comportamiento de estructuras de hormigón armado

250
UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE ARQUITECTURA DEPARTAMENTO DE ESTRUCTURAS DE EDIFICACIÓN COMPORTAMIENTO DE ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO CON UNA DEFICIENTE TRANSFERENCIA DE TENSIONES HORMIGÓN-ACERO. ANÁLISIS EXPERIMENTAL Y PROPUESTA DE UN MODELO DE EVALUACIÓN ESTRUCTURAL TESIS DOCTORAL PRESENTADA POR: MARTA MOLINA HUELVA ARQUITECTA MADRID, 2005 DIRIGIDA POR: D. JOSÉ PEDRO GUTIÉRREZ JIMÉNEZ Dr. INGENIERO DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS Dª. MARÍA DOLORES GARCÍA ALONSO Dra. ARQUITECTA MADRID, 2005

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Page 1: comportamiento de estructuras de hormigón armado

UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE ARQUITECTURA

DEPARTAMENTO DE ESTRUCTURAS DE EDIFICACIÓN

COMPORTAMIENTO DE ESTRUCTURAS DE

HORMIGÓN ARMADO CON UNA DEFICIENTE

TRANSFERENCIA DE TENSIONES HORMIGÓN-ACERO.

ANÁLISIS EXPERIMENTAL Y PROPUESTA DE UN

MODELO DE EVALUACIÓN ESTRUCTURAL

TESIS DOCTORAL

PRESENTADA POR: MARTA MOLINA HUELVA ARQUITECTA MADRID, 2005

DIRIGIDA POR: D. JOSÉ PEDRO GUTIÉRREZ JIMÉNEZ Dr. INGENIERO DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS

Dª. MARÍA DOLORES GARCÍA ALONSO Dra. ARQUITECTA

MADRID, 2005

Page 2: comportamiento de estructuras de hormigón armado

TESIS DOCTORAL

COMPORTAMIENTO DE ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO CON UNA DEFICIENTE TRANSFERENCIA DE TENSIONES HORMIGÓN-ACERO. ANÁLISIS EXPERIMENTAL Y PROPUESTA DE UN MODELO DE EVALUACIÓN ESTRUCTURAL

Presentada por: MARTA MOLINA HUELVA

Directores de la Tesis: D. JOSÉ PEDRO GUTIÉRREZ JIMÉNEZ, Dr. Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos

Dª. MARÍA DOLORES GARCÍA ALONSO, Dra. Arquitecta

EL TRIBUNAL CALIFICADOR Presidente: Vocal 1: Vocal 2: Vocal 3: Vocal Secretario: Acuerda otorgar la calificación de:

Page 3: comportamiento de estructuras de hormigón armado

A mi familia

Page 4: comportamiento de estructuras de hormigón armado

I

AGRADECIMIENTOS

A mis directores de tesis José Pedro Gutiérrez y a Mª Dolores García por haberme

proporcionado la formación necesaria para la realización de este trabajo, por su esfuerzo,

apoyo y entera dedicación.

Al Ministerio de Educación y Ciencia y al Consejo Superior de Investigaciones Científicas

por la concesión de becas y ayudas para el desarrollo de esta tesis doctoral.

A los profesores Ralejs Tepfers, Giovanni Plizzari y John Cairns por la gran oportunidad de

recibir su ayuda y sus fructíferas conversaciones en la parte inicial de este trabajo. También

a Renata Carpi y a Laura de Lorenzis.

Al Instituto Eduardo Torroja donde se ha desarrollado esta tesis, al personal de la nave de

ensayos, biblioteca, asistencia técnica, fotocopias, informática, caja, compras, etc. por la

ayuda prestada en todo momento y sobre todo porque durante mi estancia en Madrid me

sintiese como en casa, en especial a Isabel Escobar, Tere Medarde, Pilar Sánchez, Mª

Carmen Sánchez y Adela Zamora. También a Ángel Arteaga, Víctor López, Inés Díaz y Ana

de Diego.

Al profesor Jaime Navarro de la ETSA de Sevilla por sus consejos y orientación.

A mis amigos, por sus constantes ánimos.

Finalmente, quisiera manifestar mi más profundo agradecimiento a mi familia, a mis padres

y hermanos, a Pablo y a Patricia por su cariño, compresión y paciencia durante todos estos

años.

Page 5: comportamiento de estructuras de hormigón armado

III

RESUMEN

La adherencia es el principio básico del funcionamiento del hormigón armado como material estructural por la cual se transmiten los esfuerzos de tracción del hormigón al acero. Una de las hipótesis básicas en el cálculo de estructuras de hormigón es suponer la misma deformación para ambos materiales admitiendo que la adherencia es perfecta. Sin embargo, algunos síntomas patológicos que se producen durante las diferentes fases del proceso constructivo, del período de utilización o de mantenimiento, pueden debilitar el mecanismo de transferencia de tensiones entre las armaduras y el hormigón y disminuir la capacidad portante y las condiciones de seguridad de las estructuras actualmente en servicio. La investigación desarrollada en esta tesis doctoral está motivada por la necesidad de incorporar en el campo del análisis y de la evaluación de estructuras de hormigón armado existentes aspectos relacionados con la degradación de la adherencia acero – hormigón. Los trabajos se han abordado principalmente de forma experimental y comprenden:

o Determinar la influencia de la relación c/φ (recubrimiento/diámetro de la barra) en la capacidad de adherencia de elementos estructurales mediante un programa de ensayos.

o Propuesta de una relación tensión de adherencia – deslizamiento en barras de

diámetros representativos. o Análisis experimental del efecto del deterioro de la transferencia de tensiones

hormigón – acero en el comportamiento resistente de piezas solicitadas a flexión, cuando dicho deterioro está cuantificado y caracterizado con independencia de cual haya sido su origen.

o A partir de los resultados del programa experimental se ha establecido un

modelo aproximado de análisis para la evaluación del comportamiento de elementos de hormigón armado con degradación en la interacción acero – hormigón teniendo en cuenta los tramos de pieza con armadura no adherida, e incorporando diversos estados de deterioro de la adherencia debido a recubrimientos deficientes, existencia de coqueras y defectos de geometría, fallos en los materiales, etc.

Este estudio ha formado parte de los trabajos de una beca FPI adscrita al Proyecto de Investigación PB98–0515 “Análisis de estructuras de hormigón armado con una deficiente transferencia de tensiones hormigón – acero” financiado por el Ministerio de Educación y Cultura (2000 – 2002) y desarrollado en el Instituto de Ciencias de la Construcción Eduardo Torroja (CSIC).

Page 6: comportamiento de estructuras de hormigón armado

IV

ABSTRACT

The behaviour of reinforced concrete as a structural material is based on bond between the

two materials by the stress transfer from the concrete to the steel. It is a general rule to

calculate structures supposing the same deformation for both materials in the contact area

and a perfect bond between steel and concrete. Nevertheless, the stress transfer

mechanisms between the reinforcement and the concrete can weaken during different

stages in the building process, lifetime or maintenance and decrease the structural

behaviour and the structural safe conditions.

The research develop in this thesis is motivated by the need to incorporate in the reinforced

concrete analysis and structural assessment field aspects related to the steel – concrete

bond degradation. These works have been approached mainly experimentally. Apart from

the state of art on bond phenomenon, the main aims have been:

o To determine the influence of the c/φ relationship (concrete cover/ bar diameter)

on the bond capacity in structural elements by means of experimental

programme.

o To propose a bond – slip relationship for reinforcement bars of representative

diameters.

o Experimental analysis of bond degradation effect on the structural behaviour on

elements submitted to flexure, when the damage is quantified and characterized

regardless off its causes.

o From the results of the experimental program, an analytical model has been

established to assess reinforced concrete elements with steel – concrete bond

degradation taking into account the element sections with no bonded bars and

incorporating different degradation stages because of concrete cover loss,

geometry defects, materials faults, etc.

This study was part of a FPI scholarship in the Research Project PB98–0515 “Assessment of

reinforced concrete structures with a deficiency concrete−steel stress transfer” financed by

the Ministry of Education and Culture (2000 – 2002) and developed in the Institute Eduardo

Torroja of Construction Science (CSIC).

Page 7: comportamiento de estructuras de hormigón armado

V

ÍNDICE

RESUMEN

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN 1

CAPÍTULO II. OBJETIVOS 6

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO 10 III.1 Adherencia en el hormigón armado.

Consideraciones iniciales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

III.1.1. Antecedentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 III.1.2. Mecanismos de adherencia entre el hormigón y el

acero . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

III.1.3. Influencia de la adherencia en el comportamiento estructural . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

18

III.2 Factores que intervienen en la adherencia hormigón – acero . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

20

III.2.1. Propiedades del hormigón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21 III.2.2. Propiedades del acero . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 III.2.3. Recubrimiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24 III.2.4. Posición de las barras respecto a la dirección de

hormigonado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

III.2.5. Confinamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27 III.2.6. Historia de carga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28 III.2.7. Otros factores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

28

III.3 Causas frecuentes de patología por una deficiente transferencia de tensiones hormigón – acero . . . . . .

30

III.4 Métodos de caracterización de la adherencia hormigón – acero . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

35

III.4.1. Ensayos de adherencia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 III.4.2. Modelos existentes para la caracterización de la

adherencia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

III.4.3. Códigos y Normativas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

Page 8: comportamiento de estructuras de hormigón armado

VI

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

53

IV.1 Resumen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53 IV.2 Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54 IV.3 Programa de ensayos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

IV.3.1. Geometría y disposición del ensayo . . . . . . . . . . . 56 IV.3.2. Series de ensayo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68 IV.3.3. Instrumentación y procedimiento de ensayo . . . . . 64 IV.3.4. Propiedades de los materiales utilizados . . . . . . . .

66

IV.4 Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66 IV.5 Análisis de los resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

IV.5.1. Estimación de la capacidad de adherencia de barras con recubrimiento variable . . . . . . . . . . . . .

90

IV.5.2. Modos de fallo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

93

IV.6 Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM – TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

102

V.1 Resumen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102 V.2 Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103 V.3 Programa de ensayos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103

V.3.1. Materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104 V.3.2. Diseño de vigas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104 V.3.3. Dispositivo de ensayo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

104

V.4 Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105 V.5 Análisis de resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110

V.5.1. Modelo propuesto tensión de adherencia local – deslizamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

111

V.6 Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . . . . . . . . . 119

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

121

VI.1 Resumen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 VI.2 Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122 VI.3 Vigas de esbeltez media con hormigón de

resistencia media (Serie I) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123

VI.3.1. Programa experimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

123

VI.3.1.1. Materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123 VI.3.1.2. Diseño de vigas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

Page 9: comportamiento de estructuras de hormigón armado

VII

VI.3.1.3. Procedimiento de ensayo ….. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

126

VI.3.2. Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

128

VI.3.3. Análisis de Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

129

VI.3.3.1. Estudio del comportamiento a flexión cuando el recubrimiento de las armaduras traccionadas es escaso .

129

VI.3.3.2. Influencia de la pérdida parcial de adherencia . . . . . . . . . 132 VI.3.3.3. Modos de fallo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

136

VI.3.4. Conclusiones Serie I . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139 VI.4 Vigas de esbeltez media con hormigón de alta

resistencia (Serie II) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

141

VI.4.1. Programa Experimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142 VI.4.1.1. Materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142 VI.4.1.2. Diseño de vigas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143 VI.4.1.3. Procedimiento de ensayo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

144

VI.4.2. Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

146

VI.4.3. Análisis de Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 147 VI.4.3.1. Influencia de la pérdida parcial de adherencia . . . . . . . . . 147 VI.4.3.2. Modos de fallo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

149

VI.4.4. Conclusiones Serie II . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152 VI.5 Vigas de pequeña esbeltez (Serie III) . . . . . . . . . . . . .

152

VI.5.1. Programa Experimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 VI.5.1.1. Materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 VI.5.1.2. Diseño de vigas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 VI.5.1.3. Procedimiento de ensayo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

155

VI.5.2. Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . . . . . . .

159

VI.5.3. Análisis de Resultados .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159 VI.5.3.1. Estudio del comportamiento a flexión cuando el

recubrimiento de las armaduras traccionadas es escaso 159

VI.5.3.2. Influencia de la pérdida parcial de adherencia . . . . . . . . . 162 VI.5.3.3. Modos de Fallo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

166

VI.5.4. Conclusiones Serie III . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO PARA LA EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO CON DEFICIENTE TRANSFERENCIA DE TENSIONES HORMIGÓN - ACERO 172

VII.1 Resumen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172 VII.2 Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173 VII.3 Modelo de comportamiento propuesto . . . . . . . . . . . 175 VII.4 Modelo estructural y descripción de elementos . . . . 179

Page 10: comportamiento de estructuras de hormigón armado

VIII

VII.4.1. Introducción de datos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182 VII.4.2. Proceso de cálculo matricial . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182 VII.4.3. Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183 VII.4.4. Materiales. Leyes constitutivas utilizadas . . . . . . .

185

VII.5 Ejemplos de cálculo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187 VII.5.1. Ajuste del modelo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187

VII.5.1.1. Vigas A2 y DA3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 188 VII.5.1.2. Vigas B2 y DB3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 189 VII.5.1.3. Análisis de resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

191

VII.5.2. Ejemplos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193 VII.5.2.1. Ejemplo 1 A . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 195 VII.5.2.2. Análisis de resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 196 VII.5.2.3. Ejemplo 1 B . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 197 VII.5.2.4. Análisis de resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

198

VII.6 Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES 202

VIII.1 Resumen de la tesis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 202 VIII.2 Aportaciones de la tesis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 207 VIII.3 Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209 VIII.4 Sugerencias para futuras investigaciones . . . . . . . . . 213

BIBLIOGRAFÍA 215

ANEJOS

225 Anejo 01. Notación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 225

Anejo 02. Instrumentación y equipamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 228

Page 11: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN

Page 12: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN

1

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN

La adherencia es el principio básico del funcionamiento del hormigón armado como

material estructural mediante la cual se transmiten los esfuerzos de tracción entre

sus materiales constitutivos. Una de las hipótesis básicas a considerar en el cálculo

de estructuras de hormigón es suponer que se produce la misma deformación para

el hormigón y el acero, admitiendo por lo tanto que la adherencia entre ambos

materiales es perfecta. Sin embargo, algunas circunstancias que se producen

durante las diferentes fases del proceso constructivo, del período de utilización o de

mantenimiento, pueden llegar a deteriorar los mecanismos de transferencia de

tensiones entre las armaduras y el hormigón y disminuir la capacidad portante y las

condiciones de seguridad de las estructuras en servicio.

Page 13: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN

2

La investigación que se desarrolla en esta Tesis introduce aspectos novedosos a

tener en cuenta en el comportamiento resistente del hormigón armado y

concretamente en la evaluación estructural, de gran importancia en nuestros días,

tanto por el auge de la rehabilitación y recuperación de estructuras existentes como

por la necesidad de realizar las inspecciones de edificios, su mantenimiento, el

control del comportamiento y la evaluación de las estructuras ya construidas en

términos de seguridad.

Un aspecto importante a tener en cuenta en la evaluación de una estructura

existente de hormigón armado es la caracterización de los mecanismos de

transferencia de tensiones entre el acero y el hormigón. La complejidad del

fenómeno de la adherencia entre el hormigón y el acero se debe a que son muchos

los factores y parámetros que intervienen, tanto de carácter físico como químico.

Además de los relacionados con las características de la barra hay que tener en

cuenta otros aspectos tales como las propiedades del hormigón, el recubrimiento, la

posición de las barras respecto a la dirección de hormigonado, el confinamiento, la

historia de carga, etc., (CEB−FIP 1996).

Para caracterizar el fenómeno de la adherencia se emplean curvas tensión de

adherencia local – deslizamiento que se obtienen de ensayos normalizados pull –

out o beam test, en las que se pueden apreciar los diferentes mecanismos

resistentes que intervienen en el fenómeno de la adherencia: adhesión química,

rozamiento e interacción mecánica; dependiendo la importancia de cada uno de

ellos de las características superficiales de la armadura. Por ejemplo, para barras

lisas la adherencia depende fundamentalmente de la adhesión química y, tras el

deslizamiento, del rozamiento, mientras que para barras corrugadas depende de la

interacción mecánica existente entre las corrugas y el hormigón que las rodea

(Tepfers 1973).

Los fallos que se desencadenan por una falta de adherencia dependen

principalmente del tipo de barra y de las condiciones de confinamiento. Pueden ser

por pull − out, que consiste en el deslizamiento de la armadura respecto al

hormigón, o por splitting, en el que se fisura longitudinalmente el recubrimiento

según la dirección de la armadura. Debido a que la dirección de estas fisuras

Page 14: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN

3

coincide con la del refuerzo, exponen la armadura en toda su longitud y pueden

resultar peligrosas (Giuriani 1991). Factores como la separación lateral entre

barras, la presión transversal, la cuantía de armadura transversal, etc., condicionan

el tipo de fallo de adherencia, en estructuras de hormigón armado con barras

corrugadas el fallo de adherencia más común es el asociado a la fisuración

longitudinal del recubrimiento (fib 2000). El splitting ha sido analizado por

numerosos investigadores en los últimos años, sobre todo en anclajes y solapes

(Tepfers 1973, Gambarova 1997) donde es de especial importancia, ya que un fallo

de este tipo podría desencadenar una rotura imprevista.

Entre las principales causas que pueden originar, bien la degradación de la

adherencia hormigón – acero o bien la aparición de fisuras paralelas a la armadura

desencadenantes de un fallo de adherencia se pueden mencionar los errores de

proyecto, los fallos de ejecución que generan una mala compacidad del hormigón,

longitudes de anclaje y solape insuficientes, recubrimientos escasos, etc., el

deterioro de los materiales constitutivos, hormigón y acero, la agresividad

medioambiental, y un nulo o insuficiente control y mantenimiento, que podría evitar

en muchos de los casos el deterioro de las estructuras.

No existen antecedentes directos de trabajos experimentales sobre piezas con

pérdida de adherencia parcial y localizada en la armadura de tracción. Sin embargo

sí hay trabajos para estudiar el comportamiento de aquellos elementos de hormigón

armado a flexión en los que la armadura principal queda expuesta cuando se

acomete una reparación mediante el método tradicional de “parcheo”, método en el

cual, durante el tiempo que transcurre entre que se retira el hormigón dañado y se

aplica el mortero de reparación, las armaduras quedan al descubierto.

Teóricamente debido a la pérdida de interacción hormigón – acero que se produce

en estos casos debe disminuir en gran medida la capacidad resistente del

elemento, pero los ensayos desarrollados por Cairns y Zhao (1993), Cairns (1995) y

Eyre (1992) demuestran que en vigas simplemente apoyadas si la armadura de

tracción permanece anclada en sus extremos, la capacidad resistente no

disminuye, ya que puede modificarse el comportamiento de la viga y de trabajar a

flexión se convierte en un arco atirantado en la zona del vano donde el refuerzo

está expuesto.

Page 15: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN

4

En cuanto a los modelos para la evaluación de estructuras existentes actualmente

son escasos, principalmente por lo complejo de suponer el comportamiento de

estructuras con determinadas patologías de las que generalmente se desconocen

una gran cantidad de parámetros tales como: la resistencia real del hormigón

colocado, la cuantía y localización de las armaduras, el estado real de cargas, el

comportamiento resistente de secciones y piezas reales, etc. El modelo propuesto

en esta tesis doctoral considera algunos de estos factores con el objeto de

caracterizar la respuesta de una estructura afectada por una pérdida de adherencia.

I.1. CONTENIDO DEL DOCUMENTO

A continuación se describe brevemente la estructura del presente documento y los

temas tratados en cada uno de los capítulos.

En el Capítulo II se establecen los objetivos generales de la Tesis, concretando los

trabajos que se desarrollan.

El Capítulo III corresponde al estado del conocimiento y a la revisión bibliográfica de

los antecedentes relacionados con la adherencia y su influencia en el

comportamiento estructural a partir de trabajos tanto experimentales como teóricos

elaborados por investigadores nacionales y extranjeros. Se describen los

mecanismos en los que se basa el fenómeno de la adherencia, los factores que

intervienen, los principales síntomas patológicos que pueden originar un deterioro

de la adherencia y los métodos de evaluación, referentes a ensayos y a normativa.

En el Capítulo IV se analiza la influencia de la relación c/φ (recubrimiento/diámetro

de la barra) en la relación tensión de adherencia local – deslizamiento mediante

ensayos de adherencia tipo pull – out sobre probetas prismáticas según el ensayo

normalizado por la RILEM/CEB/FIP, con modificaciones para su aplicación a

recubrimientos variables. Con los resultados obtenidos se presenta un diagrama

teórico para determinar la tensión máxima de adherencia en función de la relación

recubrimiento / diámetro.

Page 16: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN

5

En el Capítulo V se presenta la investigación llevada a cabo para obtener una

relación tensión de adherencia – deslizamiento en barras corrugadas mediante

ensayos normalizados beam test. Se ha propuesto un modelo de adherencia

considerando los siguientes parámetros: tensión de adherencia τ, tensión de

adherencia residual τf, valores representativos de deslizamiento s1, s2, s3,

resistencia a compresión del hormigón fc y diámetro del refuerzo φ.

