra embebida: 12 mm

y 16 mm.

De los resultados obtenidos se puede concluir para las cuantías y tipos de fibras estudiadas:

• Para dosificaciones con cuantías con similar valor de resistencia residual fR,3, se han

obtenido resultados similares en cuanto al comportamiento adherente.

Influencia del diámetro de barra embebida

• El mecanismo de rotura por fractura del bloque de hormigón (splitting) se ve favorecido

para diámetros mayores con menor confinamiento (menor cuantía de fibras). Este

mecanismo se ha producido en una probeta del hormigón sin fibras y en una con 2

kg/m3 de fibras plásticas, para barras de diámetro de 16 mm.

• Para menor diámetro de barra, se obtiene una tensión máxima de adherencia mayor. Los

valores de tensión máxima para barras de 16 mm son entre un 77% y un 95% de los

valores para barras de 12 mm.

Para las cuantías empleadas, esta reducción es mayor con la utilización de fibras

plásticas, especialmente para bajas cuantías; los valores varían entre un 77% y un 91%.

Mientras que para fibras metálicas, la reducción según diámetro de barra es menor: los

valores para 16 mm representan entre un 90% y 95% de los valores para 12 mm.

Cabe igualmente destacar que para los distintos diámetros de barra se han producido

dispersiones similares: CV de 11% para diámetro de 12 mm frente al 12% de barras de

16 mm.

Influencia de las fibras en la tensión máxima de adherencia

• Los resultados para las cuantías de fibras empleadas, evaluadas en conjunto tanto

plásticas como metálicas según la resistencia residual fR,3, no permiten una correlación

entre la tensión máxima de adherencia normalizada y la resistencia residual. Esto se

debe a una alta dispersión en los resultados, la cual pudo deberse al bajo control de la

consistencia en la fabricación de las probetas, lo que ha podido generar una

compactación inadecuada, aumentando el aire ocluido para las muestras con mayor

consistencia líquida.

• Observando los resultados de tensión máxima de las fibras plásticas

independientemente, se incrementa la dispersión en los resultados, lo que pone de

manifiesto que la cuantía de fibras de polipropileno aportada no es lo suficientemente

significativo para afectar el mecanismo adherente.


103


En cualquier caso, los resultados obtenidos con fibras plásticas alcanzaron valores

iguales o superiores (hasta un 29% para diámetro de barra de 12 mm y un 24% para

diámetro de 16 mm) frente al hormigón sin fibras.

Cabe destacar que los mayores valores se obtuvieron para la dosificación con

consistencia más seca de hormigón fresco (PF2) y el menor valor para la consistencia

más líquida (PF4). Esto indica lo sensible del hormigón reforzado con fibras de

polipropileno frente a la consistencia de la amasada, y con ello, a una correcta

compactación y contenido de aire ocluido.

• Si se observan los resultados de tensión máxima para fibras metálicas

independientemente, se observa una menor dispersión en los resultados (especialmente

para barras de diámetro de 12mm) y que se presenta una correlación lineal de reducción

en el valor de tensión máxima según se incrementa la cuantía de fibra empleada.

La reducción puede deberse a que las fibras metálicas infieren en las propiedades del

entorno de la barra, ya que pueden evitar la entrada de áridos gruesos a esta zona, lo

cual genera una matriz con alto contenido de finos y peor comportamiento adherente.

Igualmente, a mayor cuantía, se puede producir mayor contacto directo entre las fibras

metálicas y la barra de acero, generando mayor discontinuidad en la longitud de

adherencia.

Las líneas de tendencia en función del porcentaje de volumen de fibras metálicas

empleadas siguen las siguientes ecuaciones para diámetro de 12 mm y de 16 mm,

respectivamente:

𝜏𝑏𝑢𝜙12

= −0,6336 ∙ 𝑉𝑓(%) + 2,3876 𝑅2 = 0,871

𝜏𝑏𝑢𝜙16

= −0,6136 ∙ 𝑉𝑓(%) + 2,2024 𝑅2 = 0,621

Con 40 kg/m3 se alcanza una reducción de 17% para diámetro de 12 mm, y de 14% para

diámetro de 16 mm frente al valor para hormigón sin fibras.

