Setiembre 2014 - N° 1 - 2014 2014 01 CONCRETO · 2014. 10. 10. · CONCRETO 2014 al día EN ESTA...

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al día

EN ESTA EDICIÓN: » Extendiendo la vida útil de las Estructuras de Tratamiento de Agua » Un próximo hito para el Código ACI 318 » Mitigación del Agrietamiento Térmico en Cimentaciones Masivas » Evaluación de Condición y Planificación por durabilidad

Setiembre 2014 - N° 1 - 2014

Revista Digital del ACI PERU

PREGUNTAS FRECUENTES: » Tolerancias en el recubri-

miento de concreto. » Determinacion de anchos

de fisuras o grietas.

Siempre avanzando

CONCRETO al díaREVISTA DIGITAL DEL ACI PERÚ

Revista Digital Concreto al Día N° 01-14 Año 01 N° 01-14 (Setiembre 2014)

JUNTA DIRECTIVA ACI PERÚ 2014-2015Presidente: Luis Flores 1er. Vice-Presidente: Aleksey Beresovsky 2do. Vice-Presidente: Luciano LópezTesorero: Luis VillenaSecretaria: María Inés CastilloDirectores: José Alvarez Christian Chacón Julio Higashi Raúl Quesada Julio Rivera Christian Sotomayor

COMITÉ EDITORIALLuis FloresLuciano LópezChristian SotomayorChristian ChacónIan Campos

COLABORADORES EN ESTE NÚMERO:Luis FloresLuciano LópezChristian SotomayorChristian ChacónJorge BazánIan CamposCapítulo de Estudiantes Universidad San PedroCapítulo de Estudiantes Universidad Privada Norte

CONCRETO AL DÍAUna publicación digital del Capítulo Peruano del Instituto Ameri-cano del Concreto ACI-PERÚwww.aci-peru.org - [email protected]éfonos: (511) 275-3330 (511) 256-0891

Editorial

SECCION TECNICA

Extendiendo la vida útil de las Estructuras de las Plantas de Tratamiento

Un próximo hito para el Código ACI 318

Mitigación del Agrietamiento Térmico en Cimentaciones Masivas

Evaluación de Condición y Planificación por durabilidad

SECCION PREGUNTAS FRECUENTES

TEMA 1 Tolerancias en el recubrimiento de Concreto

TEMA 2 Determinación de anchos de fisuras o grietas

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EDITORIALEste año el lema “Siempre Avanzando” representa el es-píritu renovado del ACI en el mundo entero. En ACI-PERÚ lo hemos hecho nuestro y reflejará nuestra actitud para continuar trabajando difundiendo el avance en todos los aspectos del campo del concreto. “Siempre Avanzando” también refleja nuestra posición en contribuir cada vez más al crecimiento profesional de nuestros asociados.

Con este primer número de nuestra Revista Digital “Concreto al Día”, que esperamos tenga una distribu-ción bi-mensual, ACI PERÚ da un paso importante en dos

de los objetivos más ambiciosos de esta gestión: Primero, adecuar nuestra Institución a los requerimientos actuales en cuanto a la tecnología de la información y segundo, acercarnos más a nuestros asociados, con mayores y mejores beneficios. Con “Concreto al Día” queremos llegar a más asocia-dos y no asociados en nuestra misión de difundir el conocimiento. Estamos en la era digital, era en que las distancias han desaparecido, y con ello, los problemas logísticos que podían significar llevar y entregar una revista en un punto alejado de nuestra sede. Hoy, gracias al internet y al cada vez mayor acceso a una computadora, la información viaja y se entrega de ma-nera inmediata. Gracias a ello y a la iniciativa de nuestros colaboradores, usted amigo lector, está leyendo este primer número que estamos seguros le será de mucha utilidad.

La estructura de la Revista es muy sencilla y fácil de seguir, tenemos así: la Sección Técnica, en la cual “Concreto al Día” no solo presentará artículos nacionales de interés en el campo del concreto, sino que también y gracias a una autorización especial, estaremos ofreciendo temas actualizados de la revista “Concrete International” que edita el American Concrete Institute. En la Sección Preguntas Frecuentes, estaremos aclarando grandes interro-gantes que se presentan en el día a día de nuestra profesión, ya sea en el diseño o en el campo, y cuyas respuestas serán siempre enfocadas bajo los Códigos de ACI.

Si usted desea recibir esta Revista, basta que su correo electrónico esté en nuestra base de datos y, seas asociado o no, la recibirás puntualmente. Ayúdanos a difundir esta iniciativa entre tus amigos y contactos para que se inscriban en nuestro portal principal: www.aci-peru.org

Queremos desde ya, conocer tu opinión sobre este primer número y recibir tus aportes e ideas para implementarlas en los números siguientes, no du-des en escribirnos a: [email protected]

¡ACI PERÚ, Siempre avanzando!

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SOCIOSPATROCINADORES2

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De acuerdo al Reporte de la Infraestructura de Canadá, alrededor del 40% de la infraestructura de aguas residuales de la nación canadiense (plantas de tra-tamiento, estaciones de bombeo, y los tanques de almacenamiento) está en pésimas condiciones. El costo de reemplazo para estos sistemas deteriorados se estima en $ 39 billones de dólares. La infraestrucztura de agua potable (que comprende las plantas de tratamiento, reservorios y estaciones de bombeo) también es motivo de preocupación, ya que aproximadamente el 14% se cla-sificó como en muy malas condiciones. El costo de reemplazo para estos siste-mas deteriorados se estima en $ 25.9 billones de dólares.

La corrosión electroquímica del acero de refuerzo se destaca como una de las principales causas del deterioro de este tipo de obras civiles en infraes-tructura. Las plantas de tratamiento son particularmente susceptibles a este deterioro, porque el concreto armado (RC por sus siglas en inglés, Reinforced Concrete) de los tanques y otras estructuras en estas plantas están expuestos a mecanismos de corrosión y ataques químicos. Los diseñadores están en la búsqueda de concretos libre de grietas o de baja porosidad para proteger las barras de refuerzo en las construcciones de plantas nuevas.

Aunque se vienen utilizado diseños especiales de mezcla con bajas rela-ciones agua-cemento o aditivos especiales, agregados o materiales cementi-cios suplementarios, se ha obtenido un éxito limitado en la protección de la acero de refuerzo. Claramente, el dar el paso siguiente para utilizar materiales de refuerzo más duraderos para superar completamente los efectos perjudi-ciales de tales ambientes corrosivos para el concreto.

En la última década, las barras de refuerzo no corrosivas de polímero re-forzado con fibra de vidrio (GFRP por sus siglas en inglés, Glass Fiber-Reinfor-ced Polymer) han sido aceptados como alternativas efectivas y rentables a las barras de acero en muchas aplicaciones. Como se han ido desarrollando nue-vos códigos de diseño y ya se han realizado muchas aplicaciones exitosas, ya hemos llegado a nivel de entendimiento y confort en el uso de esta tecnología, las barras GFRP ya se vienen utilizado en diferentes tipos de infraestructura como puentes, estacionamientos, túneles y estructuras marinas. Hasta hoy no conocíamos de ningún uso previo de barras GFRP para mejorar la resistencia a la corrosión en tanques de concreto reforzado.

EXTENDIENDO LA VIDA ÚTIL DE LAS ESTRUCTURAS DE LASPLANTAS DE TRATAMIENTO

Uso de barras de refuerzo con polímero de fibra de vidrio reforzado en la construcción de plantas de tratamiento de agua

Autores: Brahim Benmokrane y Hamdy M. MohamedTraducción y adaptación para el ACI-Perú: Ing° Luis Flores Tantaleán


En este artículo, se presenta un tanque de RC construido para una nueva plan-ta de tratamiento de agua en Thetford Mines, QC, Canadá. Los autores han co-laborado en el diseño estructural del tanque con Roche Ltd. Consulting Group. El contratista general para la planta de tratamiento y el tanque fue Wilfrid Allen Company. Por el uso, el tanque estará en constante contacto con el cloro, por lo que el equipo de diseño elegido utilizó barras de refuerzo GFRP en todos los elementos de la estructura.

GeneralidadesLos muros del tanque rectangular de 24 x 23 m (78,7 x 75,5 pies) están apo-yados en una losa de cimentación de concreto armado apoyado en roca. Un muro central recorre todo el ancho, separando el espacio en dos cámaras ce-rradas y cada cámara está parcialmente dividida por una pared tipo compuer-ta. Todos los muros tienen una altura de 4.65 m (15 pies 3 pulgadas). Los muros o paredes exteriores, la pared central, la losa superior y la losa de cimentación son 0.35 m (13,75 pulgadas) de espesor y el muro compuerta o deflector es de 0.30m (12 pulgadas) de espesor.

Las paredes están rígidamente conectados a la platea. La losa superior fue dise-ñada como una losa uni-direccional continua de cuatro paños sobre soportes rotulados y los muros exteriores fueron diseñados como losas de un solo paño. Los espesores se determinaron en base a diseños por esfuerzos de trabajo. El reforzamiento fue seleccionado para cumplir los criterios de serviciabilidad y resistencia exigidos por las normas CAN / CSA-S806-12, CAN/CSA-A23.3-04, ACI 440.1R-06, y ACI 350-06.

Los muros laterales están en contacto con el relleno compactado, y la losa su-perior soporta un relleno de 0.60m (2 pies) de material suelto de tierra. Las condiciones de carga incluyen el agua, el suelo, las cargas muertas y vivas en la cimentación, presión de agua y suelo en los muros; y para la losa superior el peso del relleno y cargas muertas y vivas existentes.

Materiales El expediente técnico para la construcción del tanque de concreto indicaba que debía ser construido con concreto de peso normal con una resistencia a la compresión a los 28 días de 35 MPa (5000 psi), un slump de 65 a 100 mm (de 2,5 a 4 pulgadas), un tamaño máximo del agregado de 19 mm (0,75 pulgadas) y el contenido de aire 4%. Para el cemento se especifica una composición de 92% de cemento portland y un 8% de humo de sílice.

Los documentos técnicos también indicaban que tanto las losas como los mu-ros del tanque debían ser reforzados con barras de refuerzo GFRP fabricados de fibra de vidrio (E-glass) y resina viniléster, fabricados mediante un proceso de pultrusión. Este tipo de barras tienen una capa de arena para mejorar la ad-herencia al concreto y se suministran en dos grados, según lo establecido por el módulo de elasticidad y la resistencia por la norma CSA-S807-10. Las propie-dades mecánicas de las barras, según lo previsto por el fabricante, se resumen en la Tabla N° 1. Los tamaños de barras fueron elegidas tomando en cuenta que el agrietamiento podría controlarse mejor mediante el uso de más barras de diámetros pequeños en lugar de menos barras de diámetros grandes.


Tabla N° 1: Propiedades de las barras de refuerzo GFRP

Tamaño de Barra

Diámetro mm (in.)

Área, mm2 (in.2)

Módulo de elastici-dad, MPa (psi)

Resistencia a la tensión garantizada,‡ MPa (psi)

No. 15*(No. 5)No. 15†

(No. 5)

15.9(0.625)

15.9(0.625

199(0.31)

199(0.31)

55.4x103 (8,033x103)

64.7 x 103

(9,382 x 103)

934(135x103)

1105(160 x 103)

No. 20†

(No. 6)19.1

(0.75)284

(0.44)62.6 x 103

(9,077 x 103)1059

(153 x 103)

* Barras GFRP de Grado II (CSA S807)† Barras GFRP de Grado III (CSA S807)‡ f*fu = resistencia a la tensión promedio menos tres veces la desviación estándar

Tabla N° 2: Refuerzo GFRP usado en los muros y la losa superior

Ubicación Tipo de refuerzo Grado, tamaño de barra , espaciamiento

Muros exteriores

Primario Grado III, No. 15 (No. 5), 120 mm (5 in.)

Secundario Grado II, No. 15 (No. 5), 250 mm (10 in.)

Contracción-temperatura Grado II, No. 15 (No. 5), 250 mm (10 in.)

Muros interiores Todos Grado II, No. 15 (No. 5), 250 mm (10 in.)