El Capítulo VI describe los ensayos desarrollados para determinar la influencia de

determinados parámetros, como el porcentaje de armadura que no presenta

adherencia, la resistencia del hormigón, el recubrimiento y la existencia o no de

armadura transversal en el comportamiento de piezas solicitadas a flexión. Con ello

se analiza la influencia de una falta de transferencia de tensiones hormigón – acero

en el comportamiento estructural de estos elementos. En estos ensayos se

contemplan tres niveles de deterioro: nivel bajo, medio y alto, aproximadamente con

un 30%, 50% y 70% de pérdida de adherencia respectivamente.

A partir de los resultados obtenidos en el programa experimental, en el Capítulo VII

se propone un modelo analítico para la evaluación de estructuras existentes de

hormigón armado. Este modelo incorpora los fenómenos de degradación de la

adherencia hormigón – acero que afectan tanto a la geometría de la estructura

como a los materiales.

Por último, en el Capítulo VIII se presentan las conclusiones finales obtenidas en la

presente Tesis así como la propuesta para futuras líneas de investigación.

Page 17: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO II. OBJETIVOS

Page 18: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO II. OBJETIVOS

6

CAPÍTULO II. OBJETIVOS

La investigación desarrollada en la presente Tesis introduce aspectos novedosos

que se deben tener en cuenta en el comportamiento resistente del hormigón

armado y concretamente en la evaluación estructural, actualmente de gran

importancia tanto por el creciente auge de la rehabilitación y recuperación de

estructuras existentes como por la necesidad de realizar inspecciones de edificios,

su evaluación y mantenimiento.

El objetivo fundamental es proporcionar información y criterios con base teórico –

experimental que permitan llevar a cabo la evaluación de una estructura de

hormigón armado afectada por una pérdida de adherencia. Las principales líneas

Page 19: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO II. OBJETIVOS

7

de investigación son: determinar mediante el análisis experimental la influencia de

diversos parámetros en la tensión de adherencia, estudiar empíricamente la

influencia del deterioro de la adherencia en el comportamiento de elementos

flectados, y proponer un modelo de evaluación de estructuras en servicio afectadas

por una pérdida de adherencia hormigón – acero.

Los temas tratados tienen una relevancia científica importante dentro del campo de

las estructuras de hormigón armado, como lo demuestra la celebración de

reuniones científicas y congresos periódicos específicos sobre adherencia (Bond in

Concrete) organizados por las entidades y organismos más prestigiosos

internacionales como son la fib y el ACI, entre otros, y la existencia de grupos de

trabajo estables internacionales de carácter científico, técnico y normativo.

Los objetivos principales de la presente Tesis se pueden concretar en los siguientes

puntos:

Determinar la influencia del recubrimiento y de la relación c/ø en la tensión de adherencia

Con este objetivo se pretende estimar la tensión de adherencia con la que se puede

contar en piezas de hormigón armado con un recubrimiento nulo o insuficiente, o

una baja relación c/φ.

Se determina la influencia de la relación c/φ (recubrimiento/diámetro de la barra) en

la capacidad de adherencia mediante ensayos tipo pull – out en probetas

prismáticas. Para cada diámetro se han contemplado recubrimientos teóricos desde

una posición centrada de la barra hasta una posición tangente a una de las caras

de la probeta, y se ha diseñado un dispositivo para la realización de los ensayos.

En particular, la investigación se ha concretado en los siguientes aspectos:

Análisis de la influencia del recubrimiento y de la relación c/φ en la

tensión de adherencia.

Page 20: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO II. OBJETIVOS

8

Estudio de los principales fallos derivados por una disminución o

degradación de la adherencia hormigón − acero.

Propuesta de una ecuación teórica para obtener, a partir de c/φ, la

tensión de adherencia residual para su aplicación en el modelo

propuesto (Capítulo VII).

Propuesta de una relación tensión de adherencia – deslizamiento

El objetivo es establecer una relación tensión de adherencia – deslizamiento en

barras de diámetros representativos. Esta curva se determina mediante ensayos

normalizados tipo beam test para diámetros de barras de las series media y gruesa.

Se ha adoptado como base el tipo de curva propuesto por el Código Modelo CEB –

FIP 90 (1996), definida por cuatro tramos.

Determinar la influencia de la posible disminución de la adherencia por recubrimientos escasos o nulos en la capacidad a flexión

Con este fin se han realizado ensayos a flexión en elementos con adherencia

parcial de la armadura de tracción. Se han llevado a cabo dos series según la

esbeltez del elemento, denominadas series I y II. Las variables han sido el

recubrimiento (0, 10 mm y 20 mm) y el grado de confinamiento, alto y bajo,

proporcionado por estribos.

Determinar la influencia de la pérdida parcial de adherencia en la capacidad a flexión

Para investigar el efecto del deterioro de la adherencia en el comportamiento de

vigas solicitadas a flexión, cuando dicho deterioro está cuantificado y caracterizado,

se han realizado ensayos en vigas simplemente apoyadas sometidas a cargas

Page 21: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO II. OBJETIVOS

9

crecientes hasta la rotura. El rango de niveles de deterioro en función del porcentaje

de la armadura traccionada está comprendido entre un nivel bajo

(aproximadamente 30% de falta de adherencia) y un nivel alto (aproximadamente

70% de falta de adherencia). En cada ensayo se registra la curva carga –

desplazamiento, el mapa de formación de fisuras, la carga de rotura y la forma de

producirse. Se han llevado a cabo tres series de ensayos en vigas de resistencia

normal y de resistencia elevada.

Los resultados obtenidos para alcanzar este objetivo son de aplicación en el modelo

propuesto.

Propuesta de un modelo teórico de evaluación de estructuras

Se ha desarrollado un modelo aproximado de análisis para la evaluación de

estructuras existentes de hormigón armado que incluye el deterioro de los

mecanismos de interacción resistente de las piezas. A partir de los resultados del

programa experimental se ha establecido el comportamiento de elementos de

hormigón armado con porcentajes de degradación en la interacción acero –

hormigón, teniendo en cuenta los tramos de pieza con armaduras no adheridas e

incorporando otros daños que afectan la adherencia entre ambos materiales tales

como recubrimientos deficientes, existencia de coqueras y defectos de geometría o

fallos de los materiales.

Page 22: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

Page 23: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

10

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

III.1. ADHERENCIA EN EL HORMIGÓN ARMADO. CONSIDERACIONES INICIALES

El hormigón ha sido durante mucho tiempo el material estructural más empleado en

edificación y obra pública en España desde la segunda mitad del siglo XX. En los

últimos años se han producido grandes avances en los principios básicos de diseño

y en los materiales empleados, hormigón y acero, sin embargo, las bases

fundamentales sobre las que se formula la transferencia de tensiones entre estos

materiales han sufrido pocas variaciones.

Page 24: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

11

En el hormigón armado se presupone la acción conjunta del acero y del hormigón y

gracias al fenómeno de la adherencia se desarrolla la colaboración entre estos dos

materiales. Si no existiese, la armadura deslizaría sin encontrar resistencia ante

cualquier esfuerzo de tracción. Además representa un papel fundamental en el

anclaje y solape de barras.

La adherencia afecta a varios aspectos del comportamiento estructural, no sólo

para estados límites últimos, sino también en situaciones de servicio, en aspectos

relacionados por ejemplo con la fisuración y la deformación.

El principal síntoma de una deficiente transferencia de tensiones hormigón − acero

en una estructura es la aparición de fisuras paralelas a la dirección de la armadura.

Al fallo asociado a este fenómeno se le conoce con el nombre de splitting. Es un

tipo de rotura frágil muy peligroso, en el que se fisura el recubrimiento y la armadura

puede deslizar si no tiene otro tipo de anclaje dentro de la pieza de hormigón.

Además el control de la fisuración es de gran importancia para garantizar la

protección de las armaduras frente a agentes agresivos, ambientes marinos,

humedad, etc. que pueden acelerar el proceso de deterioro.

Sin embargo, a pesar de la importancia que sobre el comportamiento de estructuras

de hormigón armado tiene la reducción o pérdida parcial de la adherencia entre el

hormigón y el acero, no se han encontrado muchos trabajos experimentales que

evalúen estructuras cuando dicho deterioro está cuantificado y localizado,

independientemente de cual haya sido su origen.

En la presente Tesis se ha profundizado en aspectos relacionados con los efectos

estructurales de la adherencia, los mecanismos en los que se basa, los factores

que intervienen en ella, las principales patologías y los métodos de caracterización,

a través de estudios previos existentes y de trabajos de investigación

experimentales y teóricos enfocados a una evaluación estructural de elementos con

una deficiente adherencia.

Page 25: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

12

III.1.1. Antecedentes

La adherencia ha sido considerada de interés desde hace más de un siglo debido al

papel tan importante que desempeña en estructuras de hormigón armado. En un

principio se suponía que la adherencia entre el acero y el hormigón era una

interacción perfecta sin que existiese deslizamiento relativo entre estos dos

materiales. Es el investigador Morsch (1908) quien distingue dos tipos de fallos de

adherencia, pull − out y splitting. Abramsin (1913) señala que la tensión de

adherencia es función del desplazamiento relativo de la barra respecto al hormigón

que la rodea.

Han sido numerosas las contribuciones de investigadores para describir el

mecanismo de adherencia en el hormigón armado. Entre todas destaca la de

Tepfers (1973) quien afirma que la transferencia de tensiones desde la barra

embebida al hormigón se produce mediante unas fuerzas inclinadas de compresión

según un ángulo α. Equilibrando a la componente radial de esta fuerza aparece un

anillo de tracciones que provoca fisuras internas (Figura 1). Según las condiciones

de confinamiento de la barra, el fallo se puede producir por splitting, fisuración del

recubrimiento, o por pull − out, deslizamiento de la barra. Según Cairns (1995) (a) el

fallo por splitting se origina cuando el recubrimiento es menor que tres veces el

diámetro de la barra, ya que al aumentar la carga las fisuras se propagan

radialmente y un mayor recubrimiento retrasa la aparición de fisuras en la

superficie.

Figura 1. Formación de anillo de tracción en el hormigón equilibrando las fuerzas

de adherencia, (Tepfers 1973).

Page 26: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

13

Lutz y Gergely (1967), Lutz (1970), Goto (1971), Tepfers (1973), Orangun et al.

(1977), Eligehausen et al. (1983) estudiaron los mecanismos en los que se basa la

adherencia. En general, una barra lisa embebida en un elemento de hormigón

permanece adherida debido fundamentalmente a la adhesión química entre los dos

materiales y al rozamiento. Si la longitud de anclaje no es suficiente, se produce un

deslizamiento de la barra.

Sin embargo, si la longitud es suficiente, se consigue transferir las tensiones de

tracción desde la barra embebida al hormigón. A medida que la carga aumenta, la

adhesión química se deteriora y permanecen las tensiones de rozamiento entre el

hormigón y el refuerzo.

a)

b)

Figura 2. a) fisuras primarias y secundarias transversales alrededor de una barra

de acero de 32 mm de diámetro en la superficie de una fisura de splitting

y, b) fisuración del hormigón alrededor de la barra tras la formación de

fisuras internas, (Goto 1971).

Lutz y Gergeley (1967) y Goto (1971) describen los mecanismos básicos de

adherencia y la formación de los diferentes tipos de fisuras debidas a fallos de la

Page 27: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

14

adherencia, clasificándolas en: primarias, secundarias y longitudinales. La Figura 2

a) presenta la sección longitudinal de una probeta de hormigón cilíndrica de un

ensayo pull − out seccionada longitudinalmente por el plano de una fisura de

splitting. En la Figura 2 b) aparece la fisuración del hormigón: la fisura primaria (de

longitud ro), que alcanzan la superficie y, las secundarias (fisuras transversales

internas de longitud ri).

III.1.2. Mecanismos de adherencia entre el hormigón y el acero

Del mismo modo que para caracterizar el comportamiento mecánico de los

materiales como el acero y el hormigón, se emplean diagramas que relacionan la

tensión con la deformación, para estudiar la adherencia se utilizan diagramas que

relacionan la tensión de adherencia local con el deslizamiento relativo de la barra.

Este tipo de diagramas de adherencia se obtienen a partir de ensayos

experimentales (pull − out o beam test) y dependen de una gran variedad de

parámetros.

Existen varios mecanismos resistentes en los que se basa la adherencia: a)

adhesión química, b) rozamiento y, c) interacción mecánica. En barras lisas la

adherencia se debe principalmente a la adhesión química y al rozamiento y, en el

caso de barras corrugadas éstos son despreciables y la adherencia se logra sobre

todo mediante la interacción mecánica entre el hormigón y las corrugas.

A continuación se describen los diferentes mecanismos de adherencia y los tipos de

fallo según el diagrama tipo tensión de adherencia local – deslizamiento, obtenido

según la sección de referencia, al aplicar una fuerza “N” de tracción a una barra y

medir el deslizamiento relativo respecto a la superficie de hormigón que la rodea,

(sección de referencia Figura 3).

Page 28: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

15

Figura 3. Relación tensión de adherencia local – deslizamiento esquemática: curva

a) situación bien confinada, curva b) sin confinamiento y fallo por splitting

y, curva c) situación confinada, splitting al que sigue un fallo por pull −

out. En la figura de la derecha la sección de referencia que se toma para

medir el deslizamiento, (Magnusson 2000).

III.1.2.1. Adhesión Química

En esta primera fase la tensión de adherencia se debe a la interconexión físico –

química de partículas de la pasta de cemento con la rugosidad de la superficie de

contacto de la armadura (tramo A del diagrama de adherencia). La gráfica es lineal

y los pequeños deslizamientos que se registran son debidos a la deformación del

hormigón. Corresponde a tensiones de adherencia bajas, según el fib Bond Models

(2000), entre 0,2fct y 0,8fct, siendo fct la resistencia del hormigón a tracción.

Page 29: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

16

III.1.2.2. Rozamiento

Al ir aumentando la carga aplicada en la barra “N”, lo hace la tensión de adherencia,

la adhesión química entre los dos materiales se anula y, comienza un mecanismo

de adherencia por rozamiento que depende principalmente de las características e

irregularidades de la barra.

En el caso de barras corrugadas las corrugas inducen tensiones en el hormigón

situado en la parte superior de éstas apareciendo fisuras transversales internas en

el mismo, (fisuras secundarias según Goto 1971, Figura 2) y permiten cierto

deslizamiento de la barra. Estas primeras fisuras transversales internas justifican el

cambio de pendiente del diagrama en esta fase (B) y los deslizamientos que se

producen, (ver Figura 3). Corresponde según fib Bond Models (2000) a una tensión

de adherencia comprendida entre 0,8fct y 1,0fct.

Esta tensión de adherencia, en la que aparece la fisuración transversal, depende de

numerosos factores entre los que destacan: la resistencia a tracción del hormigón,

la posición y la dirección de la solicitación, el recubrimiento, etc. A esta etapa

corresponde pequeños valores de tensión, lo que implica que ya para estados

iniciales de carga se produce una fisuración interna en el hormigón armado. Si no

existiera confinamiento en el elemento, el fallo se producirá cuando estas fisuras

transversales internas alcancen la superficie.

III.1.2.3. Interacción Mecánica

Al aumentar la carga se modifica el comportamiento del elemento de hormigón y

aumenta considerablemente el deslizamiento de la barra debido a la fisuración

interna por lo que en esta fase intervienen de una forma muy activa el

confinamiento, el recubrimiento, la armadura transversal, etc. Esta fase

corresponde a una tensión de adherencia comprendida entre 1fct y 3fct.

III.1.2.4. Fallo

Esta etapa culmina con el fallo de adherencia. Si el hormigón está bien confinado la

carga actuante puede aumentar hasta alcanzar la tensión máxima de adherencia. El

Page 30: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

17

valor de τ máxima también depende entre otros factores de la resistencia del

hormigón, del índice de corrugas y de la posición de la barra. Una vez superada la

tensión máxima se produce un descenso brusco de tensiones. Los fallos según el

tipo de barra y condiciones de confinamiento pueden ser:

Splitting

Consiste en la aparición de fisuras longitudinales en el recubrimiento según la

dirección de la armadura. Se produce cuando las tensiones de tracción generadas

por la adherencia superan la resistencia a tracción del hormigón y no existe

confinamiento adicional al proporcionado por el recubrimiento. Debido a que la

dirección de estas fisuras coincide con la del refuerzo, exponen a la armadura en

toda su longitud y resultan peligrosas sobre todo desde el punto de vista de la

durabilidad de la estructura (Giuriani 1998 (a), (b)).

Este tipo de fallo de adherencia es el más común en estructuras de hormigón

armado con barras corrugadas, debido a los escasos recubrimientos y a las

cuantías de armadura transversal normalmente utilizadas en nuestras estructuras.

El splitting ha sido analizado por numerosos investigadores en los últimos años,

sobre todo en anclajes y solapes (Tepfers 1973, Gambarova 1997, Vogel 2002) y

para grandes diámetros de barras.

Pull − Out

Consiste en el deslizamiento de la armadura dentro del elemento de hormigón. Se

pueden distinguir dos tipos:

Deslizamiento de la barra, generalmente se produce en barras lisas y,

Arrancamiento según una superficie envolvente de las corrugas, si las

condiciones de confinamiento son elevadas, o queda garantizada la

Page 31: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

18

adherencia entre el hormigón y el acero. En estructuras reales este tipo

de fallo se produce en raras ocasiones.

Mientras que la rama ascendente del diagrama de adherencia ha sido ampliamente

analizada, no ocurre lo mismo para la rama descendente debido principalmente a la

gran cantidad de factores que influyen en ella.

III.1.3. Influencia de la adherencia en el comportamiento estructural

La acción conjunta del hormigón y del acero se ve comprometida al deteriorarse los

mecanismos que garantizan la adherencia. En este caso las deformaciones de

estos dos materiales no serían iguales y no resultaría válida la hipótesis de

deformación plana de Bernoulli. Además, en elementos solicitados a flexión con

cierto deterioro de la adherencia en las zonas traccionadas, incluso podría alterarse

el comportamiento de la viga, pasando de trabajar como un elemento flectado,

donde la parte central se encuentra solicitada a tensiones elevadas, a comportarse

como un arco atirantado donde las tensiones se concentran en la zona del anclaje.

La adherencia es un factor a considerar en la capacidad última de carga de una

estructura. Además juega un papel importante en la deformación bajo carga de

servicio y en la fisuración, principalmente en el ancho de fisura y separación entre

ellas, aunque en estructuras bien calculadas no es probable que aparezcan fisuras

de adherencia significativas bajo cargas de servicio (Guía de diseño GEHO CEB,

1996). Aunque ciertas fisuras originadas por otras causas, como las de retracción

plástica, pueden alinearse en la dirección de la armadura y desencadenar un fallo

local de adherencia.

Una de las principales causas de fallos de anclajes y solapes en estructuras

existentes de hormigón armado es la pérdida de recubrimiento y/o un recubrimiento

insuficiente, fundamental para garantizar la adherencia entre el hormigón y el acero,

además de proteger a las armaduras frente a agentes agresivos.

Page 32: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

19

La disminución de la resistencia de un elemento solicitado a flexión con pérdida de

adherencia dependerá de varios factores, principalmente de la longitud de

armadura que no presente adherencia, de la cuantía geométrica de armadura de

tracción, del recubrimiento de la armadura y del grado de confinamiento.

No existen antecedentes directos de investigaciones sobre la influencia del

deterioro de la transferencia de tensiones hormigón − acero en la capacidad

portante y en la respuesta estructural cuando la pérdida de adherencia está

cuantificada y localizada. Sí existen, sin embargo, trabajos destinados a evaluar

estructuras con falta de adherencia debida a la corrosión de armaduras, como los

de Eyre (1992), Rodríguez (1998), etc. e investigaciones destinadas a evaluar la

capacidad de elementos a flexión cuando las armaduras quedan descubiertas por la

reparación del hormigón que las recubre, como los estudios de Cairns (1995) (c),

Zhang (1995) y Raoof (1996).

Teóricamente debido a la pérdida de interacción hormigón − acero debe disminuir

en gran medida la capacidad resistente de las estructuras de hormigón armado,

pero los ensayos desarrollados por Cairns y Zhao (1993), Cairns (1995) (c) y Eyre y

Nokhasteh (1992) demuestran que si la armadura de tracción permanece anclada

en sus extremos, en vigas simplemente apoyadas no disminuye la capacidad

resistente, ya que puede modificarse el comportamiento de la viga y de trabajar a

flexión pasa a convertirse en un arco atirantado en la zona del vano donde el

refuerzo está expuesto.

Cairns y Zhao (1993) presentan un modelo numérico que tiene en cuenta la pérdida

total de adherencia entre el refuerzo de tracción y el hormigón. Describen el cambio

de comportamiento del elemento de flexión con todas las armaduras adheridas a un

arco atirantado donde se elimina la adherencia. Concluyen que si la pérdida de

adherencia se produce en la zona de momentos constante no hay una disminución

importante de la resistencia. Los resultados del modelo propuesto se corresponden

con los obtenidos experimentalmente. Los principales parámetros que influyen en

los resultados son la longitud y posición de armadura descubierta, la cuantía de

armadura, la resistencia del hormigón y del acero, el tipo de carga aplicada y la

existencia o no de armadura de compresión. Hasta un 90% de la longitud de la

Page 33: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

20

armadura sin adherencia no hay pérdida de resistencia para secciones con poca

cuantía de armadura (<1,5%), siempre que queden garantizadas unas condiciones

de anclaje óptimas. Sin embargo, para cuantías de armadura mayores (>1,5%), la

pérdida de resistencia es notable incluso para menores longitudes de armadura

descubierta (fib 2000).