Influencia de las fibras en la tensión media de adherencia

• En cuanto a los valores de tensiones 𝜏0,01, 𝜏0,1 𝑦 𝜏1, se presentan mayores dispersiones

en los valores obtenidos de 𝜏0,01 (CV de hasta 38%) que para los valores de 𝜏0,1 (hasta

un CV de 15%) y 𝜏1 (CV de hasta 11%)

• Los resultados para las cuantías de fibras empleadas, evaluadas en conjunto tanto

plásticas como metálicas según la resistencia residual fR,3, no permiten una correlación

entre la tensión media de adherencia normalizada y la resistencia residual. Resultado

similar que el obtenido para tensiones máximas.


104

En todo caso, se presenta un descenso en la tensión media según la resistencia residual

fR,3, la cual es más pronunciado en diámetros de 12 mm.

• Observando los resultados de tensión media de las fibras plásticas independientemente,

se incrementa la dispersión en los resultados, lo que confirma, como indicó la tensión

máxima, que la cuantía de fibras de polipropileno aportada no es lo suficientemente

significativo para afectar el mecanismo adherente. En todo caso, la poco fiable línea de

tendencia presenta una pendiente nula, o cual indica la poca aportación de las fibras

plásticas en cuanto a la adherencia media.

Cabe destacar que, al igual que ocurría con la tensión máxima, los mayores valores se

obtuvieron para la dosificación con consistencia más seca de hormigón fresco (PF2) y el

menor valor para la consistencia más líquida (PF4). Esto confirma lo sensible del

hormigón reforzado con fibras de polipropileno frente a la consistencia de la amasada, y

con ello, a una correcta compactación y contenido de aire ocluido.

• Si se observan los resultados de tensión media normalizada para fibras metálicas

independientemente, se observa una correlación lineal en los resultados (especialmente

para barras de diámetro de 12mm) que pone de manifiesto una reducción en el valor de

tensión máxima según se incrementa la cuantía de fibra empleada. El descenso se

produce con mayor pendiente para barras de 12 mm que para barras de 16 mm

(prácticamente constante).

Las líneas de tendencia en función del porcentaje de volumen de fibras metálicas

empleadas siguen las siguientes ecuaciones para diámetro de 12 mm y de 16 mm,

respectivamente:

𝜏𝑏𝑚𝜙12

= −0,4836 ∙ 𝑉𝑓(%) + 1,3828 𝑅2 = 0,9967

𝜏𝑏𝑚𝜙16

= −0,2053 ∙ 𝑉𝑓(%) + 1,202 𝑅2 = 0,8255

Con 40 kg/m3 se alcanza una reducción de 21% para diámetro de 12 mm, y de 9% para

diámetro de 16 mm frente al valor para hormigón sin fibras.

Longitud de anclaje

Debido a que: (1) en hormigón reforzado con fibras plásticas se ha obtenido una correlación

deficiente entre la cuantía de fibras y las tensiones de adherencia, y que se ha concluido que para las

cuantías de fibras estudiadas no se consigue un efecto significativo en el comportamiento adherente, y

(2) en hormigón reforzado con fibras metálicas para las cuantías empleadas presenta un ligero

descenso en las tensiones de adherencia, se concluye que la longitud de anclaje para barras de acero no

se ha de modificar y se debería seguir las expresiones indicadas por normativa pese a utilizar un

refuerzo de fibras.