Losa

Superior Grado III, No. 15 (No. 5), 90 mm (3.5 in.)

Inferior Grado III, No. 15 (No. 5), 140 mm (5.5 in.)

Contracción-temperatura Grado II, No. 15 (No. 5), 250 mm (10 in.)

En el diseño se ha usado bastante las barras N º 15, pero también barras N º 19 han sido especificadas en sección de la cimentación con un gran momento de flexión. La Tabla N° 02 muestra las dimensiones de las barras, grados y espa-ciamientos. Las barras de Grado III han sido utilizadas en la armadura principal (distribuidas en la dirección corta de los muros exteriores y paneles de losas). Para controlar los costos, se utilizaron barras de Grado II en el refuerzo secun-dario (en la dirección longitudinal de los muros exteriores y en los paneles de losa y en ambas direcciones en los muros interiores).

ConstrucciónLa excavación en sitio se inició en febrero de 2012, y las barras de GFRP fueron puestas en obra a mediados de marzo. La capa inferior de refuerzo en la platea fue apoyada en apoyos de plástico continuos colocados en la dirección longi-tudinal del tanque cada 0. 70m (27 pulgadas). La capa superior de refuerzo fue apoyado en soportes individuales cada 0.90m (36 pulgadas) de espaciamiento en ambas direcciones. La losa de cimentación (Figura 1) se completó a finales de marzo.


Figura 1: Vista general de la cimentación del reservorio, mostrando la colocación de las barras GFRP. El tanque que se aprecia al fondo tiene un reforzamiento con barras de acero convencional.

Figura 2: Los muros exteriores e interiores del tanque también fueron reforzados usando barras GFRP: (a) una sección del muro exterior mostrando el tamaño de las barras, grado y espaciamiento y (b) foto tomada durante la colocación del encofrado de los muros mostrando también las barras de refuerzo GFRP (Nota : N° 15 = N°5; 10 mm = 0.40 pulg)

La construcción de los muros (Figura 2) se inició el 27 de mayo del 2012 y se completó el 05 de junio del 2012. Los encofrados de los muros interiores fueron removidos un día después de que el vaciado fue completado, mientras que el encofrado exterior de los muros exteriores se dejaron hasta que el vaciado de la losa superior se completó. La colocación del encofrado y el refuerzo de la losa superior (Figura 3), se inició inmediatamente después de retirar el en-cofrado de los muros interiores. La losa superior se terminó el 22 de junio de 2012 y se curó durante 10 días. El encofrado se retiró completamente 5 días


después. La losa de cimentación se limpió y a mediados de Julio se vació una capa de nivelación de mortero de cemento, luego de que el tanque pasará la prueba hidráulica a tanque lleno para detectar la existencia de fugas.

Figura 3: Trabajadores completando la colocación del concreto en la losa superior del tanque.

InstrumentaciónLas barras de refuerzo GFRP fueron ensayadas en lugares críticos por medio de sensores de fibra óptica (FOS) (Figura 4) para medir tensiones. Una de las pare-des exteriores del tanque fue ensayada con 6 FOS en la ubicación del momento máximo para las condiciones de carga de presión de agua y de la tierra. Los cables de FOS se distribuyeron en la losa superior del tanque y se conectaron a un sistema de recolección de datos.

Figura 4: Los sensores de fibra óptica fueron adheridos a las barras de refuerzo GFRP para monitorear los esfuerzos durante y después de la prueba hidráulica.

RESULTADOS

Rendimiento GeneralLa prueba hidráulica o de fugas se realizó durante los siguientes 3 días después de que se retiró el encofrado de la losa superior y antes los rellenos. Una de las celdas se llenó completamente con agua, mientras que la otra celda permane-ció vacía. Las superficies de los muros exteriores se inspeccionaron mientras que el tanque era llenado. El agua se mantuvo hasta el nivel de prueba duran-te 3 días. Después de ello, las grietas visibles fueron marcadas, y el agua se

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transfirió a la otra celda. La figura 5 proporciona una vista general del tanque durante la prueba de fuga de una de las celdas.

Figura 5: Vista del tanque al empezar la prueba de fuga. En la zona posterior, se aprecia a los trabajadores colocando el material de drenaje

El Agrietamiento del ReservorioDurante la prueba de fugas, no se detectaron grietas de flexión horizontales. Sin embargo, los inspectores detectaron fugas en siete grietas verticales y dia-gonales que se atribuyeron a la contracción moderada. Algunas de las grietas han sido resaltadas en la Figura 6. El ancho de grietas fue medido utilizando un microscopio y se encontró que oscilan desde 0,06 hasta 0,18 mm (0,0024-0,0070 pulgadas) menos que la anchura admisible establecido por el ACI 350. Aunque era predecible la aparición de grietas y éstas podían considerarse de menor importancia, fueron inyectadas con espuma de poliuretano. Después de asegurarse de que las inyecciones detuvieron las fugas, se colocó el relleno compactado alrededor de los muros exteriores y en el techo del tanque, mate-rial de suelo sin compactar.

Figura 6: Las grietas verticales y dia-gonales que aparecieron durante la prueba de fugas fueron inyectadas con espuma de poliuretano, antes de completar el relleno del terreno. En esta imagen se ha resaltado la ubica-ción de la grieta.


Deformaciones en el TanqueLa figura 7 muestra las mediciones de las deformaciones obtenidos usando calibradores de fisura adheridos a las barras de refuerzo vertical. Las lecturas iniciales de deformación por tensión se registraron unas pocas horas antes del vaciado (punto cero en el eje x). Después del vaciado, las lecturas de defor-mación se registraron diariamente durante una semana. Después de eso, las lecturas se registraron semanalmente.

Figura 7: Las mediciones promedio de las deformaciones en el refuerzo vertical de los muros del tanque durante la construcción, durante la prueba de fugas y después de la construcción.

Los valores de deformación registrados durante los primeros 10 días reflejan los efectos de la hidratación de cemento y la contracción por fragua. Las capas de barras interiores y exteriores comenzaron a registrar tensiones después de que el concreto se colocó y calentó por efectos de la hidratación. La retracción del concreto posteriormente generó esfuerzos de compresión en ambas capas. Tan pronto se retiró el encofrado de las losas, los muros se flexionan, hacien-do que las deformaciones en la capa externa se acerque a una deformación casi cero y la capa interior entre en compresión. Durante la prueba de fugas, el pandeo en el muro causado por la máxima deformación por tensión en la capa externa aumentó considerablemente, llegando finalmente a 60 micro-deformación durante la prueba de fuga y después de inicio del relleno (este pico representa menos del 1% de la capacidad de deformación última de las barras GFRP). El relleno comenzó inmediatamente después de que se sellaron las grietas por contracción, sin embargo, la tensión en las barras exteriores si-guió aumentando hasta que la tierra fue colocada sobre la losa superior. Du-rante las operaciones, la deformación por tensión disminuyó un poco y luego se estabilizó.

Se esperaba una baja deformación por tensión en las barras, pues los cálculos muestran que el momento inducido durante la prueba de fugas podría generar un esfuerzo de tracción máximo de sólo 0,5 MPa (73 psi) en el concreto, muy por debajo del esfuerzo de agrietamiento. También hay que señalar que no se observaron grietas por flexión durante la prueba de fugas.


Demostración contínua La planta de tratamiento de agua se pone en servicio el 6 de noviembre de 2012. Después de 16 meses de servicio, el tanque ha funcionado muy bien y ha llegado a un desempeño estructural normal, como lo demuestran los datos de deformación. Esta experiencia impulsó la construcción de un segundo tanque de agua en la ciudad de concreto reforzado con barras GFRP.

AgradecimientosLos autores agradecen a la Ciudad de Thetford Mines, Roche Ltd., a la empresa Wilfrid Allen Company, al Consejo de Ciencias Naturales e Investigación de Ingeniería de Ca-nadá (NSERC), y a los Fonds de recherche du Québec sur la nature et les tecnologías (FRQNT) por su apoyo y esfuerzos.

Los Autores

Brahim Benmokrane, FACI, es un profesor encargado de Consejo de Investigación de Ciencias Naturales e Ingeniería y encargado de la cátedra de Investigación en refuerzo FRP para estructuras de con-creto y el Tier-1 en Canadá. Asimismo dicta la Cátedra de Investiga-ción en Materiales Avanzados compuestos para Estructuras Civiles en el Departamento de Ingeniería Civil de la Universidad de Sher-brooke , Sherbrooke, QC, Canadá. El ha sido elegido como Fellow por la Academia Canadiense de Ingeniería, entre otras distinciones. Hamdy M. Mohamed , miembro del ACI tiene un grado Postdoctora-do en el Departamento de ingeniería Civil en la Universidad de Sher-brooke. El recibiró su grado BSc y MSc en la Facultad de Ingeniería de la Universidad de Helwan, Helwan, Egipto, en 1999 y 2005 res-pectivamente, y su grado PhD en la Universidad de Sherbrooke en 2010. El ha estado involucrado en el diseño, construcción, pruebas de campo, y el seguimiento de estudios de estructuras de concreto armado con barras de FRP. Sus intereses de investigación incluyen las pruebas a gran escala experimental de elementos de concreto

armado, la construcción, y el seguimiento de las estructuras de concreto armado con materiales compuestos de FRP.

Nota:El presente artículo ha sido extraído de “Concrete International” publicada por el American Concrete Institute, February 2014 Vol. 36 N° 02, página 40.

Traducción y adaptación para el ACI-PERÚ : Ing° Luis Flores Tantaleán con autorización del American Concrete Institute.


Los profesionales de la construcción se basan en las disposiciones del ACI 318, “Requisitos del código de construcción para el concreto estructural y comenta-rios” para un amplia gama de aplicaciones desde el diseño de edificación y las especificaciones del proyecto, hasta la evaluación y reparación de estructuras existentes, con la resolución de problemas en la obra. A través del tiempo se ha hecho evidente que un código modernizado, uno que siga más de cerca el proceso de diseño del mundo real, fue necesario para hacer frente al comple-jo crecimiento de la construcción y las expectativas para el desempeño del concreto. En dos artículos anteriores, Charles Dolan y yo presentamos el caso para revisión del ACI 318 y presentamos la estructura general del código reor-ganizado.

Después de un proceso de varios años, el cual incluyó un aporte minucioso y extenso por medio de encuestas, talleres y reuniones del comité, el ACI 318-14 será presentado este año. Reorganizado para una mayor facilidad de empleo, el nuevo documento comprenderá la primera gran reestructuración del código desde 1971.

Es importante señalar que la organización del documento está siendo modifi-cado para satisfacer mejor las necesidades de los usuarios en el diseño moder-no y en el ambiente de la construcción. Mientras que el contenido del núcleo del código no está siendo cambiado, el nuevo formato ha hecho necesario ha-cer cambios menores en la redacción de algunas disposiciones. Además, pocos capítulos nuevos han sido creados para llenar los vacíos identificados durante el proceso de reorganización.

En este artículo, daré una breve historia del código; un resumen de la labor del comité ACI 318, del código de construcción para el concreto estructural, como ello avanzó hacia la reorganización del documento, enumero algunos de los principios rectores que entraron en la reorganización y cito los muchos benefi-cios que el nuevo documento ofrecerá a todas las entidades que trabajan con concreto estructural.

Un vistazo rápido hacia atrás

El primer código de construcción en concreto armado de los Estados Unidos data de 1910, producido a través de los auspicios de la Asociación Nacional de usuarios del cemento. Fue solo de 14 páginas de extensión. Con el tiempo, el código se desarrolló con el cambio de las necesidades y tecnologías de la

UN PRÓXIMO HITO PARA EL CÓDIGO ACI 318

El Código 318-14 ofrecerá beneficios a los profesionales del diseño y construcción

Autor: Randall W. PostonTraducción y adaptación para el ACI-PERÚ: Capítulo de Estudiantes Universidad San Pedro

Revisión Técnica para el ACI-PERÚ: Ing° Cristian Sotomayor Cruz


construcción y se modifica desde un código basado en el desempeño a uno más prescriptivo.