En el modelo teórico desarrollado por Zhang (1995) se estima la resistencia a

flexión de vigas de hormigón con la armadura de tracción descubierta. Una de las

conclusiones de este trabajo es que la existencia de armadura de compresión

proporciona un incremento notable de la capacidad portante de las vigas con la

armadura de tracción expuesta. Incluso se simulan los ensayos publicados por

Cairns y Zhao (1993) obteniendo una correlación óptima entre los resultados del

modelo y los experimentales.

Raoof y Lin (1996) estudian como afectan distintas variables a la pérdida de

resistencia en vigas sin recubrimiento y sin adherencia en algunas zonas como la

cuantía de armadura a tracción y la existencia o no de armadura superior.

Establecen como conclusiones que secciones sin armadura de compresión son

más susceptibles a una pérdida de resistencia. Estos resultados coinciden con los

anteriores.

Estos estudios constituyen principalmente los antecedentes de esta investigación

aunque la intención sea evaluar la capacidad estructural de vigas que durante un

breve período de tiempo van a quedar descubiertas debido a la reparación del

hormigón.

III.2. FACTORES QUE INTERVIENEN EN LA ADHERENCIA HORMIGÓN − ACERO

Debido a la complejidad del fenómeno de la adherencia entre el hormigón y el acero

son muchos los factores y parámetros que intervienen en ella tanto de carácter

físico como químico. Además de los relacionados con las características de la barra

hay que tener en cuenta otros aspectos como las propiedades del hormigón, el

Page 34: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

21

recubrimiento, la posición de la armadura respecto a la dirección de hormigonado,

el confinamiento, la historia de carga, ya que influyen en el estado tensional del

hormigón que rodea a la barra (CEB 1982). A continuación se describen cada uno

de ellos.

III.2.1. Propiedades del hormigón

Las propiedades mecánicas del hormigón empleado y, en especial, la resistencia a

tracción, influyen decisivamente en el comportamiento adherente. Aunque es difícil

cuantificar la influencia de este parámetro en la tensión de adherencia, se puede

considerar según la monografía de Ache (2000) sobre “Armaduras pasivas en la

Instrucción EHE”, la siguiente formulación:

bmco

ckb

ff

τ⋅

α

(Ec. 1.)

siendo τb la tensión media de adherencia para un hormigón de resistencia fck, τbm la

tensión media de adherencia obtenida del ensayo beam test, fco la resistencia a

compresión del hormigón de las probetas de ensayo, fck la resistencia característica

del hormigón a compresión y α un coeficiente experimental para hormigones de

resistencia menor de 30 MPa y cuyo valor es: 1 para fck <17,5 MPa, 2/3 para 17,5

<fck<25 MPa y 0,5 para fck>25 MPa. Estos datos se han obtenido de ensayos sobre

barras de acero realizados en el IETcc (Ache, 2000).

De igual modo el Eurocódigo 2 (UNE-ENV-1992, 1-1:93) proporciona la tensión de

adherencia de cálculo, que denomina fbd, en función de la resistencia característica

del hormigón a compresión según el tipo de barra, de alta adherencia – barras

corrugadas – y de baja adherencia – barras lisas – según la siguiente formulación:

a) Para barras lisas:

fbd = (0,36⋅√fck) / γc´ (Ec. 2.)

Page 35: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

22

b) Para barras corrugadas:

fbd = (2,25⋅fctk0.05) / γc´ (Ec. 3.)

El EC2 propone unos valores de la tensión de adherencia de cálculo fbd tabulados

según la resistencia a compresión del hormigón con “buenas” condiciones de

adherencia, obtenida a partir de las ecuaciones 2 y 3, con un coeficiente de

minoración γc´ = 1,5 para barras lisas y barras de alta adherencia.

Tabla 1. Valores de cálculo de tensión de adherencia fbd, en MPa, según EC2 para

buenas condiciones de adherencia (γc´ = 1,5).

fck [MPa] 12 16 20 25 30 35 40 45 50

Barras lisas 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7

Barras de alta adherencia para φ≤32 mm 1,9 2,0 2,3 2,7 3,0 3,4 3,7 4,0 4,3

Entre las propiedades del hormigón que afectan a la adherencia, además de la

resistencia, hay que considerar otros factores como la dosificación ya que la tensión

de adherencia aumenta cuando disminuye la relación agua − cemento, (Tilantera y

Rechardt, 1977), (fib 2000).

La dosificación del hormigón influye sobre todo en la retracción plástica y en el

asentamiento plástico, factores muy relacionados con la fisuración del

recubrimiento.

Otro factor a considerar es la ejecución ya que es decisiva la calidad de la mano de

obra que incide en la homogeneidad y en la uniformidad del hormigón. Además la

adherencia varía con el sistema de compactación empleado y con la consistencia

(aumenta con la consistencia seca). En cuanto a la fase de curado, la adherencia

aumenta en condiciones óptimas de humedad al disminuir la retracción.

Page 36: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

23

III.2.2. Propiedades del acero

La tensión de adherencia disminuye al aumentar el diámetro de la armadura. La

geometría del refuerzo y concretamente la distribución, la separación, la altura y el

tipo de corrugas influyen en la transferencia de tensiones hormigón − acero ya que

evitan el deslizamiento físico de la barra embebida en el hormigón (fib 2000).

Además, la separación y altura de corrugas tienen un efecto importante en el tipo

de fallo que se produce, ver Figura 4 (Rehm 1969), en la que aparece la influencia

de la altura a, y la separación c´. En el primer caso, para una relación c´/a menor, al

aplicar una fuerza de tracción sobre la barra se produce el fallo por rotura del

hormigón situado entre dos corrugas y, en el segundo caso, para una relación

mayor de c´/a, el fallo se produce por la rotura del hormigón situado alrededor de

cada corruga en forma de cuña. A medida que aumenta la altura y espesor de

corrugas se puede decir que aumenta la adherencia (Balazs 1986, Eligehausen

1979). Rehm (1969) propuso que la relación adecuada entre la altura a y, la

distancia entre corrugas c´, debe estar comprendida entre 0,07 y 0,1 suponiendo

que el espesor de las corrugas es despreciable frente a la separación entre ellas.

Figura 4. Influencia de la altura de corruga a y, separación entre corrugas c´, en el

tipo de fallo, (Rehm 1969).

Es posible relacionar todas las propiedades geométricas de las corrugas que

influyen en la adherencia mediante un factor fr “índice de corrugas”. El índice de

corrugas relaciona el área de la proyección de una corruga Ar sobre la sección

transversal de la barra, el diámetro de la barra db , y la separación entre corrugas sr,

mediante la siguiente ecuación:

Page 37: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

24

rb

Rr

sdAf

⋅⋅π= (Ec. 4.)

El factor fr determina las propiedades adherentes de las barras corrugadas, es

decir, que barras con distinta geometría pero con el mismo índice fr tendrían

teóricamente las mismas propiedades adherentes.

En cuanto al ángulo que forman las corrugas con el eje de la barra, si son

perpendiculares (90º) presentan mejores propiedades adherentes que las corrugas

inclinadas (Malvar 1992), aunque esta inclinación produce mayores tensiones en el

hormigón e incluso fisuras radiales. También este ángulo influye en el tipo de fallo:

para ángulos de corrugas comprendidos aproximadamente entre 40º y 105º la

rotura del hormigón se produce entre dos corrugas, mientras que para ángulos

comprendidos entre aproximadamente 30º y 45º se forma una rotura en cuña en el

hormigón situado al lado de cada corruga.

Se ha estudiado ampliamente por numerosos investigadores cual es el tipo de

corrugado que proporciona mejor capacidad adherente. La tendencia actual en el

diseño de corrugas es disminuir la altura y separación entre ellas con el objeto de

evitar tensiones elevadas en el hormigón (Cairns 1995b, Darwin 1993, Zuo 2000).

III.2.3. Recubrimiento

El recubrimiento no sólo es fundamental en aspectos como la durabilidad de las

estructuras de hormigón armado por suponer una barrera física ante la entrada de

agentes agresivos, sino que también desempeña un papel decisivo en la

adherencia hormigón – acero, al determinar el tipo de fallo (Rehm 1979). De ahí la

importancia de la colocación de separadores para mantener el espesor de

recubrimiento de las armaduras en estructuras de hormigón armado.1

1 La Instrucción de Hormigón Estructural EHE (1998) en el art. 66.2 establece la distancia entre estos elementos, que depende del diámetro y de la posición de la barra.

Page 38: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

25

El recubrimiento se puede considerar confinamiento pasivo. Al aumentar éste la

capacidad adherente entre la barra y el hormigón es mayor ya que retrasa la

aparición de las fisuras en la superficie. Aunque realmente es la relación

recubrimiento − diámetro (c/φ) el factor a tener en cuenta, (Bâzant 1995,

Gambarova 1997). La capacidad adherente aumenta con el recubrimiento hasta un

determinado valor a partir del cual permanece constante. Este valor del

recubrimiento varía con las condiciones del elemento y, según algunos

investigadores está comprendido entre 2,5φ y 3,5φ (Vandewalle 1992, Cairns 1995a

y Walker 1999).

En el caso de producirse las fisuras de splitting por una falta de transferencia de

tensiones entre el hormigón y el acero, se iniciarán en una zona determinada del

elemento en función de la separación entre barras, el diámetro y el recubrimiento.

Figura 5. Fallo por splitting: A) fisuras iniciales debido al escaso recubrimiento cy,

B) cono de rotura y, C) fisuración de una capa completa tras el splitting

lateral debido al escaso recubrimiento lateral cx y separación entre barras

(Tepfers 1973).

En elementos donde el recubrimiento inferior cy es mínimo (o cuando la relación c/φ

es pequeña), la fisuración se inicia siguiendo la directriz de la armadura en la zona

inferior, Figura 5 a) para terminar formando un cono de rotura, Figura 5 b). Sin

embargo, si el recubrimiento mínimo de la pieza está en el lateral del elemento cx, y

la separación entre barras es pequeña, la fisura se produce horizontalmente en el

plano del refuerzo, Figura 5 c), (Tepfers 1973).

Page 39: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

26

III.2.4. Posición de las barras respecto a la dirección de hormigonado

Otro factor influyente en la adherencia acero – hormigón es la posición de la

armadura en la fase de hormigonado: horizontal, vertical o inclinada y, zona

superior o inferior.

Por un lado, si las barras se encuentran en la misma dirección que el hormigonado,

es decir, verticales presentan mejor adherencia y por otro lado, barras horizontales

colocadas en la zona inferior del elemento ofrecen un mejor comportamiento

adherente que aquéllas situadas en la parte superior. Consecuencia de este factor

es la clasificación de la posición I y II en la Instrucción Española EHE (1998)2 para

la determinación de las longitudes básicas de anclaje:

a) Posición I: Buena adherencia, para armaduras que durante el hormigonado

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

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

sección o a una distancia igual o mayor a 30 cm de la cara superior de una

capa de hormigón. En este caso la longitud básica de anclaje en

prolongación recta es la necesaria para anclar una fuerza Asfyd de una barra

suponiendo una tensión de adherencia constante y es igual a la siguiente

expresión:

lbI = m⋅φ2 ≥20fyk

⋅φ (Ec. 5.)

siendo: m el coeficiente función del tipo de acero y de la resistencia

característica del hormigón, obtenido a partir de los resultados

experimentales del ensayo de adherencia de barras, φ diámetro de la barra

en centímetros, y fyk límite elástico garantizado del acero en N/mm2.

b) Posición II: Adherencia deficiente, para las armaduras que no se encuentren

en los casos anteriores. La longitud básica de anclaje es igual a:

2art. 66.5 EHE

Page 40: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

27

lbII = 1,4⋅m⋅φ2 ≥14fyk

⋅φ (Ec. 6.)

La longitud básica de anclaje lb depende además de la posición que ocupen las

barras en el elemento de hormigón armado, de las propiedades adherentes de

éstas obtenidas experimentalmente, de la calidad del hormigón, y del tipo de acción

(ya que para cargas dinámicas aumenta la longitud en 10φ).

En la Figura 6 b) se presenta una gráfica del aumento de la tensión de adherencia

con la armadura situada en la dirección de hormigonado frente a la otra figura, con

la posición perpendicular Figura 6 a), (Rehm 1969). Según esta gráfica para una

relación entre la longitud de la barra y el diámetro ld / db igual a 10, la tensión de

adherencia τb correspondiente a deslizamientos de 0,1 mm y 0,01 mm disminuye

con las barras perpendiculares al hormigonado, Figura 6 a).

a) b)

Figura 6. Influencia de la posición de la barra en la tensión de adherencia para

ensayos pull − out y deslizamientos correspondientes a 0,01 mm; 0,1 mm

y los correspondientes a τmáx, (Rehm 1969).

III.2.5. Confinamiento

El confinamiento es una variable que influye en la tensión de adherencia. Entre los

principales mecanismos de confinamiento destacan: el recubrimiento, el refuerzo

transversal y, la presión transversal de compresión.

Page 41: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

28

En cuanto a la acción del recubrimiento como confinamiento pasivo ya se expuso

en el apartado III.2.3. Respecto al refuerzo transversal, confina al hormigón que

rodea la armadura longitudinal y su principal efecto es retrasar la aparición de

fisuras y en caso que se produzcan mejorar el comportamiento adherente (Plizzari

1998). Su eficacia depende del tipo de armadura que se emplee (barras rectas,

estribos o espirales), de la posición y separación.

En cuanto a la presión transversal hay que destacar el efecto positivo que produce,

sobre todo en las zonas de apoyo y en los anclajes de barras sin adherencia

adecuada.

III.2.6. Historia de carga

La duración, velocidad y tipo de solicitación a la que se ve sometida la estructura

influyen en la adherencia, así como el estado tensional del hormigón que rodea a la

barra. Un factor importante es además el sentido de la carga, que puede ser

aplicada en una sola dirección comprimiendo o traccionando al elemento, o

alternativamente en ciclos de tracción y compresión, típico de acciones sísmicas (fib

2000).

III.2.7. Otros factores

Otros factores que influyen directamente en la transferencia de tensiones hormigón

− acero son: la temperatura, la degradación del hormigón, los ambientes agresivos

o con alto grado de humedad, etc.

Se ha demostrado que la tensión de adherencia se ve afectada positivamente por

las bajas temperaturas, (Shih, Lee y Chang 1988). Para una temperatura de −50°C

la tensión de adherencia, tanto en hormigones de resistencia normal como de alta

resistencia, es de un 45% a un 120% mayor que para +20ºC de temperatura.

Page 42: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

29

Figura 7. Relación tensión de adherencia – deslizamiento para diferentes

temperaturas, (Diederichs 1981).

Además es fundamental el análisis de la adherencia ante temperaturas elevadas,

para su aplicación al caso de estructuras deterioradas por la acción del fuego. Las

barras lisas son más sensibles a altas temperaturas que las barras corrugadas. Las

investigaciones de Diederichs y Schneider (1981) y Morley y Royles (1983) apuntan

que un elemento de hormigón armado sometido a temperaturas elevadas sufre

pérdidas considerables de resistencia. Los ensayos demuestran que la pérdida de

adherencia en barras corrugadas es del mismo orden de magnitud que la pérdida

de resistencia a compresión del hormigón (Diederichs y Schneider 1981). Para una

temperatura de 200°C la tensión de adherencia sufre una reducción severa entre el

80% y 90% respecto a una temperatura inicial de +20°C, además de cambios en la

gráfica adherencia − deslizamiento, (Katz 2000). En la Figura 7 se muestran

diferentes curvas tensión de adherencia − deslizamiento para temperaturas de: 20,

300, 370, 500, 600 y 800°C según Diederichs (1981) obtenidas de ensayos pull –

out en barras de diámetro 16 mm y longitud adherida 5φ, donde se aprecia la

importante reducción de la tensión de adherencia con el aumento de la

temperatura.

Page 43: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

30

Por último, destacar el papel que desempeña el recubrimiento en la resistencia

última de estructuras afectadas por temperaturas elevadas: la tensión máxima de

adherencia y el deslizamiento máximo disminuyen con el recubrimiento,

principalmente debido al tipo de fallo que se produce.

Concluyendo, los diferentes aspectos enunciados anteriormente demuestran que en

los fenómenos de adherencia intervienen un gran número de variables que hacen

de este un problema realmente complejo.

III.3. CAUSAS FRECUENTES DE PATOLOGÍA POR UNA DEFICIENTE TRANSFERENCIA DE TENSIONES HORMIGÓN – ACERO

Los síntomas patológicos que afectan a las estructuras de hormigón armado en

servicio pueden originar una degradación de la adherencia hormigón - acero. En la

Figura 8 se presentan algunas fisuras típicas de adherencia en un elemento

solicitado a flexión según el boletín número 10 del fib 2000. Cabe destacar en esta

figura las fisuras de splitting en la zona inferior de la viga en el solape de barras

debido a un recubrimiento insuficiente o en el extremo, por escasa longitud de

anclaje o por tensiones elevadas en las armaduras.

Las causas que pueden provocar la degradación de la adherencia hormigón – acero

o, producir fisuras paralelas a la armadura que desencadenen un fallo de

adherencia, tienen su origen en: errores de proyecto, en fallos de ejecución o, en un

escaso o nulo mantenimiento.

Page 44: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

31

Figura 8. Principales tipos de fisuras en un elemento de hormigón armado por una

deficiente transferencia de tensiones hormigón acero (fib 2000).

En primer lugar, los errores en el proyecto y en el diseño de estructuras de

hormigón armado pueden generar desde fallos en el aspecto estético hasta

ocasionar el colapso de la estructura por splitting. Los errores que afectan a la

adherencia son principalmente: escasas longitudes de anclaje y solapes, falta de

definición en el proyecto de nudos y encuentros, inexistencia de armadura

transversal, dosificaciones inadecuadas, etc. En especial hay que destacar los

recubrimientos menores que los especificados en la Instrucción.

En segundo lugar, en cuanto a los fallos más comunes en la ejecución de

estructuras se encuentran: la disminución de resistencia del hormigón por exceso

de agua en el amasado, malas disposiciones de la armadura y escasos

recubrimientos.

Page 45: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

32

a)

b)

Figura 9. Patología en un forjado reticular por pérdida de adherencia (cortesía

IETcc).

La Figura 9 a) muestra un error de este tipo donde se aprecia la armadura de

tracción en un nervio de un forjado reticular por no disponer de recubrimiento y en

la Figura 9 b) el desprendimiento total de la armadura inferior en otro de los nervios.

Otras causas pueden ser la colocación de barras “no limpias”, la concentración de

barras sin separación suficiente ya que no permite que el hormigón rodee por

completo a todas las barras, Figura 10 a), el escaso curado del hormigón antes de

que alcance su resistencia máxima, el apuntalamiento deficiente, no ejecutar juntas

de dilatación, etc. En la Figura 10 b) se presenta las recomendaciones de la guía de

Page 46: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

33

diseño CEB de durabilidad de estructuras de hormigón (1996) para evitar la

concentración de armaduras que impida el paso del hormigón.

a)

b)

Otro aspecto a considerar es la

limpieza de las armaduras en el

transporte, apilado y colocación

para evitar manchas de grasa que

impidan una correcta transferencia

de tensiones hormigón – acero.

Para garantizar la protección de las

armaduras, la Instrucción EHE

(1998) contempla unos

recubrimientos mínimos que

dependen del tipo de ambiente,

clase de exposición y del hormigón

utilizado. A su vez, exige la

colocación de "separadores" con

una determinada distancia entre

ellos para garantizar no sólo el

recubrimiento previsto sino la

posición de las armaduras durante

el hormigonado (art. 37.2.5 EHE).

Figura 10. a) hormigonado defectuoso

debido a una incorrecta

disposición de armaduras, b)

recomendación de

colocación de armaduras

según la Guía de Diseño

CEB de durabilidad (1996).

Entre los fenómenos patológicos que afectan a la adherencia hormigón – acero

merece especial atención la corrosión de las armaduras, (García 1995, 1998,

Cabrera 1992) cuyo efecto en un periodo más o menos largo es deteriorar la

transferencia de tensiones hormigón acero, si bien al principio de iniciarse puede

mejorarla. En un proceso de corrosión los óxidos generados son más voluminosos

que el acero del que proceden, lo que provoca tensiones internas en el hormigón

alrededor de la barra generando fisuras locales radiales que pueden propagarse a

lo largo de la barra originando fisuras longitudinales (ACI 224.1R, 1993). Éstas

proporcionan un acceso rápido de agentes agresivos, lo que conlleva una

aceleración del proceso corrosivo y de igual modo de la fisuración. La pérdida de

adherencia por corrosión es más significativa que la reducción de la sección de

Page 47: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

34

barra por el mismo efecto. Otras causas de fisuración longitudinal del recubrimiento

como son por ejemplo las altas tensiones de adherencia, pueden iniciar o acelerar

el proceso corrosivo. En general puede decirse que la mejor protección para evitar

la corrosión en condiciones no extremas es un adecuado recubrimiento, que no sólo

impide el proceso de corrosión sino que evita la fisuración por splitting (Gambarova

1997).