105


5.3. CONCLUSIONES ADICIONALES

Adicional al estudio de adherencia, para la correcta caracterización de las propiedades de los

hormigones fabricados, se han llevado a cabo otros ensayos de los cuales se pueden obtener las

siguientes conclusiones:

Ensayo de compresión simple

• La adición de fibras plásticas en el hormigón genera un ligero aumento en la resistencia

a compresión: hasta un 11% más de resistencia frente al hormigón sin fibras para una

cuantía de 6 kg/m3 (Vf=0,66%)

• La adición de fibras metálicas en el hormigón genera un incremento marginal en la

resistencia a compresión: de un 4% para una cuantía de 40 kg/m3 (vf=0,51%). Para una

cuantía de 20 kg/m3 (Vf=0,25%) no se presenta un incremento en la resistencia.

• El coeficiente de variación para este ensayo es muy bajo, no se llega a alcanzar el 2%

Ensayo de módulo de elasticidad secante

• No se presenta un efecto significativo en el valor del módulo secante con las cuantías de

fibras empeladas. Sin embargo, es ligeramente mayor para hormigón con fibras

plásticas que con fibras metálicas, en consecuencia con la mayor resistencia a

compresión obtenida en el ensayo a compresión.

• El CV para este ensayo es muy bajo, alcanzando sólo el 1,3%.

Ensayo de tracción indirecta

• Este ensayo presenta mayores valores de CV, alcanzando hasta un 15%. Esto indica una

mayor dispersión en los resultados en este ensayo para hormigón con fibras.

• La adición de fibras incrementa la resistencia a tracción indirecta, hasta un 63% más

para las cuantías empleadas frente al hormigón sin fibras. Los valores obtenidos con las

fibras plásticas y fibras metálicas son similares.

Ensayo de flexotracción

• La resistencia a flexotracción (LOP) presenta un valor bajo de CV en comparación con

los valores obtenidos para las resistencias residuales.

• La resistencia a flexotracción se ve incrementada con la adición de fibras de hasta un

33% con las cuantías de fibras plásticas y hasta un 15% con las cuantías de fibras

metálicas empleadas.


106

• Las resistencias residuales definidas por normativa son relativamente constantes con

para cada cuantía y tipo de fibra empleada.

• A mayor cuantía de fibra, la reducción desde la resistencia máxima a las residuales es

menor. Para fibras plásticas, la resistencia residual representa un 13% (2 kg/m3), un

25% (4 kg/m3) y un 41% (6 kg/m3) de la resistencia a flexotracción (LOP). Para fibras

metálicas la resistencia residual representa un 31% (20 kg/m3) y un 52% (2 kg/m3) de la

resistencia a flexotracción.

• La resistencia residual fR,3 presenta una correlación lineal con el porcentaje en volumen

de fibras y permite la caracterización del comportamiento del hormigón con fibras

mediante este parámetro. Las líneas de tendencia obtenidas para fibras plásticas y fibras

metálicas, respectivamente, presenta las siguientes ecuaciones:

𝑓𝑅,3𝑝

= 2,5393 ∙ 𝑉𝑓 + 0,0298 𝑅2 = 0,9982

𝑓𝑅,3𝑚 = 3,9255 ∙ 𝑉𝑓 + 0,0333 𝑅2 = 0,9967

• No se ha producido una segregación de áridos gruesos apreciable durante la

compactación del hormigón fresco.

• Según el recuento de fibras en la sección de rotura, en HRF plásticas se ha producido

una ligera segregación de fibras, fenómeno que se reduce al aumentar la cuantía de

fibras. Para 2 kg/m3 de fibras, las fibras presentes en la mitad superior de la probeta son

un 29% menos que las presentes en la mitad inferior. Mientras que para 6 kg/m3, solo

representa un 5% menos de número de fibras en la sección de rotura.

• Según el recuento de fibras en la sección de rotura, en HRF metálicas se ha producido

una ligera segregación de fibras. Con una cuantía de 20 kg/m3 se presenta un 20%

menos de fibras en la mitad superior que en la mitad inferior, mientras que para una

cuantía de 40 kg/m3 el número de fibras superiores son un 25% menos que las

inferiores.