La presente organización del código fue desarrollada en la década del 60 y es en gran medida estructurada en torno a los comportamientos fundamentales del concreto armado preparado in situ. El ACI 318-71, el primer código publi-cado para uso de esta organización, tuvo 750 disposiciones recogidas en 78 páginas. Con 10 ediciones del código publicados desde entonces, el ACI 318 ha aumentado a más de 2500 disposiciones que se contemplan en 500 páginas. Estos incrementos reflejan cambios significativos realizados en áreas como la longitud de desarrollo, resistencia a la torsión, el reforzamiento integral, el di-seño sísmico y detalles, clases de exposición del concreto, y anclaje del concre-to. En otras palabras, el código evolucionó a través de los años como resultado de las nuevas tecnologías y la comprensión del comportamiento del concreto estructural.

Como se agregaron nuevas disposiciones, sus ubicaciones dentro del código se basan en la estructura organizacional. Es decir, se agregaron nuevas dispo-siciones sobre la base de sus relaciones a los comportamientos y no como las edificaciones se diseñan. Y como el número de disposiciones aumentaba, las disposiciones del código relacionados para un tipo de miembro dado fueron colocadas en varios capítulos. Mientras que el código se basa en la suposición de que cada usuario conoce que disposiciones aplican en cada uso, más de 2500 disposiciones evalúan este supuesto y a los mismos usuarios.

LA REORGANIZACIÓN DEL ACI 318Procesos y principios.

En el año 2003, el comité ACI 318 comenzó las discusiones sobre la organización del código. Estos esfuerzos se intensificaron en el 2006, incluyendo la convo-catoria de los grupos de enfoque que comprenden los ingenieros en ejercicio.

En el año 2007, el consenso del comité fue que el esfuerzo de la reorganización debería ir adelante y en la primavera del 2008, se hicieron asignaciones al co-mité de reorganización del código.

Los detalles y requisitos de resistencia para el diseño de columnas demuestran algunos de los beneficios de un código reorganizado: (a) en las versiones anteriores del código, el diseñador tenía que revisar las disposiciones de al menos cinco capítulos; pero (b) en el ACI 318-14, el ca-pítulo sobre diseño de columna proporcionara directamente la mayoría de las disposiciones o se refieren a disposiciones de una caja de herramientas.


Este comité multinacional comprende aproximadamente 90 expertos distri-buidos en 8 subcomités. Estas personas representan una fuerte diversidad de experiencia, conocimientos e intereses, y ellos incluyen a ingenieros de mate-riales, ingenieros estructurales, contratistas, funcionarios de la construcción y profesores universitarios.

El grupo de trabajo ACI 318 sigue los procedimientos formales que aseguran un balance honesto de opiniones. Todas las aprobaciones son realizadas en consenso y las revisiones técnicas son como lo exige el Instituto Americano de Estándares Nacionales (ANSI en inglés) y el proceso de revisión técnica está en marcha inclusive un periodo de comentario público.

Con el objetivo final de hacer el código más fácil de usar, el principio funda-mental detrás de su reorganización fue de organizarlo desde una perspectiva del ingeniero estructural para tenerlo lógicamente fluido en colaboración con el proceso de diseño. Así, cada tipo de miembro de construcción (por ejemplo, vigas, columnas, muros y fundaciones) tendrá su propio capítulo conteniendo diseños completos y reglas de detalle. Siempre que sea posible, los capítulos y las secciones se han escrito en paralelo a los procesos de diseño y siguen el flujo de fuerzas de la losa para fundación.

En general, el ACI 318-14, hará más fácil entender los requisitos del Código. Es la esperanza del Comité que el nuevo Código no solo fomentará un mejor diseño de concreto estructural, sino que también apoyará a una mejor comunicación entre los diseñadores, ingenieros y contratistas. Al hacerlo, el ACI 318-14 debe-ría fomentar más documentos contractuales completos, los cuales deberían conducir a una mejora en la gestión de la construcción y reducir el potencial de las responsabilidades de ejecución en la instalación construida. Es más, el comité supone que el nuevo código será mucho más fácil para los estudiantes y los nuevos ingenieros para aprender y aplicar.

En apoyo de estos objetivos, los principios de la organización para el ACI 318-14 incluyen:

• Un flujo lógico de los capítulos para que los usuarios encuentren la información que necesitan más rápidamente y en mayor detalle.

• Una estructura que permita al usuario diseñar un elemento siguiendo las disposiciones dentro de un capítulo sobre ese tipo de elemento específico y tener la seguridad de que todas las disposiciones para el diseño de ese elemento han sido satisfechas.

• Una estructura que siga, en general, una jerarquía de métodos, desde la más simple seguida por las más complejas alternativas.

• Una estructura que incluya capítulos de caja de herramientas para disposiciones que aplican a varios artículos del Código. De la mis-ma forma que se accede a una subrutina dentro de un programa de computadora, el usuario accede a la información de la caja de herra-mientas solo si la caja de herramientas se cita dentro de un sistema o capítulo afiliado, y el usuario entonces retorna al sistema o capítulo afiliado para continuar el diseño.

• Mantener el actual Código de lado a lado y el formato de comentario.


• Mejorar la coherencia del lenguaje y el estilo de frases, tablas, ecua-ciones, listas, notaciones, y figuras, mientras que se hace un mayor uso de gráficos y tablas.

Revisión e Implementación

Como se observa, esta reorganización ha estado desde hace muchos años en ejecución. La “reorganización” misma ha seguido un desarrollo extremada-mente riguroso, un proceso de autenticación y aprobación. Como una inspec-ción final, habrá un período de comentarios públicos, a mediados del 2014, seguido por la respuesta del comité. Se tiene previsto que la publicación ocu-rra a finales del 2014. El código reorganizado será publicado en ambos U.S y en las unidades del Sistema Internacional (S.I.) y aparecerá en inglés, español, chino y otros idiomas. Adicionalmente, el Comité ACI 318 se congratula que el ACI 318-14 será referido por el Código de Construcción Internacional (IBC) del 2015, desarrollado y publicado por el Internacional Code Council (ICC). Esto apoyará nuestro objetivo de una aplicación uniforme y completa del ACI 318-14, como el IBC constituye la base para los códigos de construcción para todo los Estados Unidos y muchos otros países.

El ACI 318 incluirá un nuevo capítulo proporcionando los requisitos mínimos para sistemas estructurales, y el capítulo de análisis estructural incluirá una nueva sección sobre requisitos para el análisis de elementos finitos. El capítulo sobre el diseño de los sistemas sísmicos man-tendrá su alcance actual, proporcionando el diseño y los requisitos detallados basados sobre el sistema de fuerza-resistencia seleccionado y la categoría de diseño sísmico.

El ACI 318-14 estará disponible en varios formatos electrónicos y en la copia impresa tradicional. Las Publicaciones de recursos incluirán una clave de tran-sición que trace las disposiciones del ACI 318-11 a aquellos del ACI 318-14. Para garantizar que los usuarios sean conscientes de los próximos eventos, el ACI ya está dando presentaciones en numerosas ciudades, realizando seminarios vía web, y participando en conferencias nacionales e internacionales y otros eventos para presentar el código reorganizado.

Beneficios

Organizado desde la perspectiva de un ingeniero, el ACI 318-14 ofrecerá mu-chos beneficios al concreto y a la comunidad de la construcción, incluyendo


a los diseñadores, contratistas, supervisores de construcción, y la comunidad académica. Entre estos beneficios:

• El Código fluirá mejor, con espacios y redundancias eliminadas, con referencias cruzadas reducidas, y un mayor uso de gráficos y tablas.

• Será mucho más fácil de entender qué requisitos del código aplican a un diseño particular, incrementando la certeza sobre si un diseño cumple plenamente el Código.

• En la medida de lo posible, los capítulos y secciones irán paralelo al proceso de diseño y seguirán el flujo de fuerzas desde la losa a la fun-dación;.

• Será mucho más fácil para los estudiantes y los nuevos ingenieros aprender y aplicar el Código.

• El Código fomentará los documentos de contrato más completos, que debería dar lugar a una mejor gestión de la construcción y menor po-tencial de responsabilidad por desempeño en la instalación construi-da.

• Será más fácil introducir nuevos tópicos en el futuro.

Por último, como Presidente del Comité ACI 318, estoy muy orgulloso de la comunidad de concreto estructural por sus aportes y contribuciones a este esfuerzo y el esfuerzo titánico de los miembros del Comité 318. Las miles de horas de trabajo voluntario puesto en esta reorganización reflejan bien el ta-lento, el conocimiento, el compromiso y, a veces, la diplomacia de aquellos que forman parte en este trabajo. Todos los involucrados entienden la respon-sabilidad de reorganizar tal documento básico para nuestra industria: uno que informará e impactará todo el diseño de concreto estructural, construcción, inspección, evaluación de protección, y la experiencia del usuario final en el futuro. Nos hemos dedicado a un proceso largo, cuidadoso, con revisiones ex-tensas y comprobaciones y balances, todo en apoyo de nuestra misión princi-pal de construir los edificios más seguros posible para los ocupantes.

Creemos que el resultado de nuestros esfuerzos será un Código que es mu-cho más accesible y utilizable que su predecesor, adaptable a los nuevos temas, al conocimiento y a los estándares de construcción para muchas dé-cadas a venir. Para mayor información acerca del ACI 318-14, visitar la web: www.concrete.org/ACI318

Referencias

1. Poston, RW, y Dolan, CW, “Reorganización de ACI 318,” Concrete Interna-tional, V. 30, No. 7, julio de 2008, pp 43-47.

2. Dolan, CW, y Poston, RW, “El Reorganizada ACI 318 Estructura del Código, “Concrete International, V. 32, No. 10, octubre de 2010, pp 37-39.

Seleccionado por los editores para interés del lector.


El Autor

Randall W. Poston, FACI, es director de WDP & Associates, PC, Austin, TX. Es presidente del Comité ACI 318, Structural Concrete Building Code. Ex miembro del Consejo Directivo del ACI y del Comité Técnico de Actividades (TAC) y Past Presidente del comité de Rehabilitación y Reparación TAC. Miembro del Comité Asesor de la Junta directiva sobre la norma ISO TC-71 y de los Comités del ACI 222, Corrosión de Metales en el Concreto; 224 sobre Fisuración; y 562 sobre Eva-

luación, Reparación y Rehabilitación de los edificios de Concreto. Obtuvo su grado de Ingeniero en la Universidad de Texas en Austin.

Nota:El presente artículo ha sido extraído de “Concrete International” publicada por el American Concrete Institute, January 2014 Vol. 36 N° 01, página 35.

Traducción y adaptación para el ACI-PERÚ : Capítulo de Estudiantes ACI PERÚ - Universidad San Pedro, con autorización del American Concrete Institute.


Al momento de su culminación, la Estación de Bombeo Principal de Aguas Re-siduales de Norte de Yeda en Arabia Saudita, se convirtió en una de las más profundas y más grandes estructuras de ese tipo en el mundo. El proyecto involucró la construcción de tres losas de cimentación de concreto reforzado (CR) construidas en sitio a 70 m por debajo del nivel de terreno (Fig.1). Las lo-sas designadas como B1 y B2 están localizadas sobre el cilindro de un tanque de bombeo. Cada una tiene un diámetro de 42.6 m, un área horizontal de 1,426 m2 y un espesor de 5.5 m, con un volumen estimado de concreto premezclado de alrededor de 7,845 m3. La losa B3 es la cimentación de la estructura. Tiene un diámetro de 44 m, un área de 1,521 m2, y un espesor de 4.5 m. El volumen de concreto necesitado para B3 fue de alrededor de 6,846 m3.

Considerando que las tres losas debían ser clasificadas como concreto masivo y que la fisuración térmica sería un serio riesgo, los planes originales fueron construir cada una en tres capas, permitiendo que haya tiempo suficiente en-tre capas subsecuentes para la disipación del calor de hidratación antes del colado de la siguiente capa. Sin embargo, esta propuesta hubiera sido bas-tante problemática porque las losas estaban en el fondo de tanques muy pro-fundos y tenían refuerzos muy densos, además hubiera sido extremadamente difícil consolidar el concreto en las capas inferiores. Así, se decidió construir las losas masivas usando un procesos de colado continuo y un concreto autocon-solidante (CAC). El tiempo de colado esperado para cada una de las tres losas de cimentación fue de 24 a 30 horas y a velocidades de 262 a 327 m3/h para las losas B1 y B2, y velocidades de 229 a 286 m3/h para la losa B3. No se permitie-ron juntas frías en este proceso de colado continuo.