El riesgo de corrosión originado por las fisuras de splitting es mayor que para las

fisuras de flexión debido a la dirección de las mismas (Giuriani 1998 (a), (b)). De

igual modo es importante tener en cuenta la corrosión de la armadura transversal,

más expuesta a este tipo de agresión por estar situada más superficialmente, que

puede causar una pérdida de confinamiento en el hormigón.

En tercer lugar, hay que subrayar que el mantenimiento es fundamental para

detectar las posibles patologías producidas y evitar la aceleración del proceso de

degradación. En la Figura 11 se muestra una estructura en zona de ambiente

marino con gran deterioro en un principio por corrosión de armaduras y acelerado

por una falta de mantenimiento.

Figura 11. Degradación de estructura en ambiente agresivo (cortesía IETcc).

Page 48: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

35

Por último, destacar que determinadas acciones pueden generar indirectamente

una disminución de la tensión de adherencia, por fisuras paralelas a la armadura o

transversales (que conlleva una disminución del confinamiento y un posible fallo de

adherencia). Una de las causas que puede originar una fisuración del recubrimiento

en la dirección de la armadura es el asentamiento plástico del hormigón (debido a

una inadecuada dosificación y puesta en obra), que se produce principalmente en

elementos horizontales como vigas o losas.

III.4. MÉTODOS DE CARACTERIZACIÓN DE LA ADHERENCIA HORMIGÓN − ACERO

Se incluye a continuación una revisión de los principales tipos de ensayos para

caracterizar y cuantificar el fenómeno de adherencia (algunos de los cuales

empleados en esta Tesis doctoral), de los modelos propuestos y de los códigos y

normativas existentes relacionados con el tema.

III.4.1. Ensayos de adherencia

Se han llevado a cabo en los últimos años numerosas investigaciones con el objeto

de caracterizar el fenómeno de la adherencia, sobre todo relativas a los métodos de

ensayos entre los que cabe destacar el de arrancamiento o pull − out y el ensayo en

vigas o beam test, siendo éste último el adoptado por la Instrucción Española EHE

(1998) para la caracterización de barras de acero. Este ensayo queda descrito en la

norma UNE 36748:98.

El método normalizado del ensayo pull − out y beam test en Europa fue propuesto

por la RILEM/CEB/FIP (1970), aunque todavía no han concluido los esfuerzos de

desarrollar un método de ensayo definitivo de adherencia. De hecho, las

discusiones actuales dentro del fib Task Group 4.5 “Bond Models” (2001, 2002),

grupo responsable de la formulación relacionada con la adherencia en el futuro

Código Modelo, parecen indicar que es más apropiado desarrollar un sistema de

ensayos de adherencia que se completen entre sí en vez de establecer un único

Page 49: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

36

ensayo, debido a la diversidad de formas en las que la adherencia puede afectar al

comportamiento estructural.

A continuación se describen los principales ensayos de adherencia, el ensayo de

arrancamiento pull − out y, el ensayo de la viga beam test.

III.4.1.1. Ensayo de arrancamiento Pull − Out

Las directrices para la realización de este ensayo quedan recogidas en el boletín

número 13 del CEB (1983), revisión al propuesto en 1970. Este ensayo mide la

fuerza necesaria que se aplica para romper la adherencia de una barra embebida

en una probeta de hormigón. De este ensayo se obtienen los diagramas tipo que

relacionan la tensión de adherencia local y el desplazamiento de la barra en el

extremo opuesto al que se aplica la carga respecto a la superficie de la probeta de

hormigón (extremo pasivo). Para medir la deformación del acero se puede emplear

strain gauges situados en la superficie de la barra cuyo número y distribución

dependerá de la intención de la medida.

Existe en la literatura gran discrepancia sobre las gráficas de adherencia que puede

ser justificada por los diferentes parámetros de los ensayos como el confinamiento,

el recubrimiento, las propiedades del hormigón y del acero, la separación entre

barras, el refuerzo transversal, etc.

Al no ser posible medir directamente la tensión de adherencia local y el

deslizamiento relativo de la barra respecto al hormigón a lo largo de una longitud

determinada, un método para obtener estos valores consiste en medir la fuerza

aplicada y asumir una distribución uniforme de la tensión, únicamente en el caso de

pequeñas longitudes de anclaje. Para mayores longitudes la tensión de adherencia

local y el deslizamiento varían considerablemente a lo largo de la barra y los

resultados de los ensayos son más difíciles de evaluar. En este último caso, la

tensión de adherencia local y el deslizamiento se determinan indirectamente

midiendo la deformación del acero y el desplazamiento del final de la barra.

Page 50: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

37

En los ensayos pull − out generalmente la longitud adherente se sitúa en el centro

de una probeta prismática o cilíndrica de hormigón, de diferentes dimensiones,

algunas veces relacionadas con el diámetro de la barra o simplemente un valor

constante.

Existen otros ensayos basados en el pull − out desarrollados para analizar

específicamente el fallo por splitting por ser el de mayor fragilidad y más relevante

para el comportamiento estructural.

A continuación se realiza un análisis de los diferentes tipos de ensayos pull − out en

función de la longitud adherente.

Los ensayos con “longitudes adherentes cortas” se refieren a aquéllos en los que la

relación entre la longitud adherente y el diámetro (l/φ) es 5. Dentro de estos

ensayos se consideran dos tipos: los que carecen de compresión transversal y se

produce generalmente el deslizamiento de la barra y los que tienen algún tipo de

confinamiento como cercos, espirales, anillos, etc. en los que se produce el fallo

junto con la fisuración del recubrimiento. En ambos casos únicamente hay

adherencia hormigón − acero en una zona de la barra, colocando en el resto unos

protectores de plástico tipo “manguitos” que impiden la interacción entre los dos

materiales.

En los primeros ensayos pull − out prismáticos, Rehm (1969) sitúa la longitud

adherente en el centro de la barra, surgiendo ciertos problemas por el rozamiento

entre la probeta y la placa de apoyo. Por este motivo se normaliza el ensayo pull −

out (RILEM/CEB/FIP 1970), donde la longitud adherente (l = 5φ) se desplaza

respecto al ensayo de Rehm al extremo pasivo de la barra. La dimensión de la

probeta es 10φ. Para evitar el rozamiento se coloca una plancha de goma y una

placa metálica entre la superficie de apoyo y la probeta (Figura 12).

Este ensayo normalizado en 1970, sufre ciertas modificaciones RILEM/CEB/FIP

(1983), principalmente en lo referente al tamaño de la probeta, 10φ y 200 mm de

dimensiones mínimas frente a los 10φ propuestos con el fin de reducir la tendencia

a la rotura por splitting.

Page 51: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

38

En cuanto a este tipo de ensayos, hay que destacar los trabajos de Delibes et. al

(1985), dentro de la Comisión VII del CEB para comparar los métodos de ensayo y

las mejoras introducidas por el boletín CEB del ensayo pull − out en la versión del

año 1983 respecto a la anterior en cuanto al tamaño mínimo de la probeta. Según

los resultados obtenidos por estos autores puede decirse que se obtienen tensiones

de adherencia mayores para carga máxima con el nuevo método propuesto. A su

vez, la forma de rotura de las probetas es por deslizamiento de la barra, evitándose

el modo de fallo por splitting.

Figura 12. Ensayo pull − out: a) Rehm (1969) y, b) RILEM/CEB/FIP (1970).

Tepfers (1973) desarrolla ensayos pull − out con variaciones en el recubrimiento y

en el diámetro de la barra en probetas prismáticas de dimensiones 200x150 mm y

3,13φ de espesor para analizar la influencia de la relación recubrimiento/diámetro

en la tensión última de adherencia.

Respecto a modelos cilíndricos, Losberg (1979) realiza ensayos con la longitud

adherente de la barra (l = 3φ) en el centro de la probeta de 150 mm de diámetro,

midiendo el desplazamiento relativo en ambos extremos, activo y pasivo, respecto a

la superficie de hormigón. Se coloca un anillo en la base de apoyo para disminuir la

excentricidad de la reacción. Con la intención de estudiar el efecto de cargas

cíclicas, Tassios (1981) incorpora una célula de carga reversible (tracción y

b) RILEM/CEB/FIP

P

ø

P/4P/4

LongitudAdherente

Soporte de GomaPlaca Metálica

a) REHM

P

CaptadorDeslizamiento

10ø

10ø

Page 52: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

39

compresión) y Magnusson (1997) dispone de strain gauges tanto en el extremo

donde se aplica la carga como en el opuesto para estudiar la distribución de la

tensión de adherencia a lo largo de la barra.

En los ensayos que se describen a continuación aparece cierto confinamiento

transversal para estudiar su influencia y el tipo de fallo producido en el

comportamiento adherente.

En los trabajos de Bertero y Eligehausen (1981, 1983) las probetas tienen

compresión transversal. Según los resultados obtenidos de 125 ensayos, a partir de

una determinada cuantía de armadura transversal no existen mejoras en la tensión

de adherencia.

Figura 13. Ensayo ring test, Tepfers y Olsson (1992), a) probeta y, b) diagrama de

la fuerza aplicada y deformación radial del anillo exterior εsr en función

del deslizamiento (δ).

Para analizar la componente normal de la tensión de adherencia local, Tepfers y

Olsson (1992) proponen el ensayo ring test en el que la probeta cilíndrica se

Page 53: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

40

encuentra protegida por una camisa de acero. Midiendo la deformación radial εsr en

las paredes del cilindro exterior mediante strain gauges se obtiene la componente

normal de la tensión de adherencia (tensión de splitting, τtanα en la Figura 13 a). El

objeto de este trabajo es analizar la influencia del tamaño, de la separación y del

área relativa de corrugas en la tensión de adherencia. La geometría de la probeta

(a) y, el diagrama de la carga aplicada y la deformación radial en el anillo en función

del deslizamiento de la barra (b) se presenta en la Figura 13 (con línea continua la

carga aplicada y con línea de trazos la deformación radial según el deslizamiento

del extremo pasivo).

Al aumentar el ángulo α, ángulo que forma la tensión de adherencia τ con la barra,

también lo hace la tendencia al splitting. A partir de un determinado valor de la

carga aplicada Fr, se produce un incremento del deslizamiento, debido a la

fisuración del recubrimiento y se deforma el anillo según la curva de la línea de

trazos.

Figura 14. Ensayos pull − out Malvar (1991, 1992) con confinamiento, diagrama

tensión de adherencia − deslizamiento según la presión transversal.

Malvar (1991,1992) para estudiar la evolución del splitting en probetas con y sin

confinamiento realiza ensayos en probetas cilíndricas de 75 mm de diámetro y 100

mm de altura con barras de 19 mm de diámetro y una relación l/φ = 3,5. Las

probetas están rodeadas por un tubo metálico roscado y sobre las que se aplica

Page 54: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

41

una presión transversal mediante un anillo de confinamiento. En la Figura 14 se

presentan los diagramas tensión de adherencia − deslizamiento obtenidos del

ensayo pull − out según el confinamiento transversal, donde se aprecia una mejora

considerable de la tensión de adherencia con la presión transversal.

Giuriani (1991) considera el confinamiento producido por cargas laterales, por el

refuerzo transversal y por la tensión residual de tracción entre fisuras. Ghandehari

(1999) mejora estos métodos de ensayo con un mejor conocimiento de la

componente tangencial y normal de la tensión de adherencia combinando métodos

experimentales y numéricos. Noghabai (1995) realiza ensayos pull − out en

probetas cilíndricas huecas de hormigón con y sin confinamiento aplicando una

presión hidrostática en el interior mediante un manguito, para estudiar el fenómeno

de la fisuración longitudinal. Durante los ensayos se registran las presiones

interiores aplicadas y las deformaciones radiales de la superficie de la probeta en

las dos direcciones.

Figura 15. Ensayos de adherencia prefisurados, según Gambarova (1996), a)

geometría de la probeta y, b) diagramas tensión de adherencia /

resistencia del hormigón τ/fc en función de la relación

deslizamiento/diámetro (δt/db), (nota: δn es el ancho de fisura).

Page 55: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

42

Para evaluar la adherencia residual después de la fisuración longitudinal en la

superficie del hormigón se realizan ensayos tipo pull − out en probetas prismáticas

fisuradas. Se han llevado a cabo numerosos estudios en este sentido, entre los que

cabe destacar los de Gambarova (1989, 1996). Los parámetros han sido el ancho

de fisura, la longitud adherente y el diámetro de barra, aplicando un confinamiento

externo perpendicular al plano de splitting que permite controlar el ancho de fisura.

Como conclusiones destacar que la tensión de adherencia aumenta con el

confinamiento y con la disminución del ancho de fisura y que la presencia de

armadura transversal mejora el comportamiento adherente sobre todo, después del

splitting.

En la Figura 15 se presenta los ensayos de Gambarova (1996) y la relación tensión

de adherencia (τ) – deslizamiento (δt) en barras de diámetro 14, 18 y 25 mm para

diferentes anchos de fisura (δn). Estos diagramas son de gran utilidad para evaluar

la tensión de adherencia residual en estructuras de hormigón armado con fisuras

longitudinales, conocido el ancho de la misma y el diámetro de la armadura.

Los ensayos anteriores están destinados a analizar la relación tensión de

adherencia local − deslizamiento. Para conocer otros aspectos de la adherencia,

tales como la variación de la tensión de adherencia a la que está sometida la barra

anclada o solapada, evolución del proceso de splitting en una longitud mayor,

calcular la acción confinante y conocer la relación entre la armadura transversal y la

capacidad adherente (Plizzari et al., 1996, 1998), se han realizado ensayos con

longitudes adherentes mayores (l>5φ). Para medir la tensión de adherencia se

disponen strain gauges a lo largo de la barra pegadas a la superficie o dentro de la

armadura. Estos ensayos proporcionan, además, información útil respecto a

anclajes y solapos de las barras y son una referencia importante para los análisis

numéricos que se han realizado utilizando el método de elementos finitos.

Este tipo de ensayos es el empleado en la presente Tesis (Capítulo IV) para

determinar la influencia del recubrimiento en la tensión de adherencia.

Page 56: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

43

III.4.1.2. Ensayo de adherencia en vigas, beam test

Este ensayo es el adoptado por el CEB (1978) y por la Instrucción Española EHE

(1998) para determinar las características de adherencia de barras corrugadas

empleadas como armadura pasiva en estructuras de hormigón. Estos ensayos

surgen de la necesidad de homologar estos elementos y comparar los resultados

con los valores de referencia, ya que presentan propiedades adherentes algo

diferentes según la geometría, el método de fabricación y el suministro.

a)

b)

Figura 16. Ensayo tipo beam test para la homologación de la adherencia en barras

corrugadas: a) geometría de vigas para φ<16 mm, y, b) geometría de

vigas para ≥ 16 mm, (cotas en cm).

La viga tipo en este ensayo está formada por dos bloques paralelepípedos unidos

mediante una rótula metálica en la parte superior y mediante la barra a ensayar en

su parte inferior. La misión de la rótula es garantizar que la resultante de las

tensiones del hormigón pase por ese punto, de esta forma es posible calcular las

tensiones en el acero. Consiste en aplicar dos cargas puntuales simétricas sobre

P/2

L10 øL

15DE DESLIZAMIENTO

δ i

L10 øL

4

15

5

DISPOSITIVO DE MEDIDA DE DESLIZAMIENTO

δi

P/2

L 10 ø L

4

15

5

110

20

P/2

τ

6060

Fδd

37.5L 10 ø L

10

5

37.5

P/2

δd

65

UNE 36740:98

ø< 16 mm

ø> 16 mm, BT2 + BT3

τ

ø6

ø10

DISPOSITIVO DE MEDIDA

Page 57: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

44

una viga biapoyada hasta la rotura total de la adherencia midiendo el deslizamiento

en ambos extremos de la barra respecto a la superficie de hormigón. De este tipo

de ensayos se obtienen igual que en el ensayo pull − out los diagramas tensión de

adherencia − deslizamiento.

Al igual que en el ensayo anterior pull − out la zona no adherente se obtiene

mediante la colocación de manguitos de plástico alrededor de la barra. La zona

adherida, de dimensiones igual a diez veces el diámetro de la barra, se sitúa en el

centro de cada bloque. Tanto las dimensiones de la viga como de la rótula superior

dependen del diámetro de la barra a ensayar. La geometría de la probeta y el

armado, descritos en la norma UNE 36740:98, aparece en la Figura 16 a) para

φ<16 mm y en la Figura 16 b) para φ≥ 16 mm. Para una mejor claridad del dibujo en

la semiviga de la derecha se ha representado únicamente la barra objeto de ensayo

con la disposición de los manguitos y la zona adherida en el centro y en la semiviga

de la izquierda se ha representado la armadura transversal existente.

Planteando el equilibrio de la probeta se obtiene la tensión de adherencia τ a partir

de la tensión en la barra σs que viene dada por una de las expresiones siguientes:

τ = σs / 40 φ < 16 mm σs = 1,25 ⋅ P / A s

φ ≥ 16 mm σs = 1,50 ⋅ P / A s

(Ec. 7.)

(Ec. 8.)

Según se aprecia en la figura la barra objeto de ensayo tiene un confinamiento

elevado por la armadura transversal, 7 cercos separados 5 cm en cada semiviga

para ensayos en barras de diámetro <16 mm (Figura 16 a) y 11 cercos separados 5

cm en cada una de las semivigas para ensayos en diámetros de barra ≥ 16 mm

(Figura 16 b). El recubrimiento es en todos los casos 50 mm, lo que supone para

una barra de diámetro 16 mm: 2,6φ y para un diámetro de 25 mm: 1,5φ.

Se considera como tensión de adherencia media τbm la media entre las

correspondientes a los desplazamientos de 0,01 mm; 0,1 mm y 1 mm, siendo igual

a:

Page 58: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

45

311.001.0

bmττττ ++

= (Ec. 9.)

Este ensayo lo realizan organismos autorizados para la obtención de los

certificados obligatorios específicos de adherencia para armaduras pasivas según

recoge la Instrucción Española EHE (1998).

Los ensayos beam test forman parte de la investigación experimental desarrollada

en la presente Tesis (Capitulo V) para proponer una relación tensión de adherencia

– deslizamiento en barras corrugadas.

III.4.2. Modelos existentes para la caracterización de la adherencia

Existen un gran número de modelos que simulan la transferencia de tensiones

hormigón − acero en los que la relación tensión de adherencia − deslizamiento no

es una característica específica de la barra, sino que es el resultado de haber

considerado la geometría, las propiedades del material y las condiciones de carga

de la estructura.

Al ser la adherencia en el hormigón armado un fenómeno tridimensional, en las

aproximaciones analíticas se estudian sus dos componentes:

- por un lado, la sección longitudinal de la barra analizando la distribución de

tensiones de adherencia en la longitud embebida: modelos longitudinales

- por otro lado, debido a que la distribución de la tensión de adherencia a lo

largo de la barra depende de lo que sucede en el plano transversal, es decir,

del recubrimiento, de la existencia de armadura transversal, etc., analizando

la presión radial; modelo de anillo de tracciones.

En cuanto a modelos en el plano transversal, una gran cantidad de investigadores

han empleado la analogía entre la tensión radial de adherencia (tensión de splitting)

Page 59: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

46

y la presión hidrostática en un cilindro de pared gruesa siendo el espesor de la

pared el recubrimiento. El más conocido es el desarrollado por Tepfers (1973) en su

tesis doctoral que describe la adherencia en el plano transversal, relacionándola

con la distribución de tensiones de adherencia en anclajes y solapes de barras.

Tepfers asimila el comportamiento de la barra embebida en el hormigón al de un

anillo de pared gruesa sometido a presión interna. Las tensiones generadas por la

adherencia son similares a las originadas en un cilindro de pared gruesa por la

presión transversal interna de un fluido. La relación entre la presión p y la

componente tangencial de la adherencia es igual a τ = p / tagα.

El ángulo de inclinación de las tensiones de adherencia α no es constante ya que

depende de la adhesión química y de la geometría del corrugado y, una vez rota la

fase de adhesión, del confinamiento de la barra; además varía a medida que

aumenta la carga aplicada. Para valores de α elevados, aumenta la tendencia a la

fisuración del recubrimiento puesto que la componente transversal de la tensión de

adherencia σr es mayor. El valor que emplea Tepfers en el modelo es 45º. Van der

Veen (1992) empleó un ángulo α variable entre 45º y 26º para diferentes

recubrimientos y diámetros. Según éste el valor de α aumenta al disminuir el

recubrimiento y el diámetro.

Noghabai (1995) presenta un modelo para evaluar la adherencia entre el refuerzo y

el hormigón empleando la analogía del anillo de pared gruesa, de espesor igual al

recubrimiento, sometido a presión interna. Está basado en el desarrollado por

Tepfers (1973) y contempla el confinamiento y el agrietamiento radial en torno a la

barra.

Lundgren (1999) desarrolla en su tesis doctoral un modelo analítico de adherencia

con elementos finitos que incluye la deformación radial entre la barra y el hormigón,

las cargas cíclicas y los diferentes tipos de fallo. La novedad que presenta este

modelo es que incluye la fisuración debida a la adherencia, splitting. Para calibrar el

modelo propuesto y medir las tensiones tangenciales realiza ensayos pull − out y

ring test para cargas constantes y cíclicas y, con diferentes geometría y diámetros

de barra.