Ensayo de adherencia sobre hormigón proyectado

• Se requiere una especial atención para una adecuada manipulación de las muestras, ya

que se pueden producir alteraciones en estas.

• Debido a que la campaña experimental llevada a cabo representa una toma de contacto

para el estudio de adherencia en el HRF, los resultados no son lo suficientemente

concluyentes, pero aportan una visión general.

• El hormigón proyectado presenta un peor comportamiento adherente, frente a un mismo

hormigón vertido y compactado. Se presenta una reducción de hasta un 25% en el valor

de la tensión máxima de adherencia.


107


• El uso de acelerante puede generar un endurecimiento prematuro del hormigón

proyectado que no permita una adecuada compactación y, por lo tanto, un peor

comportamiento adherente.

• El plano inferior de armado presenta un comportamiento de adherencia peor que para

barras en el plano superior de armado, debido al efecto sombra producido durante la

proyección. Esta reducción varía entre un 20% y un 52%.

• Los valores de resistencia máxima para barras embebidas de 16 mm se ven reducidos en

un 36% frente a los valores para barras de 12 mm en el plano superior de armado. Por

contraposición, en el plano inferior de armado, no se aprecia una variación significativa

según diámetro de barra; esto puede indicar que tiene una mayor influencia el efecto

sombra que el diámetro de barra empleado.

• Comparando la tensión máxima de adherencia normalizada para los hormigones

vertidos y compactados entre la campaña externa con la propia del autor con cuantías de

fibras de polipropileno de 6 kg/m3, se observa un mejor comportamiento adherente el

hormigón de la obra de construcción del túnel, presentando un valor 14% mayor frente

al del obtenido por ensayo normalizado en laboratorio. Este incremento es debido a una

proporción a/c menor y un contenido de cemento mayor.

• Frente al hormigón de 6 kg/m3 fabricado en laboratorio, las probetas de hormigón

proyectado con un solo plano de armado presentan una reducción en el valor de tensión

máxima normalizada de hasta un 10%, pese a tener un hormigón base de mejores

prestaciones.

• Frente al hormigón de 6 kg/m3 fabricado en laboratorio, las probetas de hormigón

proyectado con dos planos de armado presentan una reducción en el valor de tensión

máxima normalizada de hasta un 19% para el plano superior y de hasta un 38% para el

plano inferior, pese a tener un hormigón base de mejores prestaciones.

• Los resultados ponen de manifiesto la especial necesidad de un estudio adecuado de la

adherencia para el hormigón proyectado, ya que influyen diversos parámetros

intrínsecos en esta técnica de colocación del hormigón, como puede ser la necesidad de

aditivos acelerantes o el efecto sombra y el rebote.

5.4. LINEAS DE INVESTIGACIÓN FUTURAS

Debido a que el número de muestras empleado para el presente trabajo estuvo limitado por la

disponibilidad de moldes, se sugiere una campaña experimental más extensa de la adherencia. Para

ello, se recomienda la fabricación de un mayor número de probetas por serie que permitan tener una

base de datos más fiable. Igualmente, se recomienda analizar la adherencia para mayores cuantías de

fibras, que permita corroborar la tendencia hallada en el presente trabajo, fuera del rango de cuantías

que en él se han estudiado. Por otra parte, se puede estudiar la adherencia variando la relación de

aspecto (L/d) de las fibras empleadas.


108

Además, se puede extender el estudio de la adherencia para hormigón reforzado con fibras

híbrido, es decir, estudiar este comportamiento añadiendo tanto fibras metálicas como fibras plásticas

en distintas proporciones.

Cabe destacar, para futuras investigaciones, la importancia en el control de la consistencia del

hormigón fresco, así como del contenido de aire en este.

En cuanto al hormigón proyectado, gracias al ensayo propuesto por en el correspondiente

informe, se abre la posibilidad del estudio de la adherencia con la presencia de fibras. Ya que la

intención de la campaña experimental llevada a cabo era un acercamiento al estudio del efecto de las

fibras, los resultados son poco concluyentes, con lo que se da la opción para el estudio en un futuro de

este fenómeno variando el tipo de fibra empleada y las cuantías de estas.