La resistencia de diseño a 28 días fue de 37 MPa, basada en ensayos de cubos. Además de la necesidad de manejar el potencial de fisuración debido al cam-bio de diferenciales térmicos, fue necesario diseñar las mezclas de concreto para tener resistencia a la penetración de agua salada y la difusión de sustan-cias dañinas como iones de sulfatos o cloruros para asegurar la durabilidad y mitigar la corrosión del refuerzo de acero. La mezcla necesitaba también ser capaz de consolidarse por su propio peso sin vibración y ser resistente a la segregación y exudación.

Este artículo detalla el desarrollo de las mezclas de CAC para las losas, discute la planificación para mitigar la fisuración térmica y resalta las decisiones y ac-ciones que permitieron al contratista una colocación exitosa del CAC para las losas de cimentación.

Mezclas de concreto autoconsolidante exitosamente usadas en losas de gran espesor en una estación de bombeo de aguas residuales.

Autores: Moncef L. Nehdi, K. Al Shareef, y H. Kamil Algoneid Traducción técnica y adaptación para el ACI-PERÚ: Ing° Christian Chacón Fernández

MITIGACIÓN DEL AGRIETAMIENTO TÉRMICO EN CIMENTACIONES MASIVAS

ACI PERÚ 21Setiembre 2014 - CONCRETO al día

Antecedentes

Para proveer un volumen coloidal que permita una mayor cohesividad y resis-tencia a la exudación y segregación, los diseños de mezclas de CAC a menudo involucran mayor contenido de arenilla. Más aún, el contenido de agregado grueso y el tamaño máximo de partículas son muchas veces reducidos para mitigar la fricción y el bloqueo del flujo del CAC. Tales medidas no conducen al desarrollo de aplicaciones de concreto masivo, requiriéndose una reducción en el calor de hidratación que provea de resistencia a la fisuración térmica. Así, hay una escases de información en el uso de CAC para aplicaciones de concre-to masivo.

Kaszynska 1 exploró los efectos de los cambios de temperatura debido al calor de hidratación del cemento de concretos masivos sobre las propiedades me-cánicas del CAC en edades tempranas y maduros. Para predecir la fisuración del CAC en edades tempranas, Kang y otros 2 exploraron las relaciones entre esfuerzo y agrietamiento del CAC en el tiempo. Kaszynska 3 también presentó resultados del análisis del calor de hidratación y las propiedades mecánicas (resistencia a la compresión, resistencia a la tensión y módulo de elasticidad) de concreto de alto desempeño y mezclas endurecidas de CAC dentro de es-tructuras masivas. Sin embargo, el uso de CAC en estructuras masivas de esca-la completa no está bien documentado en la literatura.

La hidratación del cemento es una reacción exotérmica. Así, en elementos de concreto masivo, la temperatura interna puede elevarse sustancialmente. El diferencial entre la temperatura interna y la temperatura de la superficie puede inducir cambios de volumen no uniformes y subsecuentes esfuerzos de tensión. A mayor gradiente de temperatura, mayores serán los esfuerzos de tensión. Cuando los esfuerzos de tensión alcanzan o exceden la resistencia a tensión del concreto (la cual es típicamente entre 7% y 10% de su resistencia a la compresión), los esfuerzos serán liberados a través del agrietamiento tér-mico. Tales fisuras térmicas pueden ser perjudiciales para la durabilidad de las estructuras de concreto formando caminos para el ingreso de medios hostiles como iones de cloruros y sulfatos.

De esta forma, un adecuado control de la temperatura es primordial para ase-gurar las condiciones de servicio y el desempeño a largo plazo de las estruc-turas de concreto masivo. El cambio de volumen y el agrietamiento térmico inducido pueden ser mitigado por medidas como reducir el contenido de ce-mento, reemplazar parte del cemento con puzolanas, preenfriamiento, pos-enfriamiento, insulados para controlar la tasa de calor absorbida o perdida, juntas de construcción u otras medidas de control de temperatura indicadas

1. Kaszynska, M., “Effect of Temperature on Properties of Fresh Self-Consolidating Concrete,” Archives of Civil Engineering, V. 52, No. 2, 2006, pp. 277-287.

2. Kang, S.-T.; Kwon, S.H.; and Park, H.Y., “Variation of Stress-Crack Opening Relationships for Tensile Crac-king of SelfConsolidating Concrete at Early Age,” Canadian Journal of Civil Engineering, V. 39, No. 2, Feb. 2012, pp. 237-247

3. Kaszynska, M., “Mechanical Properties of HPC and SCC Cured in Mass Structures,” Bridge Maintenance, Safety and Management, Life-Cycle Performance and Cost, Proceedings of the 3rd International Conference on Bridge Maintenance, Safety and Management, Paulo J. da Sousa Cruz, Dan M. Frangopol, and Luis C. Canhoto Neves, eds., CRC Press, Porto, Portugal, 2006, pp. 839-840.


en ACI 207.1R-05 4 y ACI 207.4R-05 5. Las medidas que son eventualmente se-leccionadas para el control del agrietamiento térmico dependerán en gran me-dida de la economía del proyecto y de la severidad del posible agrietamiento.

Fig.1: Las losas de cimentación de la estación de bombeo fueron construidas en el fondo de 70 m de tanques profundos.

Diseño de Mezclas

El concreto fluido requiere de volúmenes relativamente grandes de finos para reducir la fricción entre agregados y el bloqueo del flujo. Sin embargo el uso de cemento portlant solo para suplir el volumen de finos necesitado podría llevar a grandes gradientes de temperatura, ya que la generación de calor es directamente proporcional a la cantidad y tipo de cemento en la mezcla de concreto. Materiales puzolánicos, sin embargo, contribuyen mucho menos a la generación de calor que el cemento. Por ejemplo, la contribución de calor en edad temprana de la ceniza volante (fly ash) se ha estimado en un rango entre 15% y 35% de la contribución de calor de un peso similar de cemento. También hay una gran cantidad de investigaciones y datos que demuestran la durabilidad superior de cementos ternarios que incorporan sílica fume y ceni-za volante (por ejemplo Nehdi y otros - Thomas y otros6). Así, para cumplir con los requisitos de resistencia, fluidez y durabilidad, desarrollamos una mezcla con un aglutinante ternario compuesto de cemento ASTM C150 Tipo I/II, sílica fume, ceniza volante Clase F en dosificaciones de 270, 25 y 170 kg/m3 de con-creto, respectivamente (Ver Tabla 1).

El agregado grueso seleccionado fue granito chancado con un tamaño máximo de partículas de 12.5 mm, absorción de 1.85%, gravedad específica aparente de 2.74, y una densidad volumétrica e 1,561 kg/m3. El índice de escamación del agregado grueso fue de 12.8% y su índice de elongación fue de 33.7%. El

4. ACI Committee 207, “Guide to Mass Concrete (ACI 207.1R-05) (Reapproved 2012),” American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2005, 30 pp.

5. ACI Committee 207, “Cooling and Insulating Systems for Mass Concrete (ACI 207.4R-05) (Reapproved 2012),” American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2005, 15 pp.

6. Nehdi, M.L.; Pardhan, M.; and Koshowski, S., “Durability of Self-Consolidating Concrete Incorporating High-Volume Replacement Composite Cements,” Cement and Concrete Research, V. 34, No. 11, Nov. 2004, pp. 2103-2112.


agregado fino seleccionado fue una arena natural con un módulo de fineza de 2.68 y una gravedad específica aparente de 2.65. Agua fría y hielo triturado fue-ron usados para la mezcla para reducir la temperatura del concreto fresco. Un aditivo reductor de agua de policarboxilato de alto rango fue usado como un aditivo retardante compatible. Para mejorar aún más la resistencia al agrieta-miento, el diseño de mezcla propuesto incorporó un refuerzo de fibras de po-lipropileno sintético para controlar el microagrietamiento en edades tempra-nas. El peso unitario dle concreto fresco fue de 2,410 kg/m3 con un contenido de aire atrapado de menos de 2.5%. El flujo de revenimiento (slump) del CAC en el sitio de trabajo fue de 670 ± 30 mm. La diferencia entre el flujo de reveni-miento y el flujo en anillo en J fue de menos de 25 mm sin que se observe un bloqueo. La temperatura del concreto fresco entregado en el sitio de trabajo estuvo entre 22º C y 25º C.

Tabla 1: Dosificaciones de la Mezcla de Concreto

Material o Propiedad Cantidades, kg/m3, o como se indiqueCemento portland tipo I/II 270

Silica Fume 25

Ceniza volante clase F 170

Agregado grueso 865

Agregado fino (arena) 805

Agua 195

Policarboxilato 6

Aditivo retardante 2

Fibra de polipropileno 3

Aire atrapado (método de presión) <2.5%

Flujo de revenimiento 670 ± 30 mm

Temperatura de concreto fresco <25º C

La Fig. 2 ilustra el flujo del CAC de una colocación a escala completa al fondo de los 70 m del tanque usando un chute de descarga. No se observan rastros de segregación o exudación a pesar de la descarga de alta energía. Los ensayos de los especímenes de CAC llevados a cabo mediante ASTM C1202-12 “Standard Test Method for Electrical Indication of Concrete’s Ability to Resist Chloride Ion Penetration” indicaron un total de carga pasante de 650 culombios en 56 días, indicativo de una muy baja penetrabilidad de cloruros. Los ensayos de penetración de agua hechos según DIN 1048-4 7 indicaron 5.9 mm de penetra-ción después de 72 horas de exposición a una presión de agua de 5 bares. Los ensayos por ASTM C157/C157M-08 “Standard Test Method for Length Change of Hardened Hydraulic-Cement Mortar and Concrete” indicaron una deforma-ción por secado de 0.048% luego de completadas las pruebas.

7. DIN 1048-4, “Testing methods for concrete; determination of the compressive strength in hardened con-crete in structures and components; application of reference lines and evaluation with special methods,” Deutsches Institut für Normung e. V. (German Institute for Standardization), Berlin, Germany, 1991.


Fig.2: La mezcla CAC no mostró segregación o exudación, incluso luego de una colocación con descarga de alta energía a 70 m en el fondo del tanque.

Modelación Numérica

Un modelo numérico implementado usando un programa de computadora fue usado para análisis térmico y predicción de incremento de temperatura en las cimentaciones de CR. El programa está basado en el método de la diferencia finita. Toma en cuenta las propiedades del cemento, materiales puzolánicos y aditivos químicos en la mezcla de concreto, como también las condiciones climáticas, temperatura de colocación del concreto fresco, y geometría y con-diciones de borde de la cimentación. Un resultado típico de la simulación térmica es presentado en la Fig.3. La tem-peratura máxima predicha en el núcleo de la cimentación es de alrededor de 65º C. Las condiciones de borde del modelo incluyeron el suelo en la base y lados de la cimentación, como también una capa de aislamiento térmico en la superficie. El aislamiento consistió en una manta de 50 mm de espesor de po-liestireno expandido con una conductividad material de 0.036 W/(m·K), usado en toda la superficie circular de las losas de cimentación. La máxima diferen-cia de temperaturas en las cimentaciones antes de quitar el aislamiento fue de alrededor de sólo 5º C, la cual fue considerada aceptable para mitigar el agrietamiento térmico.

Fig.3: Gráfico de las predicciones del modelo de diferencias finitas para la evolución del calor en las losas de cimentación masivas.