Page 60: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

47

En cuanto a modelos longitudinales, en los últimos años se han desarrollado una

gran variedad de modelos de adherencia basados en ecuaciones no−lineales para

establecer la relación tensión de adherencia local − deslizamiento. Entre todas las

expresiones propuestas destacar la de Eligehausen, Popov y Bertero (1983)

adoptada por el Código Modelo CEB FIP 90 (1995). Este modelo presenta una

relación tensión de adherencia local − deslizamiento que se describe ampliamente

en el apartado III.4.3.2.

III.4.3. Códigos y Normativas

Ante la necesidad de normalizar y unificar los diferentes criterios sobre el

comportamiento de la tensión de adherencia y su relación con los diferentes

factores que influyen en ella: longitud de anclaje, confinamiento, resistencias del

hormigón y del acero, diámetro de la barra, etc., el American Concrete Institute

(ACI) la ha normalizado a través del código de diseño ACI 318−95 y el CEB FIP

mediante el Código Modelo 1990. A continuación se comentan aspectos relativos a

la adherencia contenidos en estos códigos.

III.4.3.1. Código ACI

El código ACI 318 (1999) presenta la expresión para el cálculo de la longitud de

anclaje que incluye las siguientes variables: recubrimiento, separación entre barras

y, cuantía de refuerzo transversal según la siguiente fórmula basada en resultados

experimentales:

+αβγλ

⋅⋅=

b

trb

d

dKc´fc

fy403

dl

(Ec. 10.)

donde el término [(c+Ktr) / db] es menor que 2,5 para evitar un fallo por

arrancamiento; siendo: ld la longitud de anclaje, db el diámetro de la barra, c factor

Page 61: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

48

que representa el recubrimiento mínimo medido desde el centro de la barra, Ktr la

contribución de los cercos en la sección transversal, el plano del splitting, fy el límite

elástico del acero, fc la resistencia del hormigón a compresión, α factor que refleja la

posición de armaduras (1,3 ó 1,0), β factor de recubrimiento (1,5 ó 1,0), γ depende

del diámetro del refuerzo (0,8 ó 1) y, por último λ factor según el tipo de árido (1,3 ó

1).

Debido a la gran cantidad de términos de esta ecuación, el ACI presenta como

alternativa el uso de expresiones simplificadas, Tabla 2, según el diámetro y la

separación entre barras. Contempla tres casos: caso 1) si la separación entre

barras es mayor o igual que db y la separación entre estribos es mayor o igual que

la exigida por el código, caso 2) si la separación entre barras es mayor o igual que

2db y el recubrimiento mínimo igual a db y por último, el caso 3) : otros casos.

Tabla 2. Ecuaciones propuestas por el código ACI − 318 para determinar la longitud

de anclaje según el diámetro y la separación entre barras.

Barra φ 19 mm φ> 19 mm

Caso 1. Separación entre barras no menor de db y separación entre

estribos no menor que la exigida por el código.

Caso 2. Separación entre barras no

menores de 2 db y recubrimiento mínimo de db.

´fc25f

dl y

b

d αβλ⋅=

´fc20f

dl y

b

d αβλ⋅=

Otros casos ´fc50f3

dl y

b

d αβλ⋅=

´fc40f3

dl y

b

d αβλ⋅=

Todos los términos utilizados tanto en la ecuación general como en las ecuaciones

simplificadas deben ser usados en unidades del sistema inglés. Destacar de esta

formulación el factor (c+Ktr/db) ya que tiene en cuenta la presencia de armadura

transversal, como cercos o estribos.

Page 62: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

49

III.4.3.2. Código Modelo CEB FIP 90

A continuación se expone el modelo planteado del CEB (1996) ya que es la base

sobre la que se desarrolla el modelo tensión de adherencia − deslizamiento

propuesto en esta Tesis descrito en el Capítulo V. El CEB propone una relación

simplificada tensión de adherencia local − deslizamiento basada en resultados

experimentales, se considera como una curva de valores medios estadísticos de los

resultados obtenidos.

El modelo propuesto por el Código Modelo CEB−FIP 90 (Figura 17) está basado en

una ley no−lineal que relaciona la tensión de adherencia local τ con el

deslizamiento de la barra s y está formada por cuatro tramos. El tramo inicial

representa el estado en el que las corrugas están adheridas al hormigón y

comienza a aparecer la microfisuración, la segunda parte es un tramo horizontal,

tensión máxima de adherencia τmáx, que sólo existe en el caso de hormigón

confinado, la rama descendente representa la disminución de adherencia debido a

la aparición de fisuras de splitting en el hormigón y por último, la rama horizontal

que describe la tensión de adherencia residual τf, debida a la presencia de

armadura transversal o recubrimiento.

Figura 17. Relación tensión de adherencia − deslizamiento para carga monótona

según Código Modelo CEB−FIP 90 (1996).

Page 63: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

50

Las ecuaciones de los diferentes tramos son las siguientes:

a) Tramo I: α

⋅τ=τ1

maxss 0≤s≤s1 (Ec. 11.)

b) Tramo II:

τ = τmax s1≤s≤s2 (Ec. 12.)

c) Tramo III:

( )

−−

⋅τ−τ−τ=τ23

2

ssssfmaxmax s2≤s≤s3 (Ec. 13.)

d) Tramo IV:

τ = τf s> s3 (Ec. 14.)

En la Tabla 3 un resumen de los parámetros que tiene en cuenta este modelo, s1,

s2, s3, α, τmáx y τf según el tipo de refuerzo: barras corrugadas, alambres estirados

en frío o barras lisas laminadas en caliente, las condiciones de confinamiento: no

confinado o confinado y de adherencia: buenas u otras.

La resistencia a compresión del hormigón fck influye en la tensión de adherencia,

tanto en la tensión máxima τmáx como en la residual τf. Según esta tabla para barras

de acero corrugadas la tensión de adherencia varía entre 2,5√fck en hormigón

confinado y buenas condiciones de adherencia y, 1,0√fck para hormigón sin confinar

y "otras" condiciones de adherencia. Según la tabla los valores son más bajos para

barras lisas.

Page 64: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

51

Tabla 3. Parámetros que definen la relación entre tensión de adherencia local y

deslizamiento según CEB−FIP 90.

Condic. de

confinam.

Condic. de adherc.

s1

[mm]

s2

[mm]

s3

[mm]

α τmáx

[Mpa]

τf

[Mpa]

Observaciones

Barras corrugadas

Buenas 0,6 0,6 1,0 0,4 2,0√fck 0,15⋅τmáx 0,30√fck

s1=s2 H no

confinado1 Otras 0,6 0,6 2,5 0,4 1,0√fck 0,15⋅τmáx

0,15√fck s1=s2

Buenas 1 3 Dist libre entre corrug

0,4 2,5√fck 0,40⋅τmáx

1,0√fck s3 depende de la barra

H confinado2 Otras 1 3 Dist

libre entre corrug

0,4 1,25√fck 0,40⋅τmáx

0,50√fck s3 depende de la barra

Alambres estirados en frío (B lisas)

Buenas 0,01 0,01 0,01 0,5 0,1√fck 0,1√fck H confinado

y sin confinar

Otras 0,01 0,01 0,01 0,5 0,05√fck 0,05√fck

s1=s2=s3 τmáx=τf

Barras lisas laminadas en caliente

Buenas 0,1 0,1 0,1 0,5 0,30√fck 0,30√fck H confinado

y sin confinar

Otras 0,1 0,1 0,1 0,5 0,15√fck 0,15√fck

s1=s2=s3 τmáx=τf

1 rotura según CEB, por desgarramiento del hormigón 2 rotura según CEB, por corte del hormigón entre las corrugas

Del análisis del modelo propuesto destacar que aunque se incluyen explícitamente

un gran número de parámetros, hay otros que no son tenidos en cuenta como: el

sentido de la fuerza aplicada, tracción o compresión, el efecto del confinamiento en

la rama ascendente del diagrama (ya que el valor de α que define esta parte de la

curva es en todos los casos para barras corrugadas igual a 0,4) y el efecto del

índice de corrugas. Según el Código Modelo CEB−FIP 90 (1996) se considera

hormigón confinado si el recubrimiento de la barra es >5φ y la separación entre

barras es >10φ ó está sometido a una fuerte compresión. Sin embargo, el hormigón

Page 65: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO III. ESTADO DEL CONOCIMIENTO

52

es no confinado si el recubrimiento de la barra y el refuerzo transversal es mínimo.

Los valores de hormigón no confinado de la tabla anterior se refieren a hormigón

con recubrimiento igual al diámetro de la armadura.

Las condiciones de adherencia derivadas de la compactación y del curado del

hormigón únicamente han sido tenidas en cuenta en la clasificación: buenas u otras

condiciones de adherencia.

Destacar la diferencia entre hormigón confinado, donde se produce la rotura, según

CEB, por corte del hormigón entre las corrugas y, la de hormigón no confinado

donde se produce el fallo, según CEB, por desgarramiento del hormigón. En ambos

casos a partir de la tensión máxima se produce la disminución de la tensión de

adherencia al aumentar el deslizamiento hasta que alcanza el valor de τf para un

deslizamiento de s3. La rama de descarga del diagrama tensión de adherencia local

– deslizamiento propuesto es lineal.

Page 66: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL − OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

Page 67: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

53

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL − OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

IV.1. RESUMEN

En este Capítulo se analiza la influencia del recubrimiento en la tensión de

adherencia local para elementos de hormigón con armaduras de distinto diámetro,

mediante ensayos tipo pull − out prismáticos y variaciones en la posición de la

barra. El objeto de los ensayos con excentricidad es estimar la tensión de

adherencia cuando el recubrimiento es escaso o nulo y de los ensayos con barras

Page 68: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

54

centradas es determinar la máxima tensión de adherencia. Teniendo en cuenta los

resultados de estos ensayos se establecen las conclusiones, fundamentalmente en

lo que se refiere a los fallos ocasionados por recubrimientos deficientes y se

propone una ecuación teórica para la tensión máxima de adherencia en función de

la relación recubrimiento/diámetro (c/φ) de aplicación en el modelo propuesto de

evaluación de estructuras (Cap. VII).

IV.2. INTRODUCCIÓN

Una de las manifestaciones más frecuentes del deterioro de estructuras de

hormigón armado es la fisuración y delaminación de los recubrimientos de las

armaduras. Esta pérdida total o parcial del recubrimiento no sólo afecta a los

materiales, hormigón y acero, sino también a la transferencia de tensiones entre

ambos materiales, por lo tanto el comportamiento estructural del elemento puede

verse afectado.

Para desarrollar un modelo de evaluación de estructuras deterioradas que tenga en

cuenta este fenómeno es necesario cuantificar la pérdida y el daño de los

materiales y sobre todo, caracterizar el fenómeno de la interacción entre ellos

cuando hay falta de recubrimiento de hormigón que rodea a la barra. Por este

motivo se han comprobado experimentalmente piezas con diferentes diámetros de

barra φ y recubrimiento c.

Los ensayos propuestos para tal fin son de adherencia en probetas prismáticas tipo

pull − out con ciertas modificaciones respecto al normalizado del CEB Bulletin d´

Information nº 13 (1983), ya expuesto en el Capítulo III de la presente Tesis,

consistentes en aplicar una carga de tracción creciente a una barra embebida en

una probeta de hormigón. En este programa experimental se emplean ensayos con

longitudes embebidas pequeñas (l≤5φ) para garantizar una tensión de adherencia

uniforme en la barra. Estos ensayos ofrecen la ventaja de fácil manejabilidad, la

posibilidad de controlar la carga aplicada y la de medir los deslizamientos relativos.

Las variables contempladas han sido el diámetro de la armadura y el recubrimiento.

Page 69: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

55

A continuación se expone el programa experimental con la descripción de los

ensayos, los resultados obtenidos y las principales conclusiones.

IV.3. PROGRAMA DE ENSAYOS

La geometría y las dimensiones de las probetas se establecen según las

especificaciones del ensayo normalizado pull − out del CEB Bulletin d´Information

nº 13 (1983) introduciendo algunas modificaciones en lo que respecta a la posición

de la barra para simular piezas de hormigón armado con recubrimientos variables.

Los factores que afectan a los resultados de este tipo de ensayo son: el diámetro

nominal de la barra, la resistencia del hormigón (compresión y tracción), la longitud

adherente, la posición, el recubrimiento y el tipo de carga aplicada, (Código Modelo

CEB−FIP 90, 1996).

Se han desarrollado ensayos con barras de tres diámetros representativos de los

empleados en edificación. Cada uno de ellos se asocia a una serie de ensayos: la

serie 1 con barras de diámetro φ12 mm, la serie 2 con φ16 mm y la serie 3 con φ20

mm. Para cada serie se ha variado la posición de la barra: desde el centro de la

probeta prismática (máximo recubrimiento) hasta la posición extrema (mínimo

recubrimiento). Se han registrado durante el ensayo las siguientes variables:

la carga aplicada en el «extremo activo» de la barra,

el desplazamiento relativo de la barra respecto al hormigón en la cara

opuesta a la de aplicación de la carga, «extremo pasivo» y,

el tipo de rotura que se produce.

A continuación se describe la geometría y disposición del ensayo, el procedimiento

de fabricación de probetas y el método de ensayo.

Page 70: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

56

170

144

555255255

PLANTA

51.9201.931.21.9201.91.9 31.21.9

2030

4 20

201.

9

1.9

BASE APOYO

LATERAL

SECCION

20

20

21.9

1.9

20

144 cm

ALZADO LATERAL

IV.3.1. Geometría y disposición del ensayo

Las probetas son prismáticas, de 20 cm de arista, según el ensayo normalizado. El

encofrado de las piezas se diseña con la finalidad de permitir hormigonar los

elementos de cada una de las series al mismo tiempo y así asegurarse de que se

trabaja con un mismo hormigón para cada serie.

Figura 18. Encofrado de probetas pull − out de dimensiones 20x20x20 cm, alzado,

planta y sección [cotas en cm].

manguito

Page 71: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

57

La barra embebida en la probeta se encuentra adherida una longitud igual a 5φ. La

falta de adherencia en el resto de la barra se consigue mediante la colocación de

unos «manguitos» de plástico de las mismas propiedades que los del ensayo

normalizado de caracterización de barras de acero (UNE 36740:1998). El diámetro

interior del «manguito» es ligeramente mayor que el diámetro exterior de la barra.

Para evitar la entrada de hormigón y el deslizamiento de la barra dentro del

«manguito» durante el hormigonado se emplea una masilla rellenando el final del

mismo. En la Figura 18 se muestra el alzado, planta y sección de los encofrados de

madera empleados para el hormigonado de tres probetas de una de las series. En

las fotografías aparece, previo al hormigonado, la armadura dispuesta con los

manguitos de plástico.

Figura 19. Dispositivo de ensayo pull − out y situación del «manguito» de plástico

en la zona de aplicación de la carga simulando no − adherencia y planta

del dispositivo [cotas en cm].

Una vez colocada la armadura se realiza el hormigonado con la barra en posición

horizontal. Transcurridos 28 días se coloca la probeta de hormigón con la dirección

50 c

m

50 cm

20

6

40

3020

5

5

200-

5ø5ø

50

captador

plancha de goma

placa de reparto

Q

gato hidraúlico

manguito plástico

45

7

2ø 4

210

2 UPN100210

Page 72: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

58

de la barra vertical sobre una plancha de goma de dimensiones 30x30 cm y 0,5 cm

de espesor para minimizar el rozamiento entre el apoyo y la probeta y, a su vez

sobre una placa de acero de las mismas dimensiones y 1 cm de espesor que

garantiza el reparto de tensiones sobre la superficie. Estos dos elementos tienen

una perforación circular cuyo diámetro depende del de la barra a ensayar y es igual

a 2φ. La longitud adherente se sitúa en el extremo opuesto a la aplicación de la

carga, extremo pasivo.

Con objeto de aplicar la fuerza en el extremo inferior de la barra se diseña un

dispositivo de ensayo consistente en una “mesa − soporte” metálica con cuatro

apoyos y una perforación en el centro con altura suficiente para introducir el gato

hidráulico en la parte inferior. En la Figura 19 se muestra el alzado y la planta del

dispositivo ideado y se puede observar la longitud adherente [5φ] en la zona

superior.

En el siguiente apartado se describen cada una de las tres series realizadas.

IV.3.2. Series de ensayos

La denominación de las probetas responde al siguiente orden: XYZ, siendo:

X: diámetro de la barra

Y: posición de la barra: A (posición centrada, recubrimiento máximo), B, C, D

ó E (posición extrema, recubrimiento nulo),

Z: número de probeta, ya que se han realizado varias probetas con las

mismas características.

Serie 1

En esta serie se realizan ensayos pull – out en probetas prismáticas con una

armadura de 12 mm de diámetro. La longitud adherente es igual a 60 mm [5φ]. Este

diámetro permite obtener unas relaciones recubrimiento – diámetro hasta un valor

Page 73: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

59

de c/φ = 7,8. Los recubrimientos teóricos cy que se ensayan en esta serie se eligen

en función del recubrimiento máximo (94 mm), siendo la mitad (cmáx/2) para las tipo

B, la tercera parte (cmáx/3) para las tipo C y la cuarta parte (cmáx/4) para las tipo D.

Las probetas tipo A tienen el recubrimiento máximo (cmáx = 94 mm), y las tipo E un

recubrimiento teórico nulo situándose la barra tangente a una de las caras de la

probeta, aunque en el ensayo hay que contar con un recubrimiento mínimo del

espesor del manguito, 2 mm.

Tabla 4. Datos del ensayo pull − out serie 1 [φ12mm].

Probeta Diámetro Nominal

φ [mm]

Recubrimiento Teórico

cy [mm]

Recubrimiento Real

c [mm]

Relación

c /φ

Longitud Adherente

lb [mm]

12A1 12 cmáx = 94,00 94,0 7,83 60 12A2 12 cmáx = 94,00 94,0 7,83 60 12A3 12 cmáx = 94,00 94,0 7,83 60

94,0 7,83 12B1 12 cmáx/2 = 47,00 47,0 3,91 60 12B2 12 cmáx/2 = 47,00 47,0 3,91 60 12B3 12 cmáx/2 = 47,00 49,0 4,08 60

47,6 3,96 12C1 12 cmáx/3 = 31,33 30,5 2,54 60 12C2 12 cmáx/3 = 31,33 30,6 2,55 60 12C3 12 cmáx/3 = 31,33 32,4 2,70 60

31,1 2,59 12D1 12 cmáx /4 = 23,50 22,3 1,85 60 12D2 12 cmáx /4 = 23,50 22,4 1,87 60 12D3 12 cmáx /4 = 23,50 24,2 2,02 60

22,9 1,90 12E1 12 0,00 5,1 0,42 60 12E2 12 0,00 5,0 0,42 60 12E3 12 0,00 4,0 0,33 60

4,7 0,39

Los recubrimientos teóricos son: 7,8φ (94 mm); 3,9φ (47 mm); 2,5φ (31,3 mm); 1,9φ

(23,5 mm) y 0 mm, para los tipos A, B, C, D y E respectivamente.

Page 74: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

60

Se han realizado tres ensayos de cada tipo, es decir, 15 probetas en total. Los

datos de esta serie se muestran en la Tabla 4 donde se especifican: diámetro,

recubrimiento teórico cy, recubrimiento real c, relación recubrimiento / diámetro (c/φ)

y longitud adherente lb. En negrita aparece la media de las tres probetas de cada

tipo realizadas. En la Figura 20 se representa el esquema de las probetas de la

Serie 1.

Figura 20. Alzado y sección de probetas con variación del recubrimiento teórico cy

según proyecto, Serie 1 [φ12], cotas en mm.

Serie 2

Corresponde a ensayos pull − out con barras de diámetro nominal 16 mm, siendo la

longitud adherente 80 mm [5φ]. Esta serie se realiza después del análisis de

resultados de la serie 1, por lo que se busca una relación c/φ semejante a los tipos

B y D para realizar una comparación, además de la barra centrada, tipo A, y la

barra tangente, tipo E.

A B C ED

A D EB C

Page 75: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

61

cy = 92 mm=5.75øTipo A

92 m

m

200

200

cy = 64 mm= 4ø

64

Tipo Bcy = 32 mm= 2øTipo D

32

cy = 0 mm

0

Tipo E

Tabla 5. Datos del ensayo pull − out serie 2 [φ16].

Probeta Diámetro Nominal

φ [mm]

Recubrimiento Teórico

cy [mm]

Recubrimiento Real

c [mm]

Relación

c/φ

Longitud Adherente

lb [mm]

16A1 16 92 92,0 5,75 80 16A2 16 92 92,0 5,75 80

92,0 5,75 16B1 16 64 65,0 4,06 80 16B2 16 64 63,2 3,95 80

64,1 4,00 16D1 16 32 37,0 2,31 80 16D2 16 32 34,0 2,12 80

35,5 2,21 16E1 16 0 2,1 0,13 80 16E2 16 0 2,0 0,12 80

2,0 0,12

Los recubrimientos teóricos cy son 5,75φ; 4φ; 2φ y 0, para las probetas tipo A, B, D y

E respectivamente realizando dos ensayos de cada tipo.