Debido a la gran diferencia en la resistencia entre el hormigón proyectado ensayado y el

hormigón moldeado fabricado del presente autor, se manifiesta un interés en extender el ensayo sobre

hormigón compactado, no solo para las probetas en forma de panel, propuestas por el informe, sino

también para probetas cúbicas del ensayo normalizado para los mismos valores de resistencias y se

pueda comparar los resultados obtenidos, con mayor relación.


109



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Bibliografía

117



ANEJOS

Anejos


ANEJO A

RESULTADOS ENSAYO DE RESISTENCIA A FLEXOTRACCIÓN

UNE-EN-14651, 2007

Serie: HC

Fecha de fabricación 03/06/2019

Fecha de ensayo 02/07/2019

Tipo de fibra -

Cuantía de fibra -

Longitud 600 mm

Distancia entre apoyos 500 mm

Probeta HC-1 HC-2 HC-3 HC-4

Ancho (b) [mm] 124,25 125,4 125,1 124,25

Canto sobre entalla (hsp) [mm] 151,7 152 152,05 151,8

Resultados

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

HC-1 HC-2

HC-3 HC-4

𝒇𝒄𝒕𝒇

HC-1 HC-2 HC-3 HC-4 Media

LOP

(CMOD)

3,1

(0,02)

3,4

(0,03)

3,2

(0,02)

3,5

(0,03)

3,3

(0,03)

𝒇𝑹,𝟏 0,3 0,2 0,3 0,2 0,2

𝒇𝑹,𝟐 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

𝒇𝑹,𝟑 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

𝒇𝑹,𝟒 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

Anejos


Serie: PF2



Tipo de fibra Fibra de polipropileno MasterFiber 248

Cuantía de fibra 2 kg/m3

Longitud probeta 600 mm


Probeta PF2-1 PF2-2 PF2-3 PF2-4

Ancho (b) [mm] 125,35 124,75 125,2 124,75

Canto sobre entalla (hsp) [mm] 153,35 152,85 151,7 152,6

Resultados

Recuento de fibras

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

PF2-1 PF2-2

PF2-3 PF2-4

𝒇𝒄𝒕𝒇

PF2-1 PF2-2 PF2-3 PF2-4 Media

LOP

(CMOD)

4,1

(0,03)

4,1

(0,02)

4,1

(0,03)

3,1

(0,02)

3,8

(0,02)

𝒇𝑹,𝟏 0,9 0,5 0,6 0,4 0,6

𝒇𝑹,𝟐 0,7 0,4 0,5 0,3 0,5

𝒇𝑹,𝟑 0,7 0,4 0,4 0,3 0,5

𝒇𝑹,𝟒 0,8 0,4 0,4 0,3 0,5

Nivel PF2-1 PF2-2 PF2-3 PF2-4

Superior 10 12 12 4

Medio 15 10 10 6


TOTAL 40 36 44 24

Serie: PF4








Ancho (b) [mm] 124,1 125,5 125 125,5

Canto sobre entalla (hsp) [mm] 152,55 152 152,9 152,05

Resultados

Recuento de fibras

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

PF4-1 PF4-2

PF4-3 PF4-4

𝒇𝒄𝒕𝒇


LOP

(CMOD)

4,1

(0,03)

4,4

(0,02)

4,7

(0,03)

4,4

(0,02)

4,4

(0,02)

𝒇𝑹,𝟏 0,8 1,0 1,2 1,3 1,1

𝒇𝑹,𝟐 0,8 1,2 1,2 1,3 1,1

𝒇𝑹,𝟑 0,9 1,3 1,1 1,3 1,1

𝒇𝑹,𝟒 0,8 1,2 1,1 1,2 1,1



Medio 22 29 34 23


TOTAL 64 78 87 88

Anejos


Serie: PF6








Ancho (b) [mm] 124,8 123,6 125,4 124,6


Resultados

Recuento de fibras

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

PF6-1 PF6-2PF6-3 PF6-4

𝒇𝒄𝒕𝒇


LOP

(CMOD)