Maqueta y Modelo de Validación

Adicionalmente a la predicción del modelo de diferencias finitas del incremen-to de la temperatura (Fig. 3), una maqueta a gran escala (2.9 x 2.4 x 2.4 m) fue construida en el lugar del proyecto usando la mezcla de concreto propuesta. En la Fig. 4 se muestran una vista general y detalles del refuerzo interno. La maqueta fue instrumentada con sensores de temperatura cerca al fondo, en el centro de masa y cerca a la cara superior. Las temperaturas del concreto y ambiental fueron grabadas usando un sistema de adquisición de datos. Los resultados de la maqueta de prueba son mostrados en la Fig. 5. Se puede ob-servar que la temperatura máxima en el núcleo alcanzó alrededor de 66º C y el máximo diferencial térmico fue de alrededor de 22º C. La máxima tempera-tura de núcleo obtenida de la maqueta de prueba validó las predicciones del modelo de diferencias finitas, el cual dio una temperatura de núcleo máxima de 65º C. Sin embargo, el diferencial de temperatura máximo de la maqueta de prueba a gran escala fue mayor que la predicción numérica debido a las diferentes condiciones de borde entre el modelo de maqueta y el modelo de la cimentación a escala completa. Basándonos en las temperaturas pico pre-dichas y observadas, el diferencial de temperaturas observado en la maqueta y las condiciones del clima anticipadas durante la colocación del concreto, un plan térmico fue diseñado para la construcción a escala completa.

Fig.4. Colocación del concreto en la maqueta de prueba (a) vista general; (b) manguera de bombeo extendida a través de las capas de barras de refuerzo.

Para asegurar que las resistencias a compresión de diseño de 37 MPa para cu-bos eran alcanzables, se extrajeron diamantinas de la maqueta a los 7 días se-gún ASTM C42/C42M-12, “Standard Test Method for Obtaining and Testing Dri-lled Cores and Sawed Beams of Concrete”. La resistencia a compresión medida fue de 38.2 MPa, que corresponden a una resistencia de cubos de alrededor de 44 MPa, lo cual es adecuado.

Construcción a escala completa y Evaluación

El CAC para las losas de cimentación fue producido y transportado en cuatro plantas estacionarias usando camiones mezcladores de tránsito. No se permi-tió el uso de agua adicional de mezclado en el lugar de obra, pero a los camio-nes mezcladores que arribaron después de 45 minutos de viaje se les permitió que sean dosificados con un máximo de 0.5 L/m3 de aditivo reducidor de agua de alto rango. Los camiones que no entregaron el concreto dentro de 60 minu-


Fig.5. Datos de temperatura adquiridos de la maqueta instrumentada después de ser llenada con 17 m3 de la mezcla de CAC propuesta: (a) lecturas tomadas por los sensores montados a lo largo de la línea central vertical de la maqueta (interior); y (b) lecturas tomadas por los sen-sores montados cerca a la cara.

tos fueron rechazados. El CAC fue colocado 70 m por debajo del nivel de sue-lo usando una bomba central y chutes de descarga (Fig. 6). Ensayos a escala completa para la colocación del CAC usando un chute de descarga mostraron que la cinética de la caía libre de 70 m del concreto en una tubería de 200 mm de diámetro era excesiva, así que se decidió incluir un reductor de 130 mm de diámetro cerca al fondo. Los 5.5 m de espesor y 42.6 a 44.0 m de diámetro de las losas fueron colocados de manera continua sin vibración. Un total de 24,000 m3 de CAC fue usado. No se requirió terminación superficial. Luego de la colocación, las losas fueron cubiertas con un aislamiento de un valor de re-sistividad total de 1.40 m2·K/W.

Las losas de cimentación fueron instrumentadas usando termo coplas en 5 ubicaciones a lo largo del diámetro (Fig. 7). Los datos térmicos fueron auto-máticamente guardados cada 30 minutos. Un gráfico ejemplo se muestra en la Fig. 8. La temperatura alcanzó un pico de alrededor de 68º C alrededor de 5 días después del inicio del colado del concreto. Este pico de temperatura está razonablemente en acuerdo con la predicción numérica de 65º C y con los datos de la maqueta de 66º C. Las primeras horas mostraron temperaturas uni-formes debido a la colocación continua de concreto. Mientras que las tempera-turas en el fondo de las losas se elevaron bruscamente mientras que las capas superiores de CAC eran colocadas, la temperatura se estabilizó en alrededor de 45º C debido a la transferencia de calor al suelo subyacente.


Luego de un tiempo que refleja el periodo de colocación, la temperatura en el núcleo de las losas empezaron a elevarse bruscamente, seguido por una elevación de la temperatura en el tope de la losa. Debido a la presencia del aislamiento en el tope, la temperatura en la capa superior de la losa se incre-mentó más que la temperatura en el fondo de la losa. El más alto diferencial de temperatura entre el núcleo y la superficie de la losa fue de alrededor de 25º C, alcanzado luego de 3 días de colado. El diferencial tendió a disminuir luego de ello, llegando a ser alrededor de 15º C dos días después. Este comportamiento puede ser explicado por el “time lag” durante la colocación. El núcleo fue colo-cado varias horas antes de la capa superior de la losa, así que el tope de la losa estaba todavía relativamente frío cuando el núcleo estaba generando mucho del calor de hidratación.Una vez que la hidratación en la capa superior estaba más avanzada, el dife-rencial de temperatura se estrechó. El aislamiento en el tope de la losa tam-bién ayudó a minimizar las pérdidas y diferenciales. Esta tendencia es favora-ble porque el concreto continuó ganando una mayor resistencia a la tensión, mientras que el diferencial térmico decreció gradualmente. Se notó que el modelo numérico predijo una menor temperatura diferencial porque no con-tabilizó la diferencia de las edades del concreto a través del espesor de la losa.

Fig.6. El CAC fue colocado a través de 5 ubicaciones en cada losa. En el punto cen-tral, el concreto fue descargado de una bomba en una ubicación fija. En cada una de las 4 ubicaciones en la periferia de la losa, un chute de caída flexible, permitió al concreto ser entregado sobre un cua-drante completo de la sección transversal circular.

Fig.7. se instalaron sensores de tempera-tura en 5 ubicaciones a través del ancho de cada losa. En cada ubicación, las medi-ciones de temperatura fueron tomadas en el fondo, mitad y cara superior de los 5.5 m de espesor de las losas.


Fig.8. Ejemplo de datos de temperatura adquiridos de una de las losas de cimenta-ción.

El aislamiento fue removido 14 días después de la colocación, cuando los da-tos de la temperatura y las medidas de resistencia a la tensión indicaron que el agrietamiento térmico ya no era un riesgo significativo. En efecto, el gradiente térmico estaba en un rango seguro (menos de 20º C) al momento de la remo-ción del aislamiento. Luego de esta remoción, las inspecciones realizadas a la superficie expuesta y una cuidadosa examinación de las diamantinas en dife-rentes ubicaciones no dieron indicación de agrietamiento.

Resumen

Tres losas masivas de cimentación de 5.5 m de diámetros de entre 42.6 m y 44 m fueron coladas a 70 m por debajo del nivel del suelo en la Estación de Bombeo de Aguas Residuales de Yeda Norte. Una mezcla de CAC ternario con altos niveles de reemplazo de cemento fue usado para permitir una coloca-ción continua y así minimizar el calor de hidratación. Agua fría y hielo triturado también fueron usados para reducir la temperatura del concreto fresco. Final-mente se instaló un aislamiento superficial para reducir el diferencial entre el núcleo y las temperaturas superficiales. En total 24,000 m3 de CAC fueron continuamente colocados sin vibración para la construcción de las losas de cimentación.

Un modelo numérico de diferencias finitas fue usado para predecir los incre-mentos de temperaturas en las cimentaciones y el modelo fue validado usan-do una maqueta instrumentada. Las losas de cimentación reales fueron ins-trumentadas para adquirir datos térmicos. Mientras el pico de temperatura obtenido del modelo numérico, la maqueta y las losas de cimentación mos-traron una buena aproximación, se recomienda que la modelación de concre-to masivo que es colado en periodos extendidos de tiempo debería reflejar la secuencia del colado (la edad real del concreto en cada capa) para lograr predicciones más precisas de gradiente de temperatura en edades tempranas.

Se ha demostrado que el CAC puede ser usado exitosamente para la construc-ción de elementos masivos de concreto. Sin embargo, los materiales locales y las condiciones ambientales, como también la geometría específica y condi-ciones de contorno, deben ser tomados en consideración antes de transponer


los hallazgos de este estudio a otras estructuras.

Reconocimientos

Este trabajo fue posible a través del apoyo de MTL, Yeda, Arabia Saudita. Los autores se encuentran agradecidos con el contratista del proyecto Abuljadayel Co. por su asistencia y colaboración. También agradecemos a la Compañía Na-cional de Agua Saudí, que es propietaria de la Estación de Bombeo Principal de Yeda Norte, STUCKY que es el diseñador, y a los consultores del proyecto consorcio SAFEGE-p2m Berlín por la oportunidad de contribuir a este proyecto de alto perfil.

Nota: Información adicional de las normas ASTM discutidas en este artículo pueden ser encon-tradas en www.astm.org

Los Autores

Moncef L Nehdi es profesor del Departamento de Ingeniería Civil y Medio Ambiental del Western University, Londres, Ontario, Canadá y es consultor técnico de MTL Yeda, Arabia Saudita. Es miembro de los Comités 225 Cementos Hidráulicos, 236 Ciencia de Materiales del Concreto, 238 Trabajabilidad del Concreto Fresco y 555 Concreto con Materiales Reciclados.

K. L. al Shareef es tecnólogo de concreto con más de 20 años de experiencia en el desarrollo de mezclas de concreto, control de ca-lidad de producción y ensayos. Es actualmente consultor técnico de Modern Technologies Laboratories, Yeda, Arabia Saudita.

H. Kamil Algoneid es ingeniero de materiales con experiencia en concretos autoconsolidantes, encofrados deslizantes y concretos en altura. Actualmente es el director de laboratorio en Modern Laboratories Technologies, Yeda, Arabia Saudita.

Nota:El presente artículo ha sido extraído de “Concrete International” publicada por el American Concrete Institute, July 2014 Vol. 36 N° 07, página 38.

Traducción y adaptación para el ACI-PERÚ : Ing° Christian Chacón Fernández, con autorización del American Concrete Institute.

http://www.astm.org


El deterioro del concreto genera siempre cambios irreversibles en las caracte-rísticas mecánicas, químicas, electroquímicas y de permeabilidad así como mecanismos de transporte al interior de la estructura. Por lo tanto, para esta-blecer métodos racionales de diseño de reparación que proporcionan tanto durabilidad y seguridad estructural, es necesario recolectar toda la informa-ción relevante sobre estas características y mecanismos.

Mientras tanto, nos es claro que algunas estructuras reparadas no llegarán al tiempo de servicio esperado o no funcionarán como lo esperado, también es evidente que se podrían haber prevenido muchos problemas durante la eva-luación de condición y procesos de planificación por durabilidad. Si un pro-yecto de reparación está basado en supuestos de una condición inadecuada o inexistente u olvidando una priorización de condiciones de durabilidad duran-te el diseño detallado, el riesgo de fracaso aumenta .

Fig 1. Factores en el fracaso de los proyectos de reparación

La reparación de una estructura deteriorada o sobre-esforzada es algo análo-go al tratamiento de una persona enferma. Antes de prescribir cualquier tra-tamiento eficaz, la enfermedad debe ser diagnosticada — se deben realizar pruebas suficientes de modo que el médico puede desarrollar un conocimien-

Autores: Alexander M. Vaysburd y Benoît BissonnetteTraducción y adaptación para el ACI-PERÚ: Capítulo de Estudiantes - Universidad Privada del Norte

Revisión Técnica para el ACI-PERÚ: Ing° Luis Flores Tantaleán e Ian Campos Seijas

EVALUACIÓN DE CONDICIÓN Y PLANIFICACIÓN POR DURABILIDAD

ACI PERÚ Setiembre 2014 - CONCRETO al día 31

to cuidadoso de la enfermedad (es). Del mismo modo, el ingeniero patólogo debe llevar a cabo pruebas suficientes para determinar los grados y causas del deterioro. También es necesario determinar las fuentes incidentales de los daños y deterioros, así como la causa primaria.