Los datos de esta serie se muestran en la Tabla 5 donde se especifican: tipo de

probeta, diámetro de la armadura, recubrimiento teórico cy, recubrimiento real c,

relación recubrimiento – diámetro c/φ y longitud adherente lb en mm. La tipo A es

centrada y el resto son ensayos excéntricos. En la Figura 21 se presenta la sección

de las probetas ensayadas según proyecto y una fotografía de esta serie de

ensayo.

a)

Page 76: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

62

b)

Figura 21. Sección de probetas con variación del recubrimiento teórico cy según

proyecto, Serie 2 [φ16], cotas en mm y fotografía de algunas de las

probetas de esta serie.

Serie 3

El diámetro nominal en esta serie de ensayos pull – out es 20 mm, siendo la

longitud adherente de la barra 100 mm [5φ]. Al igual que en la serie anterior se

analizan cuatro tipos de recubrimientos teóricos, en probeta centrada cy = 4,5φ (tipo

A) y, en probetas excéntricas: cy = 3φ (probetas tipo B), cy = 2φ (probetas tipo D), y

cy = 0 (probetas tipo E), y se realizan dos ensayos en cada caso. En la Tabla 6 se

presenta el recubrimiento teórico y real (cy y c), la relación recubrimiento/diámetro

(c/φ) y, la longitud adherente lb para cada probeta de esta serie.

Page 77: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

63

cy = 40 mm= 2øcy = 60 mm= 3ø cy = 0 mmcy = 90 mm=4,5ø

90

Tipo E0

40

Tipo DTipo B

60

200

200

Tipo A

Tabla 6. Datos del ensayo pull – out serie 3 [φ20].

Probeta Diámetro Nominal

φ [mm]

Recubrimiento Teórico

cy [mm]

Recubrimiento Real

c [mm]

Relación

c/φ

Longitud Adherente

lb [mm]

20A1 20 90 86 4,30 100 20A2 20 90 89 4,45 100

87,5 4,37 20B1 20 60 60 3,00 100 20B2 20 60 62 3,10 100

61 3,05 20D1 20 40 37 1,85 100 20D2 20 40 32 1,60 100

34,5 1,72 20E1 20 0 2 0,10 100 20E2 20 0 3 0,15 100

2,5 0,12

En la Figura 22 se presenta la sección de las probetas tipo A, B, D ó E, con el

recubrimiento teórico de hormigón en mm.

Figura 22. Sección de probetas con variación del recubrimiento teórico cy según

proyecto, Serie 3 [φ20], cotas en mm.

Page 78: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

64

IV.3.3. Instrumentación y procedimiento de ensayo

Para la realización de este ensayo la probeta se coloca sobre el dispositivo metálico

diseñado para tal fin. Una vez montado el gato hidráulico en la parte inferior de la

base de apoyo se colocan los captadores de deslizamiento en la parte superior de

la barra (ver Figura 23 a). La carga se aplica progresivamente sobre el extremo

inferior de la barra midiendo el deslizamiento en la parte superior.

La velocidad teórica de aplicación de carga es función del diámetro de la barra

según el ensayo normalizado del CEB Bulletin d´Information nº 13 (1983): v =

0,5⋅φ2, siendo en la serie 1 [φ12 mm] 72 N/seg, en la serie 2 [φ16 mm] 128 N/seg, y

en la serie 3 [φ20 mm] 200 N/seg. La capacidad del gato hidráulico es 156 kN.

En la Figura 23 b) se presenta la placa metálica de apoyo para uno de los ensayos

excéntricos y en la Figura 23 c) la fotografía del desarrollo de uno de los ensayos.

Figura 23. Dispositivo del ensayo pull – out: a) captadores de deslizamiento en la

parte superior y gato hidráulico en la inferior, b) placa metálica para uno

de los ensayos excéntricos y, c) desarrollo de uno de los ensayos.

c) a)

b)

Page 79: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

65

deslizamiento3 Captadores

de la probetaExtremo Pasivo

Durante el ensayo se registra la carga aplicada (Q) y el deslizamiento relativo de la

barra (∆o) respecto al hormigón en la cara superior de la probeta «extremo pasivo»

mediante tres captadores de deslizamiento con una precisión de 0,01 mm. En la

Figura 24 a) se muestra la disposición entre ellos formando 120º en uno de los

ensayos centrados y en la Figura 24 b) en una de las probetas de la serie 1 sin

recubrimiento.

a) b)

Figura 24. Captadores de deslizamiento situados en la cara opuesta a la aplicación

de la carga «extremo pasivo»: a) en ensayos centrados y, b) en uno de

los ensayos excéntricos sin recubrimiento (probeta 12E3).

Debido a que la barra está en contacto con los captadores de deslizamiento en la

parte superior, el ensayo finaliza en la mayoría de los casos, cuando la armadura

comienza a deslizar para evitar la rotura del dispositivo de medida.

Al finalizar el ensayo se comprueba el estado final de la probeta y en aquéllas que

es posible, se representa el mapa de fisuras.

Page 80: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

66

IV.3.4. Propiedades de los materiales utilizados

La dosificación del hormigón empleado en la fabricación de las probetas es la

siguiente: grava rodada (calibre nominal 5/15), 1300 kg/m3; arena (calibre 0/2), 600

kg/m3; cemento CEM I 42´5, 250 kg/m3 y agua 155 litros/m3 (relación a/c = 0,62). La

resistencia media a los 28 días según el ensayo normalizado a compresión UNE

12390–3: 2003, en tres probetas cilíndricas es 31,0 MPa para la serie 1 y 29,7 para

las series 2 y 3.

El acero empleado es del tipo B400S y los diámetros utilizados 12 mm, 16 mm y 20

mm con los valores mínimos de la Tabla 7 (UNE 36068:94, UNE 36811:96). La

altura y separación de corrugas dependen del diámetro de la barra.

Tabla 7. Barras corrugadas. Características mecánicas mínimas según UNE 36068:94

y 36811:96.

Tipo de acero B400S

Norma de producto UNE 36068

Limite elástico Re [MPa] 400

Carga unitaria de rotura Rm [MPa] 440

Relación [Rm/Re] 1,05

Alargamiento de rotura [%] 14

IV.4. RESULTADOS

Los resultados obtenidos de estos ensayos se refieren principalmente a la tensión

de adherencia, al deslizamiento de la barra y al tipo de fallo que se produce. La

tensión de adherencia local se calcula como la carga aplicada en el ensayo dividida

por la superficie adherente de la barra suponiendo una distribución de tensiones

uniforme. Esta simplificación es válida únicamente para ensayos con pequeñas

longitudes adherentes como ya se expuso en el Capítulo III.

Page 81: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

67

b1 b2 a

Siendo Q la carga de tracción aplicada en el extremo [N], φb el diámetro nominal de

la barra [mm] y lb la longitud adherente [mm], la tensión media de adherencia local

se calcula de acuerdo con la siguiente expresión:

bbadh lQ

AQ

⋅⋅==

φπτ [MPa] (Ec. 15.)

En la Tabla 8, Tabla 9 y Tabla 10 se presentan los resultados para las series 1, 2 y

3 respectivamente: carga máxima aplicada en el extremo de la barra Qmáx, tensión

máxima de adherencia τmáx con la desviación estándar de los resultados δτmáx y,

tensión de adherencia que corresponde a un deslizamiento de la barra de 0,01 mm

y de 0,1 mm τ0,01 mm y τ0,1 mm, ya que describe el comportamiento de la gráfica de

adherencia. En las probetas 16E1 de la serie 2, y en la 20D1 y 20E1 de la serie 3

no aparece el valor τ0,1mm ya que el deslizamiento máximo que se alcanza en el

ensayo es menor de 0,1 mm.

También se ha incorporado en la tabla el tipo de fallo, pull – out (P) o splitting (S) y

en el caso de fisuración de la probeta según un cono de rotura, las dimensiones a,

b1 y b2 de la Figura 25. En negrita aparece la media de Qmáx, τmáx, y δτmáx en las tres

probetas de cada tipo realizadas.

Figura 25. Dimensiones a, b1 y b2 del cono de rotura.

Page 82: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

68

Tabla 8. Resultados ensayos pull – out serie 1 [φ12].

Tensión de Adherencia

Cono de Rotura [mm]

Probeta Carga Máxima

Qmáx [kN]

Tensión Máxima

Adherencia τmáx [MPa]

Desviación Estándar de (τmáx) δτmáx [MPa]

τ0,01 mm [MPa]

τ0,1 mm [MPa]

Desliz. para τ máxima

δ τmáx [mm]

Tipo de

Fallo

a b1 b2

12A1 41,98 18,55 2,71 5,64 1,03 P – – –12A2 42,89 18,96 3,05 5,35 1,17 P – – –12A3 55,22 24,42

(3,28) 3,96 7,56 1,41 P – – –

46,69 20,64 1,20 12B1 44,72 19,77 3,80 17,62 0,33 P – – –12B2 47,96 21,20 3,38 11,00 0,49 P – – –12B3 45,62 20,17

(0,74) 3,12 7,25 1,34 P – – –

46,10 20,38 0,71 12C1 33,29 14,71 2,75 7,13 0,80 S – 70 5012C2 35,32 15,61 4,41 13,48 0,19 S – 55 7512C3 36,44 16,11

(0,71) 3,01 6,65 0,89 S – 75 80

35,01 15,47 0,62 12D1 30,56 13,51 4,15 10,32 0,35 S – 90 8512D2 27,99 12,37 1,27 5,57 0,55 S – 55 6512D3 30,92 13,67

(0,71) 3,09 7,89 0,49 S – 100 75

29,82 13,18 0,46 12E1 22,63 10,00 4,66 9,64 0,16 S 90 – –12E2 19,64 8,68 2,74 6,52 0,28 S 94 – –12E3 20,40 9,02

(0,69) 3,30 7,79 0,28 S 105 – –

20,89 9,23 0,24

Page 83: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

69

Tabla 9. Resultados ensayos pull – out serie 2 [φ16].

Tensión de Adherencia

Cono de Rotura [mm]

Probeta Carga Máxima

Qmáx [kN]

Tensión Máxima

Adherencia τmáx [MPa]

Desviación Estándar de (τmáx) δτmáx [MPa] τ0,01 mm

[MPa] τ0,1 mm [MPa]

Desliz. para τ máxima

δ τmáx [mm]

Tipo de

Fallo

a b1 b2

16A1 55,73 13,85 2,73 8,16 0,57 P − − −16A2 66,19 16,46

(1,85) 0,79 7,65 0,73 P − − −

60,96 15,15 0,65 16B1 54,15 13,46 1,03 3,57 0,64 P − − −16B2 63,44 15,77

(1,63) 3,40 8,74 0,96 P − − −

58,79 14,61 0,80 16D1 45,69 11,36 3,73 6,63 0,83 S − − −16D2 44,07 10,96

(0,28) 1,19 7,77 0,54 S − − −

44,88 11,16 0,68 16E1 16,41 4,08 1,47 − 0,07 S − 29 2616E2 21,02 5,22

(0,81) 2,01 4,82 0,18 S − 32 33

18,71 4,65 0,12

Tabla 10. Resultados ensayos pull – out serie 3 [φ20].

Tensión de Adherencia

Cono de Rotura [mm]

Probeta Carga Máxima

Qmáx [kN]

Tensión Máxima

Adherencia τmáx [MPa]

Desviación Estándar de (τmáx) δτmáx [MPa]

τ0,01 mm [MPa]

τ0,1 mm [MPa]

Desliz. para τ máxima

δ τmáx [mm]

Tipo de

Fallo

a b1 b2

20A1 128,46 20,44 7,91 15,61 0,74 P − − −

20A2 110,83 17,64 (1,98)

4,39 9,66 1,72 P − − − 119,64 19,04 1,23

20B1 124,55 19,82 6,10 13,22 0,40 P − − −20B2 150,73 23,99

(2,95) 12,43 22,71 0,12 P − − −

137,64 21,90 0,26 20D1 74,79 11,90 8,04 − 0,05 S − − −20D2 73,27 11,66

(0,17) 6,29 10,76 0,17 S − − −

74,03 11,78 0,11 20E1 42,57 6,77 4,96 − 0,08 S 65 49 7220E2 34,91 5,55

(0,86) 3,00 5,52 0,12 S 70 50 41

38,74 6,16 0,10

Page 84: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

70

P U LL-O U T . P rob eta 12A2

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20

Desliza m ien to [(m m ]

Ca

rga

[K

N]

C a p ta d or 1

C a p ta d or 2

C a p ta d or 3

P U LL-O U T. P rob eta 12A2

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20

Desliza m ien to [m m]

Ca

rga

[K

N]

En la Figura 26 c) se muestra el diagrama típico obtenido en este tipo de ensayos,

en este caso correspondiente a la probeta con la barra centrada 12A2: tensión de

adherencia local τ (MPa) en función del deslizamiento del extremo superior de la

barra δ (mm). En la primera figura se representa la curva de los tres captadores de

deslizamiento (1, 2 y 3) en función de la carga aplicada. La curva final de

adherencia (carga – deslizamiento) es la media de los tres captadores, fig. b) y

según la (Ec. 15.) se establece finalmente la curva tensión de adherencia –

deslizamiento.

a)

b)

Page 85: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

71

0

5

10

15

20

25

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20

Desliza m ien to [m m]

Ten

sión

de

Ad

he

ren

cia

Lo

ca

l [M

Pa

]

c)

Figura 26. Probeta 12A2, (φ = 12, c = 94 mm, c/φ = 7,83, fc = 31 MPa): a) curva

carga – deslizamiento para cada uno de los captadores, b) deslizamiento

medio y, c) curva de adherencia – deslizamiento.

En las siguientes figuras (Figura 27, Figura 28, Figura 29 y Figura 30) se

representan las curvas tensión de adherencia local – deslizamiento para las tres

probetas de cada tipo: 12B, 12C, 12D y 12E respectivamente, así como la tensión

media de las tres curvas para un deslizamiento dado (curvas en color negro).

Figura 27. Probetas 12B, (φ = 12, recubrimiento medio c = 47 mm, c/φ = 3,9, fc = 31

MPa), curva tensión de adherencia local – deslizamiento.

0

6

12

18

24

0.00 0.40 0.80 1.20 1.60

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

12B112B212B312B media

Page 86: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

72

Figura 28. Probetas 12C, (φ = 12, recubrimiento medio c = 31 mm, c/φ = 2,5, fc = 31

MPa), curva tensión de adherencia local – deslizamiento.

Figura 29. Probetas 12D, (φ = 12, recubrimiento medio c = 22 mm, c/φ = 1,9, fc = 31

MPa), curva tensión de adherencia local – deslizamiento.

0

6

12

18

24

0.00 0.40 0.80 1.20 1.60

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal [

Mpa

]

12C112C212C312C media

0

6

12

18

24

0.00 0.40 0.80 1.20 1.60

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[Mpa

]

12D112D212D312D media

Page 87: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

73

Figura 30. Probetas 12E, (φ = 12, recubrimiento medio c = 4,7 mm, c/φ = 0,3, fc = 31

MPa), curva tensión de adherencia local – deslizamiento.

A continuación se presentan las curvas tensión de adherencia local – deslizamiento

para las probetas de la serie 2 [φ16]: en primer lugar para la barra centrada con

recubrimiento máximo tipo 16A, Figura 31; en la Figura 32 para una relación teórica

c/φ = 4, probetas tipo 16B; en la Figura 33 para una relación c/φ = 2, probetas tipo

16D; y por último, en el caso de la armadura tangente a la superficie con una

relación c/φ teórica nula, tipo 16E en la Figura 34, aunque experimentalmente como

ya se expuso en el apartado IV.2.2 debido al espesor del manguito hay que contar

con un recubrimiento mínimo c/φ = 0,12.

0

2

4

6

8

10

12

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal [

Mpa

]

12E1, c= 5,1 mm12E2, c= 5,0 mm12E3, c= 4,0 mm12E media

12E3

12E1

12E2F

Page 88: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

74

Figura 31. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 16A

(φ = 16, c = 92 mm, c/φ = 5,75; fc = 29,74 MPa).

Figura 32. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 16B

(φ = 16, c = 64 mm, c/φ = 4; fc = 29,74 MPa).

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

16B1

16B2

16B1 (c/ø =4,06)

16B2 (c/ø =3,95)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

16A1

16A2

16A2 (c/ø =5,75)

16A1 (c/ø =5,75)

F

Page 89: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

75

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

16E1

16E2

16E1 (c/ø =0,13)

16E2 (c/ø =0,12)

Figura 33. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 16D

(φ = 16, c = 35,5 mm, c/φ = 2,21; fc = 29,74 MPa).

Figura 34. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 16E

(φ = 16, c = 2 mm, c/φ = 0,12; fc = 29,74 MPa).

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

16D1

16D2

16D2 (c/ø =2,12)

16D1 (c/ø =2,31)

Page 90: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

76

0

5

10

15

20

25

30

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8

Deslizamiento (mm)

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

20B1 (c/ø =3,00)20B2 (c/ø =3,10)

20B1 (c/ø =3,00)

20B2 (c/ø =3,10)

A continuación se exponen los resultados de la Serie de ensayos 3 con un diámetro

de barra de 20 mm. Las gráficas tensión de adherencia – deslizamiento se

representan en la Figura 35 para las tipo 20A, en la Figura 36 para las tipo 20B, en

la Figura 37 para las 20D y por último, en la Figura 38 las 20E con el recubrimiento

mínimo.

Figura 35. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 20A

(φ = 20, c = 87,5 mm, c/φ = 4,3, fc = 29,74 MPa).

Figura 36. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 20B

(φ = 20, c = 61 mm, c/φ = 3, fc = 29,74 MPa).

0

5

10

15

20

25

30

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8

Deslizamiento (mm)

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

20A1 (c/ø =4,30)20A2 (c/ø =4,45)

20A1 (c/ø =4,30)

20A2 (c/ø 4 45)

F

Page 91: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

77

Figura 37. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 20D

(φ = 20, c = 34,5 mm, c/φ = 1,7, fc = 29,74 MPa).

Figura 38. Curva tensión de adherencia local – deslizamiento en probetas tipo 20E

(φ = 20, c = 2,5 mm, c/φ = 0,12, fc = 29,74 MPa).

0

5

10

15

20

25

30

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8

Deslizamiento (mm)

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

20E1 (c/ø =0,10)20E2 (c/ø =0,15)

20E1 (c/ø =0,10)

20E2 (c/ø =0,15)

0

5

10

15

20

25

30

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8

Deslizamiento (mm)

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

20D1 (c/ø =1,85)20D2 (c/ø =1,60)

20D1 (c/ø =1,85)

20D2 (c/ø =1,60)

Page 92: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

78

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MPa

]

20A1 (c/ø = 4,3)20B1 (c/ø = 3)20D2 (c/ø = 1,6)20E1 (c/ø = 0,1)

F

20E1 (c/ø = 0,1)c= 2 mm

20D2 (c/ø = 1,6)c= 32 mm

20B1 (c/ø = 3)c= 60 mm

20A1 (c/ø = 4,3)c= 86 mm

En la Figura 39 se representan todos los resultados de la tensión de adherencia

local frente al deslizamiento para hormigón de 29,74 MPa de resistencia media y

longitud adherente 5φ para diferentes recubrimientos, serie 3 [φ20].

Figura 39. Curva tensión de adherencia local/deslizamiento para hormigón de 29,74

MPa de resistencia media y longitud adherente 5φ para diferentes

recubrimientos, serie 3 [φ20].

IV.5. ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS

Serie 1

Según los resultados obtenidos en la serie 1 [φ12] para ensayos con barras en

posición centrada tipo 12A, ver Tabla 8 y Figura 26, se obtiene una tensión máxima

de adherencia de 18,55 MPa; 18,96 MPa y 24,42 MPa en 12A1, 12A2 y 12A3

respectivamente con una desviación estándar de 3,28 MPa.

Page 93: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

79

Según los resultados de probetas con excentricidad 12B, 12C, 12D y 12E (Figura

27, Figura 28, Figura 29 y Figura 30) se aprecia una disminución de la tensión de

adherencia máxima al variar la posición de la barra; de 21 MPa en 12B2 a 10 MPa

en 12E1.

En la Figura 40 a) se representa el diagrama tensión de adherencia local –

deslizamiento para las tres probetas ensayadas tipo 12B de la serie 1: 12B1, 12B2

y 12B3 con recubrimiento teórico medio de 47 mm (3,9φ) así como la curva media

de adherencia hasta un deslizamiento de 1,60 mm. Según los resultados el valor de

la tensión de adherencia a partir del cual comienza a deslizar la barra, y por lo

tanto, se produce la pérdida de adhesión química entre los dos materiales, es del

orden de 3 MPa. La tensión máxima de adherencia media para las tres probetas

τmáxm es aproximadamente 20 MPa que equivale a una fuerza de tracción de 46 kN.

No se obtienen diferencias significativas en la desviación de resultados relativos a

la tensión máxima de adherencia de estas tres probetas ya que la desviación

estándar es 0,74 MPa. Sin embargo, la variación de los deslizamientos para carga

máxima si es significativa: 0,33 mm para 12B1, 0,49 mm para 12B2 y 1,34 mm para

12B3.

En la curva tensión de adherencia local – deslizamiento hasta la pérdida total de

adherencia con un deslizamiento de más de 9 mm, Figura 40 b), se observan las

diferentes fases del mecanismo de adherencia: una primera rama vertical donde no

se producen deslizamientos (hasta una tensión de 3 MPa), una rama tipo parabólica

hasta la tensión máxima de adherencia local (τmáx 20,38 MPa), un pequeño tramo

horizontal y por último, una rama descendente hasta alcanzar la tensión residual

(aprox. 8,2 MPa), equivalente a un 40% de τmáx. Para entornos próximos a la

tensión máxima el deslizamiento relativo medio de las tres probetas es del orden de

0,68 mm. El deslizamiento total de la barra en la probeta 12B2 es 8,35 mm (para

τresidual) y el deslizamiento para la tensión máxima es aproximadamente un 10% del

deslizamiento total.