3,8

(0,02)

3,6

(0,02)

4,1

(0,02)

3,9

(0,03)

3,9

(0,02)

𝒇𝑹,𝟏 1,6 1,5 1,6 1,3 1,5

𝒇𝑹,𝟐 1,8 1,6 1,8 1,3 1,6

𝒇𝑹,𝟑 1,9 1,6 1,8 1,3 1,7

𝒇𝑹,𝟒 1,8 1,6 1,8 1,3 1,6



Medio 40 52 22 29


TOTAL 124 111 111 99

Serie: M20



Tipo de fibra Fibra de acero MasterFiber 503




Probeta M20-1 M20-2 M20-3 M20-4

Ancho (b) [mm] 125,35 125,15 124,45 124,8


Resultados

Recuento de fibras

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

M20-1 M20-2M20-3 M20-4

𝒇𝒄𝒕𝒇

M20-1 M20-2 M20-3 M20-4 Media

LOP

(CMOD)

3,6

(0,03)

3,6

(0,03)

3,8

(0,05)

3,5

(0,02)

3,6

(0,03)

𝒇𝑹,𝟏 1,2 1,0 1,6 0,9 1,2

𝒇𝑹,𝟐 1,2 1,0 1,6 0,9 1,2

𝒇𝑹,𝟑 1,1 1,0 1,5 0,8 1,1

𝒇𝑹,𝟒 1,0 0,8 1,3 0,8 1,0

Nivel M20-1 M20-2 M20-3 M20-4

Superior 9 12 16 11

Medio 14 12 23 11


TOTAL 36 34 55 35

Anejos


Serie: M40







Probeta M40-1 M40-2 M40-3 M40-4

Ancho (b) [mm] 124,4 124,9 125,15 125,75


Resultados

Recuento de fibras

0

1

2

3

4

5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

ffct

[MP

a]

CMOD [mm]

M40-1 M40-2M40-3 M40-4

𝒇𝒄𝒕𝒇

M40-1 M40-2 M40-3 M40-4 Media

LOP

(CMOD)

3,6

(0,03)

4,0

(0,02)

3,9

(0,03)

3,8

(0,03)

3,8

(0,03)

𝒇𝑹,𝟏 1,8 1,9 2,0 2,4 2,0

𝒇𝑹,𝟐 1,7 1,9 2,2 2,5 2,1

𝒇𝑹,𝟑 1,6 1,8 2,1 2,4 2,0

𝒇𝑹,𝟒 1,4 1,6 1,8 2,2 1,7

Nivel M40-1 M40-2 M40-3 M40-4


Medio 21 22 18 38


TOTAL 75 61 72 90

ANEJO B

RESULTADOS ENSAYO DE ADHERENCIA POR ARRANCAMIENTO

(PULL-OUT)

UNE-EN-10080-Anexo D, 2005

Anejos


Serie: HC (d=12 mm)



Tipo de fibra -

Cuantía de fibra -


Altura probeta 200 mm

Anchura probeta 200 mm

Diámetro barra 12 mm

Longitud de barra en adherencia 60 mm

Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

HC-D12-1HC-D12-2HC-D12-3

𝝉𝒅𝒎 [𝑴𝑷𝒂] HC-D12-1 HC-D12-2 HC-D12-3

𝝉𝒖 11,8 14,0 13,8

𝝉𝟎,𝟎𝟏 1,8 2,8 2,1

𝝉𝟎,𝟏 7,1 9,5 7,4

𝝉𝟏 11,7 13,9 13,6

Serie: PF2 (d=12 mm)










Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF2-D12-1PF2-D12-2PF2-D12-3

𝝉𝒅𝒎 [𝑴𝑷𝒂] PF2-D12-1 PF2-D12-2 PF2-D12-3

𝝉𝒖 18,0 18,6 17,1

𝝉𝟎,𝟎𝟏 2,8 3,3 3,7

𝝉𝟎,𝟏 10,6 11,9 11,1

𝝉𝟏 18,0 18,5 17,1

Anejos












Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF4-D12-1PF4-D12-2PF4-D12-3


𝝉𝒖 13,9 13,7 14,2

𝝉𝟎,𝟎𝟏 1,4 2,5 1,1

𝝉𝟎,𝟏 7,2 7,3 6,9

𝝉𝟏 13,8 13,5 13,9











Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF6-D12-1PF6-D12-2PF6-D12-3


𝝉𝒖 16,5 17,7 15,5

𝝉𝟎,𝟎𝟏 2,4 2,6 2,5

𝝉𝟎,𝟏 9,6 8,6 9,2

𝝉𝟏 16,4 17,6 15,4

Anejos


Serie: M20 (d=12 mm)










Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M20-D12-1M20-D12-2M20-D12-3

𝝉𝒅𝒎 [𝑴𝑷𝒂] M20-D12-1 M20-D12-2 M20-D12-3

𝝉𝒖 13,2 13,1 11,8

𝝉𝟎,𝟎𝟏 2,1 0,9 1,3

𝝉𝟎,𝟏 8,2 7,0 5,6

𝝉𝟏 13,1 13,0 11,6











Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M40-D12-1M40-D12-2M40-D12-3

𝝉𝒅𝒎 [𝑴𝑷𝒂] M40-D12-1 M40-D12-2 M40-D12-3

𝝉𝒖 9,9 12,8 11,9

𝝉𝟎,𝟎𝟏 1,2 1,9 1,7

𝝉𝟎,𝟏 5,6 6,3 7,2

𝝉𝟏 9,8 12,8 11,9

Anejos


Serie: HC (d=16 mm)



Tipo de fibra -

Cuantía de fibra -






Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

HC-D16-1HC-D16-2HC-D16-3

𝝉𝒅𝒎 [𝑴𝑷𝒂] HC-D16-1 HC-D16-2 HC-D16-3

𝝉𝒖 12,0 12,1 11,9

𝝉𝟎,𝟎𝟏 3,3 4,6 3,3

𝝉𝟎,𝟏 5,6 9,1 5,5

𝝉𝟏 11,3 6,2 11,8











Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF2-D16-1PF2-D16-2PF2-D16-3


𝝉𝒖 14,3 11,4 15,4

𝝉𝟎,𝟎𝟏 2,9 4,2 2,3

𝝉𝟎,𝟏 5,3 9,3 6,4

𝝉𝟏 14,0 7,5 15,0

Anejos












Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF4-D16-1PF4-D16-2PF4-D16-3


𝝉𝒖 11,6 8,7 12,3

𝝉𝟎,𝟎𝟏 2,7 1,8 2,1

𝝉𝟎,𝟏 5,6 2,3 6,0

𝝉𝟏 11,5 8,2 12,2











Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

PF6-D16-1PF6-D16-2PF6-D16-3


𝝉𝒖 15,0 7,5 15,2

𝝉𝟎,𝟎𝟏 1,5 0,7 1,9

𝝉𝟎,𝟏 5,7 0,9 6,6

𝝉𝟏 15,0 6,9 15,0

Anejos












Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M20-D16-1M20-D16-2M20-D16-3

𝝉𝒅𝒎 [𝑴𝑷𝒂] M20-D16-1 M20-D16-2 M20-D16-3

𝝉𝒖 11,1 12,4 12,9

𝝉𝟎,𝟎𝟏 1,7 1,6 2,5

𝝉𝟎,𝟏 3,8 5,2 6,0

𝝉𝟏 10,4 12,3 12,5











Resultados

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4

tdm

[M

pa]

Do [mm]