Las evaluaciones de la condición y los diagnósticos deberían ser seguidos por una planificación por durabilidad y una selección de remedios convenientes (de una variedad de tratamientos posibles) para encontrar objetivos realistas del proyecto. Como en la medicina, algunos tratamientos serán solo curativos y paliativos, y otros serán soluciones completas.

La reparación del concreto generalmente se define como una acción tomada para rehabilitar a un nivel aceptable de funcionalidad a una estructura o sus componentes defectuosos, deteriorados, degradados, o dañados de algún modo; y esto se debería completar sin restricción de los materiales o según los métodos empleados.

Las consideraciones para ser tomadas en cuenta en un proyecto de repara-ción se resumen en Fig. 2. Los autores prefieren definir la reparación como una solución continua, sin límites determinados, “aproximada” de un problema exacto.

Fig. 02 Temas a tratar en un proyecto de reparación de concreto


Fig. 03 Diagrama de flujo del proyecto de diseño por durabilidad

Es más importante asegurar un buen rendimiento o performance que proveer de una solución exacta a un problema determinado, o una solución aproxima-da de un problema aproximado.Además de los problemas de evaluación de condición y soluciones, este artícu-lo habla de la importancia de la planificación por durabilidad para el proceso de diseño de la reparación y especificaciones (Fig. 3). Este artículo también apunta al rol de la planificación por durabilidad en la decisión del tratamiento y/o soluciones de protección como algo muy apropiado para definir los objeti-vos de proyecto, durabilidad y de óptimo costo, y una funcionalidad satisfac-toria. Creemos que no hay una guía apropiada o información sobre estas con-sideraciones, y algunos instrumentos de evaluación disponibles no son fiables y algunas pautas adoptadas y especificaciones son muy superficiales.

Evaluación de la condiciónLa evaluación de condición es un aspecto crítico importante y una tarea técni-ca compleja. En un mundo ideal, una simple inspección visual y unos cuantos ensayos semi-destructivos y/o no destructivos (NDT) podrían bastar para de-terminar la condición de una estructura. Pero debido a la increíble variedad de estructuras de concreto armado, tanto en términos de diseño y características, y los numerosos problemas que puedan experimentar, el seguimiento de tal curso de acción sería lleno de riesgos.

Cara a cara con la estructura existente y sus definidas o indefinidas calidades, el ingeniero especialista en reparaciones debe determinar las condiciones de la estructura, problemas, causas y conveniencia de uso. Las decisiones deben estar basadas en la experiencia personal, experiencias documentadas por otros, resultados de pruebas y análisis.

En general, el ingeniero confiará en una combinación entre la inspección visual, métodos NDT convenientes (típicamente sondeos de percusión, o métodos a veces más sofisticados), muestras representativas y pruebas de laboratorio para obtener información que permite la identificación, cuantitativa evalua-ción y explicación (causas) del deterioro /sobre-esfuerzo a en la estructura.


Fig. 03 Esquemática de una incompatibilidad electroquímica en la barra de acero en-tre un área reparada y área sin reparar contaminada por el cloruro (adaptado de Gu et al10)

El establecimiento de la causa (s) se complica por tres principales factores:• Cada caso de reparación es único; • El acero se somete al deterioro electroquímico cuando es expuesto a

ambientes distintos (Fig. 4); y • El rendimiento malo es por lo general el efecto combinado de otros

variados factores.

Como resultado de esto, a veces puede resultar muy difícil establecer la causa principal de un daño inicial.

El personal implicado en el programa de diseño de la evaluación de condición y en la ejecución de la evaluación de condición debería tener conocimientos y contar con la experiencia necesaria . Ellos deben:

• Conocer a fondo la estructura y los materiales a ser evaluado;• Saber cómo realizar los métodos de pruebas disponibles y cómo ha-

cer funcionar el equipo necesario • Conocer las limitaciones de los métodos de prueba;• Ser capaz de seleccionar correctamente las pruebas necesarias, inter-

pretar adecuadamente los datos recolectados, y entender su signifi-cado; y

• Ser capaz de establecer claramente las causas que han generado el problema de deterioro o daños.

Obviamente, uno no puede evaluar una estructura de concreto y definir sus deficiencias sin poseer también un conocimiento fundamental tanto en es-tructuras como en ingeniería de la ciencia de materiales.El mejor entendimiento de concreto como un material compuesto con acero de refuerzo al interior y de las interferencias complejas que se pueden presen-tar en su ambiente del servicio debe ayudar al ingeniero de reparación para


descubrir más fuentes reales de los verdaderos problemas y/o sus causas y ayudar a separar de ellos los factores secundarios (y los no importantes en absoluto). Por ejemplo, en el análisis de las causas de deterioro, tiene poco sentido tener una confianza ciega en parámetros como, el nivel de cloruros o la permeabilidad del concreto, basados en los resultados de una prueba como el ASTM C1202, “Método estándar de prueba para indicación eléctrica de la capacidad del concreto para resistir a la penetración del ión del cloruro”.

Lamentablemente, las reglas y directrices a veces sustituyen el análisis basado en la experiencia, el sentido común, y el pensamiento lógico. Esto probable-mente será siempre cierto debido a la tentación de obtener los máximos re-sultados con el mínimo de tiempo, esfuerzo y, sobre todo, la responsabilidad personal. La tentación de la utilización de un número (por ejemplo, el nivel de cloruro) o alguna fórmula de «recuadro negro» para indicar qué, cómo y cuándo hacerlo, no es nuevo, y se está volviendo recurrente en algunos ingenieros.

Problemas estructurales La condición general de una estructura de concreto está muy influenciada por el propio sistema estructural. Por ejemplo, las estructuras con muchos elementos articulados son significativamente menos duraderas que las es-tructuras más monolíticas. En el caso de puentes y muelles, las articulaciones son generalmente los componentes que son más vulnerables a un deterioro prematuro. El deterioro del material adyacente a las juntas de dilatación es común, y que a menudo afecta a las zonas de alto esfuerzo de corte en los componentes estructurales. Esto complica aún más la evaluación estructural, y como las fallas de corte son generalmente frágiles y se pueden verificar con una inspección visual. La corrosión puede generar una pérdida del concreto de recubrimiento y con ello la pérdida significativa de la sección de refuerzo, por lo que el descascaramiento inicial puede ser el primer signo de reducción del factor de seguridad estructural. Siempre hay una fuerte interacción entre las condiciones de exposición locales y los detalles estructurales. Los elementos o zonas vulnerables dentro de la estructura (incluyendo las articulaciones o zonas con cobertura insuficiente, las grietas, o refuerzo congestionado) pueden ser factores que contribuyen al deterioro o dificultades. Esto significa que hay una relación directa entre la durabilidad, o la ausencia de la misma, y el diseño estructural y el detalle. Cabe señalar que los errores y las deficiencias son muy comunes en los infor-mes de apreciación del estado donde se evaluaron la naturaleza y causas de la fisuración. Está claro para un ingeniero, o por lo menos así debería ser, que los esfuerzos de tracción internas son siempre la causa de grietas o disconti-nuidades producidas en materiales. En un material, a base de cemento, so-metido a esfuerzos de tracción, se inicia el agrietamiento tan pronto como su extensibilidad se agota. Los esfuerzos pueden ser inducidos en los elementos de concreto por varias causas o agentes, tales como:


• Las cargas de gravedad (carga muerta más la carga de servicio); • Esfuerzos por restricción (por ejemplo, por contracción por secado o

deformaciones térmicas); • Hinchazón interna (por ejemplo, productos de corrosión del acero, la

reacción álcali-agregado, o la formación de etringita); y • Asentamientos diferenciales.

La triste realidad es que la resistencia a la tracción (es decir, resistencia a la tracción directa) de concreto existente muy rara vez se está midiendo o repor-tando en las evaluaciones de condición. Y en general, la resistencia del con-creto se expresa únicamente en términos de resistencia a la compresión. Sin embargo, la realidad que ignoramos es que la mayoría de los problemas con el concreto, en especial que se refiere a la durabilidad, están de hecho rela-cionados con su comportamiento en tensión. En este contexto, recordemos brevemente algunas consideraciones importantes:

• La resistencia del concreto al esfuerzo cortante y torsión depende so-bre su resistencia a la tracción y extensibilidad;

• La resistencia de adherencia entre las barras de refuerzo y el concreto concreto es una función directa de la resistencia a la tracción del re-cubrimiento del concreto y el recubrimiento del concreto es general-mente de menor calidad que núcleo del concreto y tiene una menor resistencia a la fisuración; y

• Se ha observado que después de muchas décadas, la resistencia resi-dual a la tracción del concreto puede ser tan baja como la mitad del valor inicial de resistencia a la tracción, incluso en las partes de la es-tructura, que están libres de la influencia del medio ambiente.

Los ingenieros que deben realizar las inspecciones y los informes sobre la esta-do de la estructura de concreto tiene que entender los materiales que evalúan. De lo contrario, una aplicación al pie de la letra de las disposiciones de durabi-lidad sin un conocimiento adecuado de mecanismos patológicos, fenómenos de transporte de fluidos, y soluciones basadas en remedios científicos pueden conducir a graves errores y poner en peligro el performance de la estructura reparadas.

Medio Ambiente InternoUno de los objetivos principales de una evaluación de condiciones es definir las condiciones ambientales internas y las cargas existentes en la estructura de concreto existente. Estas condiciones y sus grados de gravedad no se apli-can necesariamente a la estructura de concreto en su conjunto, sino a los ele-mentos y partes de la estructura que pueden tener diferentes micro-condicio-nes de una a la otra. La severidad del medio interno puede de hecho ser muy diferentes en función del entorno exterior local. Por ejemplo, las condiciones de exposición predominantes en el lado de barlovento puede ser muy dife-rentes de aquellos en el lado de sotavento de un muelle. Del mismo modo, las áreas de muelles sujetos a la pulverización de agua salada, pero protegido de la lluvia están expuestas a un ataque de cloruro más severo que las que están expuestas a lluvias.


Si bien no es ningún secreto que la gran mayoría de las estructuras de concreto deterioradas implican la corrosión del acero de refuerzo embebido, determi-nar las verdaderas causas de la corrosión y el deterioro puede ser bastante complejos. Esta complejidad surge no sólo de la distribución de material com-puesto del propio concreto, sino también en gran medida de las influencias multifacéticas de las condiciones climáticas locales y globales.

Para analizar exactamente las causas de deterioro de una estructura concreta existente durante la evaluación de condición fase del proyecto, y luego deter-minar las opciones correctas en la fase de planificación por durabilidad para la ampliación de su tiempo de servicio, es esencial entender mecanismo de los procesos de transporte de fluidos. El comportamiento futuro de la estructura reparada dependerá principalmente de estos procesos. De hecho, si estos pro-cesos se previnieron totalmente, ni el envejecimiento ni el deterioro ambiental del concreto ocurrirá. El transporte de sustancias a través de y dentro de la estructura es el resultado de una combinación compleja de los siguientes pro-cesos: flujo líquido a través de macro y micro grietas, sistemas de transporte capilar, difusión y efectos osmóticos. La contribución exacta de cada proceso al deterioro se tiene que considerar en cada situación particular. Se tiene que considerar los efectos de cada variable como la localización de la estructura; el ambiente químico; la cantidad, espesor y distribución de grietas; la distri-bución de la temperatura y humedad; y la historia de las tensiones.

El conocimiento de la condición ambiental interna y los procesos de transpor-te que prevalecen en la estructura existente, basado en suficientes ensayos y documentación de la evaluación de condición, es necesario para evaluar las fuentes fidedignas como el posible el transporte potencial y procesos de de-terioro que probablemente pueda desarrollarse en un nuevo sistema de re-paración compuesto. Por último, el principio general es que los que reduce el transporte de fluidos dentro de la estructura mejorará normalmente su dura-bilidad total.

Planificación por durabilidad

La planificación por durabilidad debe ser una parte fundamental del proceso de diseño de reparación que lleva a las especificaciones y dibujos. Típicamen-te, hay seis etapas principales:

• La valoración de los resultados de evaluación de condición;• El análisis de las consecuencias de deterioro de la estructura — rendi-

miento y riesgos estructurales y cuestiones relacionadas con la eco-nomía;

• Modelado matemático y evaluación basada en la experiencia consi-deraciones de futuro tiempo de servicio;

• El establecimiento de requisitos de rendimiento y proyecto objetivos;• El listado de las opciones de reparación (alternativas de las solucio-

nes) para encontrar los objetivos de reparación; y• Conducción de análisis de costes del ciclo vital.