Page 94: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

80

0

6

12

18

24

0.00 2.50 5.00 7.50 10.00

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

encia

Loca

l [M

Pa]

12B1, c= 47mm [3,91ø]12B2, c= 47mm [3,91ø]12B3, c= 49mm [4,08ø]

F

0

6

12

18

24

0.00 0.40 0.80 1.20 1.60

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal

[MP

a]

12B112B212B312B media

a)

b)

Figura 40. Curvas de adherencia local – deslizamiento serie 1 [φ12], probetas tipo

12B, c/φ = 3,9: a) tramo inicial hasta 1,60 mm y, b) curva completa hasta

9 mm aproximadamente.

Page 95: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

81

En cuanto a probetas con recubrimiento nulo (tipo 12E) en la Figura 30 se presenta

la curva de adherencia – deslizamiento para las probetas 12E1, 12E2, 12E3 y la

curva media. No se obtiene la rama descendente debido a que se produce el fallo

por la fisuración longitudinal del recubrimiento al alcanzar la tensión máxima. El

primer tramo de la curva es vertical puesto que no se producen deslizamientos

hasta una tensión de 2,3 MPa aproximadamente, y a continuación una rama

parabólica hasta alcanzar la tensión máxima de adherencia (siendo la media de las

tres probetas τmáxm 9,24 MPa con una desviación estándar δτmáx de tan sólo 0,69

MPa). La tensión de adherencia que corresponde a la pérdida de adhesión química

es aproximadamente un 25% de la tensión máxima. Para los valores medios de la

carga de rotura, el deslizamiento relativo está en torno a los 0,20 mm.

En estos ensayos tipo 12E con recubrimiento teórico nulo c/φ ≈ 0, y barras de

diámetro 12 mm, la tensión máxima de adherencia disminuye un 55% respecto a

aquéllos en los que c/φ = 3,9 (tipo 12B), equivalente a un recubrimiento de 47 mm.

Hay que recordar que en los ensayos tipo E la barra está rodeada por hormigón en

todo su perímetro, excepto teóricamente, en la generatriz tangente, lo que justifica

que exista una tensión de adherencia media de 9 MPa. Además, el recubrimiento

real no es nulo debido al espesor del manguito de plástico que rodea a la barra

obteniéndose una relación c/φ igual a 0,39.

En la Figura 41 se han representado las curvas iniciales tensión de adherencia local

– deslizamiento hasta 0,14 mm para las probetas 12A1, 12B3, 12C3 y 12D3. En

esta gráfica se observa que hay un tramo inicial sensiblemente vertical con valores

de desplazamientos muy pequeños hasta aproximadamente una tensión de

adherencia de 2,5 MPa donde se rompe la adhesión química entre el hormigón y el

acero, correspondiente a una fuerza aplicada de 5,6 kN. Según los resultados, este

valor es prácticamente independiente de la relación c/φ, debido a que la tensión de

adherencia en esta primera fase se debe al mecanismo de la adhesión química

entre los dos materiales, como ya se expuso en el Capítulo III.

Page 96: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

82

Figura 41. Tramo inicial de las curvas tensión de adherencia local − deslizamiento

para probetas de la serie 1 con recubrimientos variables: 12A1, 12B3,

12C3 y 12D3 y un hormigón de 31 MPa de resistencia media, (φ12 y

longitud adherente 5φ).

Según la figura anterior no hay diferencias significativas para tensiones de

adherencia bajas, correspondientes a deslizamientos de 0,01 mm (ver Tabla 8 y

Figura 41), sin embargo sí se aprecian a partir de un deslizamiento de 0,1 mm. Los

deslizamientos obtenidos para carga máxima en los casos de la barra centrada son

superiores a 1 mm.

En la Figura 42 se representan los resultados de la serie 1 [φ12] referentes a

tensiones de adherencia: en el eje de abscisas el recubrimiento, c, y en el eje de

ordenadas la tensión máxima de adherencia local, τmáx, para un hormigón de 31

MPa de resistencia a compresión.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14

Deslizamiento [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a Lo

cal [

MP

a]

A, c= 7.8Ø

B, c= 3.9Ø

C, c= 2.6Ø

D, c=2ØF

Page 97: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

83

Figura 42. Influencia del recubrimiento en la máxima tensión de adherencia local en

ensayos tipo pull – out para un diámetro de 12 mm.

No se obtienen diferencias significativas en los resultados relativos a la tensión

máxima de adherencia para las tres probetas de cada tipo excepto en las probetas

12A. La desviación estándar se encuentra entre 0,69 MPa para las 12E y 0,74 MPa

para las 12B; sin embargo en las probetas 12A la desviación estándar es 3,28 MPa

(ver Figura 42). Dos de los resultados son casi coincidentes: 12A1 y 12A2 con τmáx

= 18,55 y 18,96 MPa, mientras que para 12A3 τmáx es 24,42 MPa, un valor que se

aleja considerablemente de los dos anteriores.

Los resultados experimentales apuntan a que la tensión de adherencia máxima

aumenta con el recubrimiento c hasta un determinado valor a partir del cual parece

estabilizarse.

Por otro lado, en probetas sin apenas recubrimiento (c/φ ≈ 0,4), tipo 12E, existe una

tensión de adherencia local mínima debido al hormigón que rodea a la barra en su

perímetro.

Según los resultados en las probetas con c/φ ≈ 0,4; tipo 12E, (recubrimiento medio

de 5 mm) la tensión máxima de adherencia media es 9,23 MPa y se producen fallos

0

5

10

15

20

25

30

-12 0 12 24 36 48 60 72 84 96 108

Recubrimiento c [mm]

Tens

ión

Max

de

Adhe

renc

ia τ

máx

[MPa

]

12A12B12C12D12E

12A3

12A212A1

Page 98: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

84

con aparición de splitting. Sin embargo, para un recubrimiento 4,5 veces superior

(c/φ = 1,9; tipo 12D) la tensión máxima aumenta sólo una vez y media (13,18 MPa).

Si se representa en el eje de abcisas la relación entre el recubrimiento de hormigón

y el diámetro de la barra c/φ para esta serie, que es realmente el factor

determinante según investigaciones de varios autores (Bazant 1995, Gambarova

1997 y Vandewalle 1992), ver Capítulo III; la resistencia última de adherencia

aumenta con este término hasta un valor a partir del cual permanece constante,

Figura 43.

En esta figura se realiza el ajuste lineal mediante mínimos cuadrados de las

probetas 12E, 12D, 12C y 12B para conocer el incremento de la tensión de

adherencia con la relación recubrimiento – diámetro (c/φ) y el valor a partir del cual

permanece constante. No se tienen en cuenta para este ajuste los resultados de las

tipo 12A ya que la relación c/φ es muy elevada (del orden de 8) y el valor a partir del

cual τmáx se estabiliza se encuentra en torno a 3,4 veces el diámetro de la barra.

Figura 43. Influencia de la relación recubrimiento – diámetro en la máxima tensión

de adherencia local en ensayos tipo pull – out [φ12 mm].

Además, se realiza el ajuste de los resultados imponiendo como punto inicial de la

gráfica el obtenido teóricamente para una barra sin recubrimiento, (c/φ = –1, τmáx =

0

5

10

15

20

25

30

-1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Relación c/ø

Tens

ión

Max

de

Adhe

renc

ia τ

máx

[MPa

]

12A12B12C12D12Eteórico

ajuste lineal

Page 99: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

85

0), que corresponde a la tensión de adherencia nula de una barra de diámetro φ y

recubrimiento –φ, tangente exterior a la probeta de hormigón.

Según los resultados experimentales ofrecidos por las probetas 12B y 12A a partir

de un valor ligeramente menor a c/φ = 3,9 la tensión máxima de adherencia parece

estabilizarse. Estos resultados se encuentran en consonancia con los obtenidos por

otros autores como Vandewalle (1992), Cairns (1995) (a) y Walker (1999).

Resumiendo para la serie 1, la tensión máxima se produce en torno a las probetas

tipo 12B con recubrimiento medio de 47 mm (c/φ ≈ 3,9), es decir, que es alrededor

de esta relación recubrimiento – diámetro cuando se estabilizan los valores de la

tensión máxima de adherencia, a partir del cual un incremento de recubrimiento no

produce un aumento de la tensión de adherencia (Figura 43).

Serie 2 Los resultados de las curvas tensión de adherencia local frente al deslizamiento,

Figura 31, Figura 32, Figura 33 y Figura 34, confirman que se produce un aumento

de la tensión de adherencia con el recubrimiento de hormigón que rodea a la barra.

La tensión máxima se produce para la barra centrada tipo 16A con un valor medio

de 15,15 MPa, mientras que para la barra en posición tangente a la superficie de

hormigón 16E la tensión máxima es 4,65 MPa. Esta tensión es aproximadamente

un 50% menor que en la serie anterior φ12 (9,23 MPa) pues la relación c/φ es en

este caso 0,12 frente a 0,39.

En la Figura 44 se presentan los resultados de la serie 2 [φ16]: en el eje de

abscisas el recubrimiento c, y en el eje de ordenadas la tensión máxima de

adherencia local τmáx. Igual que en la serie 1, en esta figura se puede observar

como un aumento de recubrimiento conlleva un incremento de la tensión de

adherencia hasta un determinado valor (en el entorno de las probetas 16D) en el

que parece estabilizarse.

Page 100: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

86

Figura 44. Influencia del recubrimiento en la máxima tensión de adherencia local en

ensayos tipo pull – out para un diámetro de 16 mm.

La desviación estándar de resultados obtenida en cada grupo de probetas iguales

aumenta con el recubrimiento siendo 1,85 MPa en 16A; 1,63 MPa en 16B; 0,28

MPa en 16D; y 0,81 MPa en 16E.

En la Figura 45 se ha representado la tensión máxima de adherencia en función de

la relación recubrimiento/diámetro (c/φ) de la Serie 2 con un ajuste lineal mediante

mínimos cuadrados de los resultados 16E y 16D e imponiendo el punto teórico c/φ =

−1 y τmáx = 0 (Recta A).

Por otro lado, puesto que la relación c/φ de las probetas 16B es igual a 4, es

razonable suponer que la tensión de adherencia se mantiene constante para

relaciones c/φ superiores a 4 y por tanto la gráfica entre las probetas 16B y 16A es

horizontal (Recta B).

Considerando la intersección entre las rectas A y B puede decirse que la tensión

máxima aumenta en barras de diámetro φ16 hasta una relación c/φ en torno a 3,2 a

partir de la cual permanece constante.

0

5

10

15

20

25

-16 0 16 32 48 64 80 96

Recubrimiento c [mm]

Tens

ión

Max

de

Adhe

renc

ia τ

máx

[MPa

]

16A16B16D16E

Page 101: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

87

Figura 45. Influencia de la relación recubrimiento – diámetro en la máxima tensión

de adherencia local en ensayos tipo pull – out [φ 16 mm].

Serie 3 En cuanto a la serie de ensayos pull – out en barras de diámetro 20 mm, según los

resultados tensión de adherencia – deslizamiento de las Figura 35, Figura 36,

Figura 37 y Figura 38, se alcanzan tensiones de adherencia locales mayores a

medida que aumenta la relación c/φ. Para 20A1 con c/φ = 4,3 se obtiene una

tensión de adherencia local máxima de 20,44 MPa; para 20B1 con c/φ = 3 de 19,82

MPa; para 20D2 con c/φ = 1,6 de 11,66 MPa; y 20E1 con c/φ = 0,1 de 6,77 MPa.

Aunque la tensión máxima de adherencia es similar en 20A1 y 20B1 (20,44 MPa y

19,82 MPa) el deslizamiento de la barra para cualquier tensión de adherencia es en

todos los casos mayor en la probeta con menor relación c/φ.

Respecto al deslizamiento de la barra se obtiene, para la misma la tensión de

adherencia, menor deslizamiento en probetas con un recubrimiento mayor,

resultados esperados puesto que el hormigón que rodea a la barra impide en gran

medida el deslizamiento de la misma. Estos resultados están en consonancia con

las series anteriores.

0

5

10

15

20

25

-1 0 1 2 3 4 5 6

Relación c/ø

Tens

ión

Max

de

Adhe

renc

ia τ

máx

[MPa

]

16A16B16D16Eteórico

ajuste lienalj li l

(A)

(B)

Page 102: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

88

La tensión de adherencia para pequeños deslizamientos, del orden de 0,01 mm,

disminuye con el recubrimiento a partir de las probetas tipo 20B. Lo mismo ocurre

para deslizamientos mayores (0,1 mm).

En la Figura 46 se representa la influencia del recubrimiento c en la tensión máxima

de adherencia para esta serie de ensayos.

Figura 46. Influencia del recubrimiento en la máxima tensión de adherencia local en

ensayos tipo pull – out para un diámetro de 20 mm.

La desviación estándar de τmáx de las dos probetas de cada tipo oscila entre 1,98

MPa y 2,95 MPa para las tipo 20A y 20B; y entre 0,17 MPa y 0,86 MPa para las tipo

20D y 20E.

El hecho de que los resultados relativos a la tensión máxima de adherencia de las

probetas 20A y 20B presenten una desviación importante así como que se hicieran

dos ensayos por tipo de probeta impone tratar dichos resultados con cierta cautela.

Esto puede originar ciertas incongruencias como que para la probeta 20B2 con un

recubrimiento de 62 mm la tensión máxima es mayor que en las tipo 20A donde el

recubrimiento medio es del orden de 87 mm (ver Figura 46).

0

5

10

15

20

25

30

-20 0 20 40 60 80 100

Recubrimiento c [mm]

Tens

ión

Max

de

Adhe

renc

ia τ

máx

[MPa

]

20A20B20D20E

Page 103: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

89

En cuanto a probetas tipo 20E con la armadura tangente a la superficie,

(recubrimiento real de hormigón 2,5 mm), se produce una tensión máxima de 6,16

MPa, sin embargo, para un recubrimiento medio de 34 mm (tipo 20D, c/φ =1,7), la

tensión máxima de adherencia aumenta un 90% (11,78 MPa). Por lo tanto, casi

supone el doble de la resistencia obtenida respecto a un recubrimiento nulo.

Resumiendo en la Figura 46, la tensión máxima de adherencia aumenta con el

recubrimiento hasta aproximadamente 60 mm (probetas 20B), valor a partir del cual

se estabilizaría.

En la Figura 47 se representa la tensión máxima de adherencia en función del

parámetro c/φ (φ = 20 mm y hormigón de 29,74 MPa de resistencia a compresión).

Se realiza el ajuste lineal por mínimos cuadrados de 20B, 20D y 20E. Al igual que

en las series anteriores se fija el punto teórico c/φ = –1 que le corresponde una

tensión de adherencia nula.

Figura 47. Influencia de la relación recubrimiento – diámetro en la máxima tensión

de adherencia local en ensayos tipo pull – out [φ 20 mm].

Respecto a los valores donde se estabiliza la tensión máxima de adherencia se

estima aproximadamente la media de los resultados de las probetas 20B y 20A. El

0

5

10

15

20

25

30

-1 0 1 2 3 4 5

Relación c/ø

Tens

ión

Max

de

Adhe

renc

ia τ

máx

[MPa

]

20A20B20D20Eteórico

ajuste linealajuste lineal

20A1

20A2

20B2

20E2

20E1

20D120D2

20B1

Page 104: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

90

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

-1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Relación c/ ø

τbm

áx /f

c

ø12 mmø16 mmø20 mm

punto de intersección de las dos funciones lineales corresponde a una relación c/φ

igual a 3.

Concluyendo, según los resultados obtenidos de todas las series, Figura 32, Figura

43, Figura 47, etc.) puede decirse que en ensayos de adherencia tipo pull – out, el

recubrimiento influye de una manera considerable en la tensión máxima de

adherencia hasta un valor entre 2,5 y 3,5 veces el diámetro, a partir del cual se

estabiliza.

IV.5.1. Estimación de la capacidad de adherencia de barras con recubrimiento variable

A continuación se determina la capacidad de adherencia de barras con

recubrimiento variable de hormigón. La Figura 48 incluye los resultados obtenidos

de todas las series ensayadas.

Figura 48. Efecto de la relación c/φ en la tensión máxima de adherencia local, serie

1 [φ12], serie 2 [φ16] y serie 3 [φ20].

Page 105: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

91

En el eje de abscisas se representa la relación recubrimiento – diámetro (c/φ) y en

el eje de ordenadas la relación adimensional entre la tensión máxima de adherencia

y la resistencia del hormigón (τbmáx / fc). Se elige este parámetro para independizar

la tensión de adherencia de la resistencia del hormigón ya que varía según la serie

de ensayos.

Claramente en esta gráfica hay dos tendencias, un aumento de τbmáx / fc con la

relación c/φ y una segunda ligeramente horizontal ya que tiende a estabilizarse.

Estos resultados están en consonancia con los obtenidos por otros autores.

Se han realizado dos ajustes lineales de los resultados mediante mínimos

cuadrados en la Figura 49. Por un lado, de la primera parte donde la relación τmáx /

fc aumenta con c/φ y por otro, de la zona en la que esta relación tiene una tendencia

horizontal (línea azul en la gráfica). La intersección de las dos rectas es el punto de

abcisa c/φ igual a 2,8. A partir de este valor se ha estimado un tramo horizontal de

la función ya que los valores de 12A (c/φ ≈ 8) tienen una dispersión elevada como

se comentó en el apartado IV.4 de resultados. Además, a partir de un cierto valor

de la relación c/φ el recubrimiento no influye en la tensión de adherencia resultante

confirmando las investigaciones de otros autores (Malvar 1992, Gambarova &

Rosati 1997).

Figura 49. Efecto del recubrimiento en la tensión máx. de adherencia local (Ktr = 0).

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

-1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Relación c/ ø

τm

áx /

f c

ø12 mmø16 mmø20 mm

2.8

Page 106: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

92

Según los resultados la ecuación de la recta del tramo inicial y del tramo horizontal

supuesto son las siguientes:

+⋅=

τ 1øc15,0

fcmaxb para c/φ < 2,8

(Ec. 16.)

57,0fc

maxb=

τ para c/φ ≥ 2,8 (Ec. 17.)

Teóricamente el punto (c/φ = −1; τbmáx / fc = 0) corresponde a la tensión de

adherencia nula de una barra de diámetro φ y recubrimiento –φ, tangente exterior a

la probeta de hormigón. La ecuación anterior se ha establecido para que la recta

pase por este punto. El comportamiento real entre un recubrimiento −φ y un

recubrimiento nulo es desconocido y puede ser muy variable, pero se ha preferido

mantener este tramo de la recta. La frontera que separa los fallos de splitting de los

fallos por pull – out no está perfectamente definida y varía normalmente entre c/φ =

2,5 y c/φ = 3,5 dependiendo entre otros de las características del ensayo,

materiales, índice de corrugas de las barras, confinamiento, etc. Para tener en

cuenta el efecto de confinamiento de la armadura transversal se sustituye la

relación c/φ por (c + Ktr) /φ. Ktr es un coeficiente propuesto por el ACI 318 (1999)

función de la cuantía de armadura transversal del elemento:

ns10fAK yttr

tr⋅⋅

⋅= [mm] (Ec. 18.)

Siendo,

Atr: sección total de armadura transversal en la distancia s y que se

encuentra perpendicular al plano potencial de splitting [mm2], fyt: límite

elástico de la armadura transversal [N/mm2], s: separación máxima entre

cercos en la longitud de anclaje medida a eje [mm] y, n: número de barras

en el plano de splitting.

En la gráfica propuesta se ha considerado Ktr igual a cero, ya que no existe

armadura transversal.

Page 107: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

93

Según los resultados para un recubrimiento escaso o nulo queda garantizada una

tensión de adherencia mínima, debido a que el hormigón rodea todavía a la barra

en su perímetro. Sin embargo, recubrimientos pequeños no garantizan una tensión

suficiente que permita el anclaje de las barras. Además, con un escaso

recubrimiento pueden intervenir aspectos muy negativos relacionados con la

durabilidad de la estructura al no quedar la armadura suficientemente protegida

ante agentes agresivos (ambientes marinos, acción del fuego, etc.).

La ecuación propuesta permite estimar a partir de una relación recubrimiento –

diámetro la capacidad adherente hormigón – acero y será de aplicación en el

modelo propuesto en el Capítulo VII, incluyendo, además, el efecto favorable de la

armadura transversal.

IV.5.2. Modos de fallo

Entre los factores que determinan el tipo de fallo que se produce, la relación

recubrimiento / diámetro juega un papel fundamental: para valores c/φ elevados es

pull – out, ya que se produce la rotura por deslizamiento de la barra respecto al

hormigón según una superficie envolvente de las corrugas y, para pequeños

valores de c/φ es splitting, ya que al no existir suficiente recubrimiento las fisuras

radiales originadas por las tensiones de adherencia alcanzan la superficie y se

produce la fisuración (Tepfers 1973, Magnusson 1992).