M40-D16-1M40-D16-2M40-D16-3

𝝉𝒅𝒎 [𝑴𝑷𝒂] M40-D16-1 M40-D16-2 M40-D16-3

𝝉𝒖 10,8 11,6 8,6

𝝉𝟎,𝟎𝟏 2,9 2,9 1,6

𝝉𝟎,𝟏 6,9 6,6 5,4

𝝉𝟏 10,7 11,5 8,5

Anejos


ANEJO C

RESULTADOS ENSAYO DE ADHERENCIA POR ARRANCAMIENTO

(PULL-OUT) PARA HORMIGÓN PROYECTADO

Serie: S1 - Muestra: PC100-12


Tipo de fibra Fibra plástica

Cuantía de fibra Desconocida

Colocación Compactado

fc,m Desconocida

Ec,m Desconocida



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

Str

ess

(MP

a)

Displacement (mm)

S1PC100-12-L

S1PC100-12-C

S1PC100-12-R

Barra 𝝉𝒖 [𝑴𝑷𝒂]

S1PC100-12-sup-L 30,2

S1PC100-12-sup-C 29,1

S1PC100-12-sup-R 28,7

Anejos


Serie: S1 - Muestra: PP100-12




Colocación Proyectado

fc,m Desconocida

Ec,m Desconocida



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

Str

ess

(MP

a)

Displacement (mm)

S1PP100-12-L

S1PP100-12-C

S1PP100-12-R


S1PP100-12-sup-L 24,2

S1PP100-12-sup-C 24,9

S1PP100-12-sup-R 16,5






fc,m Desconocida

Ec,m Desconocida



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)

S1PP200-12-sup-LS1PP200-12-sup-CS1PP200-12-sup-R

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)

S1PP200-12-inf-LS1PP200-12-inf-CS1PP200-12-inf-R


S1PP200-12-sup-L 26,2

S1PP200-12-sup-C 12,9

S1PP200-12-sup-R 17,3


S1PP200-12-inf-L 12,0

S1PP200-12-inf-C 11,7

S1PP200-12-inf-R 15,4

Anejos


Serie: S2 - Muestra: PC100-12




Colocación Compactado

fc,m 58,6 MPa

Ec,m 31,8 GPa



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

Str

ess

(MP

a)

Displacement (mm)

S2PC100-12-LS2PC100-12-CS2PC100-12-R


S2PC100-12-L 22,9

S2PC100-12-C 22,9

S2PC100-12-R 25,4






fc,m 47,2 MPa

Ec,m 28,5 GPa



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)


0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)



S2PP200-12-sup-L 17,1

S2PP200-12-sup-C 15,2

S2PP200-12-sup-R 14,6


S2PP200-12-inf-L 13,3

S2PP200-12-inf-C 13,5

S2PP200-12-inf-R 13,8

Anejos







fc,m 44,0 MPa

Ec,m 25,9 GPa



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

Str

ess

(MP

a)

Displacement (mm)

S3PP100-12-LS3PP100-12-CS3PP100-12-R


S3PP100-12-sup-L 17,9

S3PP100-12-sup-C 18,5

S3PP100-12-sup-R 15,1






fc,m 44,0 MPa

Ec,m 25,9 GPa



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)


0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)



S3PP200-12-sup-L 13,7

S3PP200-12-sup-C 27,3

S3PP200-12-sup-R 30,8


S3PP200-12-inf-L 11,7

S3PP200-12-inf-C 8,6

S3PP200-12-inf-R 14,1

Anejos







fc,m 44,0 MPa

Ec,m 25,7 GPa



Resultados

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)


0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5

Bo

nd

str

ess

(M

Pa

)

Displacement (mm)



S3PP200-16-sup-L 14,8

S3PP200-16-sup-C 15,1

S3PP200-16-sup-R 16,2


S3PP200-16-inf-L 13,6

S3PP200-16-inf-C 8,2

S3PP200-16-inf-R 13,0

Adherencia de barras de acero corrugado embebidas en ...

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