El concepto de la planificación por durabilidad eficaz está unida con el concep-to de evaluar el futuro tiempo de servicio de la estructura reparada y estable-


cimiento de los objetivos del proyecto de reparación objetivos. La estrategia del dueño para el mantenimiento también tiene a tener que ver con el estable-cimiento de objetivos del proyecto. En adición, se deben considerar los facto-res de seguridad apropiados para las limitaciones en la futura predicción del tiempo de servicio.

Las necesidades del rendimiento de la durabilidad de estructuras de concreto reparadas para revisarse a la luz de un entendimiento cuidadoso de condicio-nes ambientales externas e internas predominantes del sistema de reparación compuesto y el riesgo inevitable de corrosión de acero. Se deben de considerar las consecuencias y la probabilidad de una corrosión continuada y el deterioro.

Vamos a revisar estas cuestiones. Tres preguntas básicas se tienen que hacer antes de seleccionar las medidas de reparación a especificar:

• ¿Cuáles son las causas del deterioro?• ¿Se pueden tomar las medidas para reducir la marcha o parar los pro-

cesos? • ¿Cuáles son las consecuencias estructurales de los daños existentes o

proyectados?

La evaluación de las condiciones adecuadas — la tarea técnica del descubri-miento de los problemas exactos que afectan el concreto existente la estructu-ra — permite que entienda el plan del enemigo de ataque y desarrolle táctica defensiva y soluciones alternativas.

Las maniobras defensivas no se limitan con la prioridad de los ataques fron-tales. A veces, es suficiente hacer un movimiento de bordear las acciones del enemigo. Después de todo, basado en la valoración completa de la evaluación de condición resultados, uno puede:

• Que no se haga nada;• Monitorear;• Aplicar una protección;• Hacer reparaciones;• Aplicar un refuerzo; o• Sustituir la estructura.

También son posibles las combinaciones de estas acciones.

El concreto es un sistema dinámico, vivo. Y como tal, tiene la capacidad de re-ajustarse ante algunas perturbaciones y amenazas durante su vida de servicio útil. Sin embargo, si las fuerzas destructivas son severas y constantes, comien-za a deteriorarse irreversiblemente y cada vez más pierde su integridad. En cierto modo, se hace autodestructivo, y las únicas opciones son la reparación o reemplazo.

Las estructuras concretas reparadas también son sistemas compuestos vivos. Depende de nosotros para hacerlas bastante “adecuados” para sobrevivir jun-to con una eficiencia técnica y económica. Aunque la evaluación de la condi-


ción sea completa, el subsecuente análisis de consecuencias del deterioro con-tinuo es complejo en principio y difícil de conseguir exactamente en la práctica por muchos motivos. Por ejemplo, la mayor parte de métodos de las pruebas que se están usando para la evaluación del concreto pueden peligrar al no medir estrictamente y exactamente las propiedades y características que son esencial para rendimiento adecuado del concreto reparado de la estructura. De hecho, las pruebas prácticas comúnmente usadas sólo evalúan “calidades” del material en un sentido amplio y, además, los datos de las pruebas sólo pueden ser aplicables bajo una variedad limitada de condiciones de servicio. Por lo tanto, el conocimiento ganado por el ingeniero a través de la experiencia siempre desempeñará un papel vital en el análisis, conclusiones, y al estable-cer los objetivos de proyecto.

El primer paso para establecer los objetivos realistas de proyecto de repara-ción son definir las condiciones existentes ambiental internas — químico, físi-co, y electroquímico — y identificar los procesos de transporte predominantes. El segundo paso debe analizar correctamente la influencia de las condiciones del ambiente externo sobre los que prevalecen internamente. El tercer paso es conectar todo la información recolectada al las opciones disponibles de repa-ración para derivarse a una predicción aproximadamente de rendimiento y se establezcan los objetivos de proyecto.

El modelado de la predicción del tiempo de servicio es una gran herramienta como parte del planeamiento de durabilidad basado en una completa evalua-ción de la condición. Pese a que el modelo matemático no permite estimar exactamente una predicción de la vida de servicio, si nos permite comparar otras alternativas. Sin embargo, se pueden esperar resultados erróneos.

En la planificación de la durabilidad, es muy importante considerar la impor-tancia de los materiales a usarse para la reparación de concreto deteriorado. El material de reparación debe ser de primera y resistente al agrietamiento y compatible con el material de substrato existente.

Usualmente, las restricciones económicas pueden prevalecer sobre los reque-rimientos técnicos. Muy a menudo, el propietario tendrá dificultades en eva-luar las consecuencias de las alternativas de solución a largo plazo. En cierto grado, esto se puede explicar por el hecho que los ingenieros no son siempre capaz de evaluar exactamente los costos de mantenimiento futuro para cada alternativa de solución. Como resultado, a corto plazo, una solución barata podría prevalecer como la mejor alternativa. Esto probablemente se ha trans-formado en algo natural, dada la filosofía de bajo costo extendida en la in-dustria de la construcción. Lamentablemente, esto no ayuda a concretar los objetivos deseados y a implementar una solución a largo plazo de reparación, que por lo general significa un mayor costo inicial.

En la selección de las alternativas de solución, el ingeniero debe decidir cómo estimar el costo de la vida útil en la planificación por durabilidad. El tiempo de vida útil de la reparación es importante para el dueño y esto se tiene que considerar como tal por el ingeniero. El tiempo de vida útil permite a los dise-ñadores y el dueño para comparar los gastos totales de soluciones alternativas


sobre el tiempo de servicio estimado de la estructura, si es dejado como está, reparado o sustituido. Los parámetros y consideraciones para el planeamiento de Durabilidad se pueden resumir en la siguiente Tabla 1.

Tabla 1: El Planeamiento por Durabilidad requiere evaluar diferentes Paráme-tros y Consideraciones

Parámetros Consideración asociadaFunción y Tipo de la Estructura Necesidades básicas del clienteRequerimientos de Performance Performance técnico aceptable

Criterios de servicialidad y seguridadImportancia de la continuidad de oper-ación durante la reparación.AccesibilidadVida útil deseableEstrategia de mantenimiento.

Cargas y efectos ambientales Cargas viva y muertaCargas de vientoEfectos del agua y temperaturaAgentes agresivos y acciones

Condiciones Internas Fisuración, micro-fisuración y otros defec-tosCarbonatación, contenido de clohidros, reacción álcali-agregado, ataque de sulfa-tos y ataque de sales.Corrosión del refuerzo, pérdida de sección y adherencia.

Enfoque global del diseño Estrategia básica de reparación.(Solo monitoreo; proveer protección; repa-rar; o hacer reparaciones, proveer protec-ción y monitorear)

Evaluación de las Alternativas de Solución

Costos,Constructabilidad y parámetros de calidadExperiencia previa de performance

Apuntes Finales

En el presente documento, se ha descrito un enfoque sistemático para la me-jora del rendimiento de estructuras reparadas de concreto. Sin embargo, para un enfoque satisfactorio se requiere como requisito previo llevar a cabo los siguientes pasos del proceso que deben abordarse de manera adecuada: • Evaluación de la condición; • Planificación por Durabilidad; • Establecimiento de objetivos realistas; • Desarrollo de detalles de diseño, diseños construibles y especificaciones; • Construcción; • Garantía de aseguramiento de calidad y supervisión del control de calidad; • Mantenimiento.

Las fases de evaluación de la condición y de la planificación por durabilidad


del proyecto de reparación son de suma importancia, y éstas asegurarán de que, con un diseño adecuado, los materiales de reparación, control de la mano de obra, y la calidad, la vida de servicio esperada de la estructura reparada se logre con una probabilidad suficientemente alta. En este sentido, el conoci-miento, experiencia, y la integridad del equipo de ingeniería son obviamente indispensables.

Esperamos que este artículo contribuya a una mejor comprensión de la im-portancia crítica de la evaluación de la condición y planificación por durabi-lidad antes del proceso de reparación del concreto. Por supuesto, un mejor entendimiento de esto no implicará liberarnos de riesgos, pero implica que las posibilidades puedan ser al menos más claramente definidas. Por lo me-nos, esto puede conducir a un uso más eficiente y económico del recurso de los propietarios conforme al tiempo de mejora del rendimiento general de las estructuras. Al mismo tiempo, proporcionará ideas sobre por dónde podría (o tal vez no debería) conducirse el diseño, también una mejor comprensión de la importancia de la condición evaluación y planificación por durabilidad pueden proporcionar mejores herramientas para que los ingenieros puedan explorar nuevas direcciones e innovaciones en el diseño de proyectos de repa-ración.

Los Autores

Alexander M. Vaysburd es Socio Principal de Vaycon Consulting, MD, una firma especializada en el concreto y tecnologías de repa-ración. Es miembro del Comité ACI 213, Agregados y concretos li-geros; 364 Rehabilitación y 365 Predicción de las Vida de Servicio. Vaysburd está a cargo del Programa Norte Americano de Repara-ción del Concreto (CREEP). El es autor de más de 200 estudios y presentaciones sobre el concreto y reparación del concreto.

Benoit Bissonette, FACI, es profesor del Departamento de Ingenie-ría Civil de la Universidad de LAVAL, donde ha estado a cargo del NSERC Departamento de Investigación Industrial del Concreto Du-rable y Mantenimiento Optimizado del Concreto por los últimos 10 años. El es coautor de más de 125 artículos técnicos y científicos. Es miembro de diversos Comités del ACI, de ICRI y de CREEP.

Nota:El presente artículo ha sido extraído de “Concrete International” publicada por el American Concrete Institute, Mayo 2014 Vol. 36 N° 05, página 55.

Traducción y adaptación para el ACI-PERÚ : Capítulo de Estudiantes - Universidad Privada del Norte, con autorización del American Concrete Institute.

Setiembre 2014 - CONCRETO al díaaCI PERÚ 41

PREGUNTASFRECUENTES


PREGUNTA:

Al inspeccionar las colocaciones de las barras de refuerzo, hemos notado que algunos contratistas argumentan que las barras se puede colocar 1” a 2” (25 a 51 mm) más allá del recubrimiento especificado. En otras palabras, indican que la tolerancia en el recubrimiento sólo limita a la distancia mínima de la barra a la superficie del concreto. Yo sostengo que al hablar de una tolerancia del recubrimiento, por ejemplo, de 3/8” (10 mm) significa que la barra debe ser posicionada a no más de 3/8” (10 mm) más cerca o más lejos del recubri-miento especificado. ¿Es esto correcto?

RESPUESTA:

La colocación de las barras a 1” a 2” (25 a 51 mm) más allá del recubrimiento especificado no es aceptable, pues se afectarán significativamente las capaci-dades en flexión y corte del elemento. El Comité ACI 117-10 se refiere a este tema proporcionando las tolerancias en la colocación de barras. Mientras que la tolerancia en el recubrimiento limita sólo la distancia mínima de la barra a la superficie del concreto, la tolerancia en la colocación de las barras de acero no pre-esforzadas limita tanto las distancias mínimas como las máximas.

Las tolerancias en el recubrimiento están especificadas en la Sección 2.2.2 del ACI 117-10:

» -3/8 pulgada (10 mm) para los miembros que tienen un espesor de hasta 12” (305 mm); y

» -1/2 pulgada (13 mm) para los miembros de mayor espesor.

Esa sección también proporciona una restricción que se aplica a los miembros con recubrimientos especificados muy pequeños: “La reducción del recubri-miento no podrá exceder de 1/3 del recubrimiento especificado del concreto”. Por ejemplo, si el recubrimiento especificado es de ¾” (19 mm) para una losa de 8” (200 mm) de espesor, la tolerancia será de ¼” (6 mm) en lugar de 3/8” (10 mm).

Las tolerancias para la colocación se especifican en la Sección 2.2.1 de ACI 117-10. Tal como sucede con las tolerancias del recubrimiento, las toleran-cias en la colocación están en función del espesor o profundidad del elemento:

PREGUNTASFRECUENTES

TEMA 1: TOLERANCIAS EN EL RECUBRIMIENTO DEL CONCRETO


» ± 1/4 pulgada (6 mm) para los miembros que son de hasta 4 pul-gadas (102 mm) de espesor;

» ± 3/8 pulgadas (10 mm) para los miembros más gruesos de has-ta 12 pulgadas (305 mm) de espesor; y

» ± 1/2 pulgadas (13 mm) para los miembros más gruesos.


Las figuras 1 y 2 ilustran las tolerancias de la cubierta de hormigón y toleran-cias de colocación de refuerzo, respectivamente, para diversas aplicaciones con concreto. Tenga en cuenta que el recubrimiento es medido respecto a la superficie de la barra. Tomar mediciones respecto a una superficie de concre-to aún sin consolidar no es posible, pero la posición de la barra se puede esta-blecer respecto a la superficie de la forma inferior y el recubrimiento superior calculado en base al espesor de diseño del elemento menos el diámetro total de barras (véase la Tabla 1 para los diámetros de barras).


En cuanto a su pregunta, vamos a suponer que usted está inspeccionando una losa de 12 pulgadas (305 mm) de espesor con barras superiores N° 7. La es-pecificación y las notas generales estructurales indican un recubrimiento su-perior de 2 pulgadas (51 mm) y el detalle estructural muestra que la capa superior de las barras debe estar centrada 9-1/2 pulgadas (241 mm) desde la parte inferior de la losa.

Basado en el recubrimiento especificado y la tolerancia del recubrimiento de -3/8 pulgada (10 mm), la cobertura mínima superior es 1-5/8 pulgada (41 mm), de modo que la distancia desde la parte inferior de la forma a la parte superior de la barra no debe exceder de 10-3/8 pulgadas (264 mm), inclusive. Basados en el detalle estructural y la tolerancia para la colocación de las barras de ± 3/8 de pulgada (10 mm), la distancia desde la parte inferior del encofrado al centro de la barra puede estar en el rango de 9-1/8 a 9-7/8 pulgadas (232 a 250 mm), y la distancia desde la parte inferior del encofrado a la parte superior de la barra puede oscilar entre 9-5/8 a 10-3/8 pulgadas (244 a 264 mm), inclusive.

Tabla 1: Tamaño de Barras y diámetros aproximados externos, en pulgadas y (mm)

N° 03 N° 04 N° 05 N° 06 N° 07 N° 08 N° 09 N° 10 N° 11 N° 12 N° 13

7/16(11)

9/16(14)

11/16(18)

7/8(22)

1(25)

1-1/8(28)

1-1/4(29)

1-7/16(46)

1-5/8(40)

1-7/8(48)

2-1/2(63)

Considerando ambas tolerancias, el recubrimiento mínimo superior es de 1-5/8 pulgadas (40 mm), pero el máximo recubrimiento superior respecto a la colocación de las barras es de 2-3/8 pulgadas (60 mm). Sin embargo, tenga en cuenta que el recubrimiento superior final estará controlado más por la colo-cación de la barra, aunque también estará afectado por los trabajos de enco-frado y las operaciones de acabado. Y, como la Sección 1.2.3 del ACI 117-10 es-tablece: «Las tolerancias no son acumulativas. Controla siempre la tolerancia más restrictiva». Así, el contratista podrá justificar la colocación de las barras más allá del recubrimiento permitido, pero siempre dentro del ámbito permi-tido por la tolerancia en la colocación de la barra.

Referencias:

1. ACI Comité 117 “Especificaciones para Tolerancias para las Construcciones de Concreto y materiales (ACI 117-10) y Comentarios. American Concrete Institute.

2. Comité en el Manual de Práctica Estándar , Edición 27, Concrete Reinforcing Steel Institute, 2001, p.6-2.

Las Preguntas de esta sección han sido formuladas por usuarios de los diferentes documentos del ACI y han sido respondidas por el Staff Técnico del ACI o por los miembros de los Comités. Las respuestas no representan una posición oficial del ACI. Solo un Comité publicado representa el consenso formal del Comité y del Instituto ACI. Los invitamos a enviarnos sus preguntas para que puedan ser atendidas y pu-blicadas en esta columna. Escribir al Editor, Concrete International, 38800 Country Club Drive, Farming-ton Hills, MI 48331; contáctenos por teléfono 1.248.848.3701; o por email a: [email protected]. Nota: Texto extraído de la sección “Concrete Q&A” de la Revista “Concrete International” publicada por el American Concrete Institute, February 2014 Vol. 36 N° 02, página 75. Traducción y adaptación para el ACI-Perú : Ing° Luis Flores Tantaleán, con autoriza-ción del American Concrete Institute.


PREGUNTA:

¿Se pueden usar los calibradores de espeso-res de alambre o de cuchilla (como el mos-trado en la foto), para medir anchos de grie-tas en los elementos del concreto, en vez de las tradicionales tarjetas o comparado-res de anchos de fisuras o los dispositivos ópticos especificados en el ACI 224.1R-07? En mi experiencia, los calibradores de cuchilla pueden ser mejores instrumen-tos en condiciones de poca luz y donde hay una gran cantidad de polvo o sucie-dad en la superficie de concreto.

RESPUESTA:

Mientras se evalúa una estructura, una medición precisa del espesor de las fisuras nos ayudará no solo a identificar las posibles causas sino a seleccionar el método de reparación de la misma. Tal como se indica en su pregunta, el ACI 224.1R-071 recomienda dos dispositivos para la medición de los anchos de fisura: un comparador visual de grietas (un pequeño microscopio de mano con una escala métrica que permite determinar el espesor del objetivo más cerca-no a la superficie que se está viendo) y una tarjeta trasparente, marcada con líneas de diferentes anchuras.

El documento no menciona la posibilidad de utilizar indicadores o calibrado-res de espesores. Por ello, consultamos a los miembros del Comité ACI 224, Agrietamiento, sobre este tema y he aquí sus comentarios:

• “Nosotrosnuncalosusamos.Nosepuedemedirfácilmenteelanchodefisuradelasuperficie,sobretodoporquelosanchosdefisuraysuperficiestiendenasermuyirregulares.Losanchosdelasfisurastambiénvaríansegúnlalongitudyprofundidad.Unobjetoplano,comouncalibrador,podríaquedaratascadoenlasirregularidades.Talvezunalambrefuncionaríamejorsoloparasondearlaprofundidad,peropudehacerlapruebayverquesedeformademanerará-pidayyanoestanexactalalectura.Alquedaratascadaenunairregularidad,podríamossubestimarelanchodelafisura.”

• “Miexperienciaconfisuras y/ogrietasesqueéstasno son lo suficientementerectasparaquepuedamedirsesuanchoconuncalibrador.”

• “Nunca losheusado,mepareceun instrumentonoprácticoyque,paraestecaso,nonosdaríaresultadosconfiables”.

• “Loscalibradoresdeespesorestipoalambremepareceríanmejorelecciónquelosdetipopaleta(comoeldelafotosuperior)siconsideramoslatípicagrietaenelconcretofracturado,puesésteúltimoseríamuydifícildeusar”.

TEMA 2: DETERMINACIÓN DE ANCHOS DE FISURAS O GRIETAS


• “Laúnicamediciónprecisaes[atravésde]conelusodeunmicroscopioilumina-dodeaumento.Peroesteinstrumentoesmuyfácildeutilizarenellaboratorioyporunapersonaconexperienciaenlalecturadevariasanchurasadistanciasrazonablesalolargodeunrecorridodelafisura.Paraunprincipianteyparalaobservaciónencampo,latarjetaplásticadebolsillotransparentesueleserlomásapropiadoparacompararelancho realgrieta con las diferentes líneas de anchurasgrabadosen la tarjeta.Encampo,es fácildeusarmoviendolatarjetadeplásticotranspa-rentegraduadoalolargodelalongituddelagrieta,y laestimaciónde losposiblesanchu-ras se van comparando contra lasdiferentesanchurasdelaslíneasgraduadasdelatarjetaypromediandoestaslecturaspodemostenerunbuenvalorprácticodelanchodelagrietaparalatomadedecisiones.Recuerde,estamoshablandodelame-dicióndelosanchosdefisuraenelrangode0,005a0,05pulgadas(0,127a1,27mm)”

• “Loscomparadorestienenunasuperficieplanaenformadeplacaparamedirlasdistanciasmínimasentredossuperficieslisas.Comoustedessaben,seuti-lizandemaneraefectivaen la industriadelacero,encondicionesen lasquese tienedosplanosparalelos (superficienormalmente lisa)uno frentealotro.Esenoesel casocon lasgrietasdeconcreto. Lasgrietasdeconcreto formantípicamenteunasuperficiealeatoriairregularyquenoesfácilmenteaccesibleconestetipode instrumentos.Por lo tanto,escasi imposibleobtener lecturasprecisasconellos”

• “Uncomparadordeespesoressóloseríabuenousarloenlamedicióndegrietasquepresentanirregularidadesenlapartesuperior,puestoqueseestámidiendoelanchodelagrietaenlasuperficiedelagrietaynotenemosqueinsertarelcalibradoraunagranprofundidad.Ysitenemosunagrietaenformade“V”,unavezqueustedtengaqueintroducirelcalibradorenlagrieta,vamosaobtenerunaanchuradehuecomásestrecho”

• “Yaquelasfisurasdelconcretosontípicamenteirregularesyexhibenunosbor-desdentados,enmiexperienciapuedorecomendarprimerohacerunaevalua-ciónvisualdelagrieta.Uncomparadordecuchillasnoledaráalusuarioinfor-maciónsuficientesobrelaanchurarealdelagrieta,sinosóloelanchodemarcasuperficial.Unatarjetatransparenteengeneral,tieneunaprecisiónlosuficienteparadeterminarlosanchosdefisuraparalasreparacionesdesdeellímitereco-mendadoparaunainyecciónepóxicasiesde0,01pulgadas(0,25mm).Enmiex-periencia,losmicroscopiosópticospuedenserdifícilesdeusar,inclusocuandolasevaluacionessellevanacaboenlaluzsolardirectayaquelosmodelosqueheusadosólopermitenquelaluzentreaunladodelamiratelescópica.Siustedrequiereesteniveldeprecisión,lerecomiendousarelmicroscopioóptico,juntoconsupropiafuentedeluzparaasegurarunailuminacióndirecta.»;y

• “SiUd. insisteenusarpiezasplanasdemetalparamedir losanchosdefisu-ras,loscomparadoresdeestiloantiguo,tipolosutilizadosparamanualmenteajustarloscarburadoresdelosmotoresdecombustióninterna,puedentrabajarbien.Tomesiemprevariaslecturasencadaubicación-teniendode5a10lectu-rasypromediándolas,podríaobtenerunvalorreferencialyadecuado.”


Como se puede concluir a partir de los comentarios presentados, la mayoría de los encuestados de Comité ACI 224 se muestran escépticos de obtener lec-turas de anchos de fisura precisos usando los comparadores de cuchilla, sin embargo, la decisión final sobre el uso de ellos es suya.Las Preguntas de esta sección han sido formuladas por usuarios de los diferentes documentos del ACI y han sido respondidas por el Staff Técnico del ACI o por los miembros de los Comités. Las respuestas no representan una posición oficial del ACI. Solo un Comité publicado representa el consenso formal del Comité y del Instituto ACI. Los invitamos a enviarnos sus preguntas para que puedan ser atendidas y pu-blicadas en esta columna. Escribir al Editor, Concrete International, 38800 Country Club Drive, Farming-ton Hills, MI 48331; contáctenos por teléfono 1.248.848.3701; o por email a: [email protected].

Nota: Texto extraído de la sección “Concrete Q&A” de la Revista “Concrete International” publicada por el American Concrete Institute, March 2014 Vol. 36 N° 03, página 80. Traducción y adaptación para el ACI-Perú : Ing° Luis Flores Tantaleán, con autoriza-ción del American Concrete Institute.

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