En la Figura 50 se muestra el mapa de fisuras de algunas de las probetas

ensayadas: 16E1, 16E2, 20D1, 20E1 y 20E2 donde se aprecia la posición del

manguito que evita la adherencia y el dibujo de la fisuración. En el caso de probetas

sin recubrimiento se produce un desprendimiento de la zona de hormigón que

rodea a la barra (zona punteada) en 16E1, 16E2, 12E1 o 12E2. Sin embargo, en el

caso de que exista algo de recubrimiento se produce una fisura localizada

longitudinal, como en 20D1.

Page 108: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

94

Figura 50. Fisuración de recubrimiento. Alzado lateral 16E1, 16E2, 20D1, 20E1 y

20E2.

Centrándonos en el tipo de fallo que se produce en los ensayos realizados según el

diámetro de la armadura, en la serie 1 [12 mm] para las probetas 12A y 12B con

recubrimiento 94 y 47 mm respectivamente, el tipo de fallo es por pull – out y se

inicia un deslizamiento de la barra respecto al hormigón. Sin embargo, en las

probetas tipo 12C, 12D y 12E con recubrimientos medios de 31,16 mm; 22,96 mm y

4,70 mm, y una relación c/φ de 2,60; 1,91 y 0,30 respectivamente, se produce una

fisura longitudinal de splitting según la dirección de la armadura, debido a que la

Page 109: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

95

componente radial de adherencia introduce tensiones en el hormigón que al superar

su resistencia a tracción producen el agotamiento del mismo.

Figura 51. Fallo por splitting. Mapa de fisuras de las probetas 16D2.

En la serie 2 [φ16] se produce el fallo por pull – out para las probetas tipo A con c/φ

= 5,75 y tipo B con c/φ = 4,00 y, por splitting en las probetas D y E con una relación

c/φ igual a 2,21 y 0,12 (ver Figura 51 con una probeta tipo 16D y Figura 52 con una

probeta tipo 16E con recubrimiento teórico nulo).

Page 110: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

96

Figura 52. Fallo por splitting 16E1.

En cuanto a la serie 3 [φ20] en las probetas D y E se produce la fisuración del

recubrimiento. En la Figura 53 se muestra una de estas probetas tipo 20E junto con

otra de la serie anterior 1 (12E) cuyo fallo se debe también al splitting.

Page 111: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

97

Figura 53. Fallo por splitting. Mapa de fisuras de las probetas 12E3 y 20E1.

Page 112: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

98

Debido al método de ensayo empleado no se obtiene el arrancamiento o fisuración

última, pero sí se aprecia la distribución de fisuras radiales alrededor de la barra,

formando el cono de rotura, por ejemplo en las probetas 12D2 y 16D1 (Figura 54) y,

12C2 y 20D1 (Figura 55).

Figura 54. Fisuras radiales en el extremo pasivo de la armadura, 12D2 y 16D1.

a)

Page 113: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

99

b)

Figura 55. Fisuras radiales en el extremo pasivo de la armadura: a) 12C2 y, b)

20D1.

Por lo tanto, en cuanto al tipo de fallo puede decirse que para altas relaciones

recubrimiento/diámetro y por lo tanto mayor confinamiento, el fallo se produce por

arrancamiento de la barra, pull – out, que es el caso de todos los ensayos

centrados 12A, 16A y 20A. Sin embargo, para las probetas con la barra en posición

excéntrica y en aquéllas con menor recubrimiento se produce la fisuración del

hormigón por tensiones elevadas en la dirección de la barra, splitting. Estos

resultados coinciden con las investigaciones de otros autores, Gambarova (1997),

Magnusson (2000), Tastani (2002).

IV.6. CONCLUSIONES

En el presente Capítulo se recogen los resultados obtenidos en la investigación

llevada a cabo para profundizar en el fenómeno de la adherencia local entre el

Page 114: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

100

hormigón y el acero. Se ha estudiado tanto la influencia del recubrimiento y de la

relación recubrimiento/diámetro en la tensión de adherencia máxima, como el tipo

de fallo que se produce.

Se han realizado tres series de ensayos tipo pull – out para diversos recubrimientos

y diámetros de barras obteniendo para cada uno de los ensayos la correspondiente

curva tensión de adherencia – deslizamiento.

Los resultados y el análisis de los mismos han puesto de manifiesto que, para un

determinado diámetro, la tensión máxima de adherencia crece con el recubrimiento

hasta un determinado valor a partir del cual se mantiene sensiblemente constante

con independencia de que aumente el recubrimiento. Según los resultados

experimentales, este valor crítico de recubrimiento está entre 2,5 y 3,5 veces el

diámetro de la barra.

En los ensayos se ha constatado que para un recubrimiento geométrico nulo

(armadura tangente a la cara de la pieza) subsiste una tensión de adherencia

residual dado que en realidad el hormigón rodea a la barra en todo su perímetro

excepto, teóricamente, en la generatriz tangente. Sin embargo, esta tensión de

adherencia no garantiza en todos los casos el anclaje de las armaduras,

especialmente si se trata de barras de la serie media y gruesa.

A partir del ajuste por mínimos cuadrados de los resultados experimentales, e

imponiendo la condición de que para una relación c/φ = -1 (caso teórico de una

barra de diámetro φ tangente exterior a la probeta de hormigón) la tensión de

adherencia ha de ser nula, se ha propuesto un función bilineal que permite estimar

la relación adimensional entre la tensión máxima de adherencia y la resistencia del

hormigón (τbmáx / fc) en función de la relación recubrimiento/ diámetro (c/φ).

Así, para valores de c/φ comprendidos entre -1 (teórico) y 2,8, la relación τbmáx / fc

crece linealmente hasta alcanzar un valor de 0,57. A partir de ese punto, la tensión

de adherencia permanece constante independientemente del valor que tome c/φ.

Estas ecuaciones se emplean en el modelo propuesto en esta Tesis para la

evaluación de estructuras con pérdida de adherencia parcial (Capítulo VIII).

Page 115: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO IV. ENSAYOS TIPO PULL – OUT. PROGRAMA EXPERIMENTAL

101

Los resultados obtenidos en este Capítulo, tanto las gráficas de adherencia como la

relación propuesta (τbmáx / fc) – (c/φ), se ajustan bien a modelos propuestos por otros

autores, aunque en general, existe una gran dispersión en este tipo de ensayos pull

– out debido al gran número de parámetros que los condicionan: tamaño y forma de

las probetas, confinamiento, materiales, método de ensayo y longitudes adherentes.

Page 116: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

Page 117: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

102

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

V.1. RESUMEN

En este Capítulo se estudia la relación que existe entre la tensión de adherencia y

el deslizamiento en barras corrugadas de distinto diámetro mediante el ensayo

normalizado de adherencia tipo beam test. Se realizan dos series de ensayos

asociadas a diámetros de armadura 16 y 25 mm. La longitud adherente es igual a

diez veces el diámetro de la barra y se sitúa en el centro de cada una de los

Page 118: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

103

bloques. A partir de los resultados se propone una curva teórica tensión de

adherencia – deslizamiento para barras corrugadas.

V.2. INTRODUCCIÓN

El programa experimental que se desarrolla en este Capítulo está basado en

ensayos normalizados tipo beam test llevados a cabo para definir la relación tensión

de adherencia local – deslizamiento, la tensión media de adherencia y la tensión de

rotura en barras corrugadas con una longitud adherente igual a 10φ. El

procedimiento y descripción de este ensayo normalizado se expuso en el apartado

III.4.1.2.

V.3. PROGRAMA DE ENSAYOS

Se han realizado dos series de ensayos, con barras de 16 mm y 25 mm de

diámetro, registrándose la carga aplicada y el deslizamiento relativo en cada

extremo de la barra. A partir de los resultados obtenidos se establece una relación

tensión de adherencia local – deslizamiento. Los grupos de barras ensayados

cumplen los requisitos técnicos establecidos en la UNE 36740:98 “Determinación

de la adherencia de las barras y alambres de acero para armaduras de hormigón

armado. Ensayo de la viga”, referentes a la tensión media de adherencia τbm y a la

tensión de rotura de adherencia τbu, que dependen del diámetro de la barra: τbm ≥

7,84 – 0,12φ y, τbu ≥ 12,74 – 0,19φ.

Cada una de las series corresponde a un diámetro normalizado de barra: la serie

BT2 a un diámetro de 16 mm y la serie BT3 a un diámetro de 25 mm.

Page 119: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

104

V.3.1. Materiales

La resistencia media a compresión del hormigón según la rotura de tres probetas

cilíndricas varía de 24,4 a 29,4 MPa en la serie BT2 [φ16] y de 23,3 a 28,9 MPa en

BT3 [φ25]. En la fabricación del hormigón se empleó la siguiente dosificación:

cemento tipo CEM I 42,5 – 250 Kg/m3; grava rodada (5/15) – 1300 Kg/m3; arena

(0/2) – 600 Kg/m3 y una relación agua cemento de 0,65. El hormigonado se realiza

con la posición de la barra objeto de ensayo en horizontal.

El acero es del tipo B500S, la separación entre corrugas, la altura de corrugas y el

perímetro sin corrugas varía según el fabricante.

V.3.2. Diseño de vigas

La geometría de las vigas se ajusta a lo establecido en el Capítulo III sobre ensayos

de caracterización de la adherencia beam test según el diámetro de la barra a

ensayar.

V.3.3. Dispositivo de ensayo

Cada una de las vigas se somete a dos cargas puntuales aplicadas simétricamente

mediante un gato hidráulico de 200 kN de capacidad. Durante el ensayo se mide la

carga aplicada y los deslizamientos relativos de la barra respecto a la superficie de

hormigón mediante captadores de desplazamiento colocados en los extremos de la

barra (δi, δd) con una precisión de 0,01 mm y una frecuencia de dos lecturas por

segundo. El ensayo finaliza cuando se produce la rotura de la adherencia en las

dos semivigas o la rotura de la barra, caso que se da principalmente en ensayos

con diámetros pequeños puesto que se suele superar la carga última del acero

antes de que se alcance la tensión máxima de adherencia.

Page 120: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

105

Debido a que la rotura total de la adherencia no se obtiene a la vez en los dos

extremos, es necesario disponer de

un dispositivo de sujeción de la barra

para que el extremo que desplace

primero quede anclado tras deslizar 3

mm, para continuar el ensayo hasta

que se produzca la rotura total de la

adherencia en el otro extremo. En la

Figura 56 se muestra uno de los

extremos de la barra con el captador

de deslizamiento.

V.4. RESULTADOS

La tensión de adherencia durante el ensayo (τ) se obtiene, como ya se expuso en el

Capítulo III, a partir de la tensión en la barra σs planteando el equilibrio de la

probeta: τ = σs / 40, siendo; σs = 1,25⋅P / As para diámetros menores que 16 mm y

σs = 1,50⋅P / As para diámetros mayores o iguales que 16 mm. P es la carga total

aplicada en la viga y As la sección de la barra objeto de estudio. En la Figura 57 se

muestran las curvas obtenidas en este tipo de ensayos para dos de las probetas de

la serie BT2 y, dos de las probetas de la serie BT3. En el eje de abscisas se

representa el deslizamiento relativo de la barra s en mm en uno de los extremos y

en el de ordenadas la carga total aplicada P en kN.

La tensión media de adherencia τbm se determina a partir de las tensiones de

adherencia correspondientes a los deslizamientos de la barra de 0,01 mm; 0,1 mm

y 1 mm; τbm = (τ0.01 + τ0.1 + τ1) / 3. De acuerdo con la norma UNE 36740 (AENOR

1998) en la que se describe el ensayo normalizado, si la rotura de adherencia de la

barra ocurre antes de que se alcance el deslizamiento de 1 mm, la tensión de rotura

constituye el tercer valor que se introduce en el cálculo de τbm.

Figura 56. Ensayo beam test,

captadores de deslizamiento.

Page 121: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

106

0,50,5 1 1,5 2 2,5 3

10

0-0,5

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Deslizamiento s [mm]

Ca

rga

P

[kN

]

serie BT2

16-BT2-24

0,50,5 1 1,5 2 2,5 3

10

0-0,5

20

30

40

50

60

70

80

90

100

máxP

Ca

rga

P

[k N

]

Po

1 2

serie BT2

Deslizamiento s [mm]

16-BT2-27

a)

b)

Page 122: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

107

0,50,5 1 1,5 2 2,5 30-0,5

20

40

60

80

100

120

140

160

180 serie BT3

Deslizamiento, s [mm]

Carg

a,

P [kN

]

25-BT3-17

0,50,5 1 1,5 2 2,5 30-0,5

20

40

60

80

100

120

140

160

180

máxP

Po

Deslizamiento, s [mm]

Ca

rga

, P

[kN

]

serie BT3

25-BT3-2

c)

d)

Figura 57. Gráfica típica de adherencia carga aplicada – deslizamiento (P – s) para

barras de diámetro 16 mm: a) BT2–24, b) BT2–27 y, de diámetro 25 mm: c) BT3–2 y d) BT3–17.

En las curvas de la Figura 57 se puede observar un primer tramo vertical en el que

no hay un deslizamiento apreciable de la barra respecto al hormigón (tramo 0 – P0

de la Figura 57 b). A continuación, comienzan a registrarse deslizamientos al

aumentar la carga hasta que se alcanza la carga máxima (tramo P0 – 1). Tras un

Page 123: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

108

periodo de estabilización de la carga en el entorno de Pmáx (tramo 1 – 2) se inicia un

descenso de la curva hasta alcanzar la tensión de adherencia residual garantizada

por la existencia de armadura transversal.

En la Tabla 11 se presentan los resultados obtenidos para la serie BT2 en la que

aparecen para las vigas ensayadas la resistencia a compresión del hormigón fc

obtenida de la rotura de probetas cilíndricas, la tensión media de adherencia τbm

(según la ecuación enunciada anteriormente) y la tensión de rotura de adherencia

τr. Esta serie corresponde a barras de 16 mm diámetro. La nomenclatura de las

probetas es la siguiente: BT seguido del número de serie y a continuación el

número de ensayo.

Tabla 11. Resultados de ensayos beam test en barras de 16 mm de diámetro.

Ensayo fc [MPa]

τbm

[MPa] τr

[MPa] Ensayo fc

[MPa] τbm

[MPa] τr

[MPa] BT2-1 24,4 11,68 15,61 BT2-26 29,4 12,57 17,09 BT2-2 24,4 12,83 15,49 BT2-27 29,4 12,00 16,50 BT2-3 24,4 14,07 16,91 BT2-28 29,4 11,31 15,46 BT2-4 24,4 12,60 15,32 BT2-29 29,4 14,37 16,94 BT2-5 24,4 14,19 16,41 BT2-30 29,4 10,94 13,54 BT2-6 24,4 13,69 15,96 BT2-31 29,4 14,99 18,22 BT2-7 24,4 14,41 16,60 BT2-32 29,4 13,55 17,34 BT2-8 24,4 13,64 16,59 BT2-33 29,4 12,16 15,42 BT2-9 24,4 10,99 13,63 BT2-34 29,4 14,07 17,40 BT2-10 24,4 11,90 15,01 BT2-35 29,4 10,54 14,30 BT2-11 24,4 10,83 14,91 BT2-36 29,4 13,34 16,81 BT2-12 24,4 12,98 15,96 BT2-37 29,4 13,57 17,33 BT2-13 27,9 11,07 14,26 BT2-38 29,4 11,83 15,99 BT2-14 27,9 11,10 14,45 BT2-39 28,9 14,89 18,70 BT2-15 27,9 10,92 13,84 BT2-40 28,9 14,37 18,07 BT2-16 27,9 11,65 16,10 BT2-41 28,9 10,40 15,45 BT2-17 27,9 13,05 15,58 BT2-42 28,9 14,70 17,00 BT2-18 27,9 11,81 15,52 BT2-43 28,9 11,68 15,50 BT2-19 27,9 11,87 15,52 BT2-44 28,9 14,41 18,80 BT2-20 27,9 11,29 15,39 BT2-45 28,9 13,39 17,18 BT2-21 27,9 10,97 15,51 BT2-46 28,9 13,04 17,34 BT2-22 27,9 14,03 16,85 BT2-47 28,9 9,85 13,56 BT2-23 27,9 11,84 16,33 BT2-48 28,9 13,55 17,35 BT2-24 27,9 9,72 14,73 BT2-49 28,9 11,52 15,45 BT2-25 27,9 9,86 14,35 BT2-50 28,9 13,41 17,85

Page 124: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

109

En la Tabla 12 se presentan los resultados obtenidos para la serie BT3 en la que se

muestra: la resistencia a compresión del hormigón fc, la tensión media de

adherencia τbm y, la tensión de rotura de adherencia τr. Esta serie corresponde a

barras de 25 mm de diámetro.

Tabla 12. Resultados de ensayos beam test en barras de 25 mm de diámetro.

Ensayo fc [MPa]

τbm

[MPa] τr

[MPa] Ensayo fc

[MPa] τbm

[MPa] τr

[MPa] Ensayo fc

[MPa] τbm

[MPa] τr

[MPa]

BT3-1 26,5 7,50 10,58 BT3-26 24,4 6,77 10,87 BT3-51 27,9 9,21 11,69 BT3-2 26,5 5,18 6,98 BT3-27 24,4 8,00 10,95 BT3-52 27,9 10,67 12,63 BT3-3 26,5 6,57 9,12 BT3-28 24,4 6,99 11,34 BT3-53 27,9 10,65 13,51 BT3-4 26,5 6,45 10,59 BT3-29 24,4 8,16 12,31 BT3-54 27,9 10,18 13,47 BT3-5 26,5 6,96 10,37 BT3-30 24,4 7,56 11,52 BT3-55 27,9 10,17 15,42 BT3-6 26,5 6,36 9,80 BT3-31 24,4 8,81 13,40 BT3-56 27,9 9,15 11,85 BT3-7 26,5 5,15 7,13 BT3-32 24,4 7,68 11,69 BT3-57 27,9 9,05 11,43 BT3-8 26,5 6,41 9,59 BT3-33 24,4 7,59 10,88 BT3-58 27,9 8,77 11,19 BT3-9 26,5 6,30 9,33 BT3-34 24,4 6,20 10,26 BT3-59 27,9 8,07 11,22 BT3-10 26,5 5,75 8,80 BT3-35 24,4 6,49 9,84 BT3-60 27,9 9,68 11,81 BT3-11 26,5 6,42 9,09 BT3-36 24,4 7,25 10,58 BT3-61 27,9 10,49 15,42 BT3-12 23,3 8,37 13,74 BT3-37 26,5 8,18 11,48 BT3-62 25,6 9,54 11,11 BT3-13 26,5 4,54 6,67 BT3-38 26,5 7,88 11,75 BT3-63 25,6 9,40 11,81 BT3-14 28,9 7,31 10,65 BT3-39 26,5 6,78 10,93 BT3-64 25,6 9,65 11,76 BT3-15 28,9 5,55 8,65 BT3-40 26,5 7,77 11,22 BT3-65 25,6 9,75 11,54 BT3-16 28,9 6,54 9,81 BT3-41 26,5 8,30 12,89 BT3-66 25,6 9,63 13,15 BT3-17 28,9 5,78 7,87 BT3-42 26,5 7,71 10,52 BT3-67 25,6 9,29 11,79 BT3-18 28,9 5,54 7,69 BT3-43 26,5 8,44 12,46 BT3-68 25,6 9,70 11,69 BT3-19 28,9 3,56 5,70 BT3-44 26,5 8,04 11,69 BT3-69 28,9 7,93 9,88 BT3-20 28,9 5,29 7,20 BT3-45 26,5 7,50 11,21 BT3-70 25,6 8,93 11,81 BT3-21 28,9 6,43 11,18 BT3-46 26,5 8,31 11,77 BT3-71 25,6 9,26 11,41 BT3-22 28,9 7,51 9,74 BT3-47 26,5 7,82 11,66 BT3-72 25,6 10,03 13,59 BT3-23 28,9 6,34 9,75 BT3-48 26,5 7,65 12,90 BT3-73 25,6 9,85 11,89 BT3-24 28,9 6,39 9,85 BT3-49 26,5 8,36 12,70 BT3-74 25,6 10,21 12,07 BT3-25 28,9 7,12 10,13 BT3-50 26,5 7,83 11,18 BT3-75 28,9 7,87 10,98

Page 125: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

110

V.5. ANÁLISIS DE RESULTADOS

La tensión característica media de adherencia τbmck se calcula mediante la

expresión:

τbmck = τbm – 1,64 ⋅ δ (Ec. 19.)

Siendo δ es la desviación típica estimada, igual a:

( )1n

2medi

τ−τ=δ ∑ (Ec. 20.)

τi es la tensión de adherencia media en cada ensayo, τmed la media

aritmética en los ensayos de la tensión media y n el número de ensayos.

Según estas ecuaciones para barras de 16 mm de diámetro [serie BT2] la tensión

característica media de adherencia τbmck es 10,09 MPa y para 25 mm de diámetro

[serie BT3] τbmck es 5,22 MPa. Según estos resultados al aumentar el diámetro de la

barra de 16 mm a 25 mm la tensión de adherencia media disminuye del orden del

48%.

En cuanto a la tensión característica de rotura, se calcula del mismo modo:

τrck = τr – 1,64 ⋅ δ (Ec. 21.)

δ toma el valor de la Ec. 21 sustituyendo el valor de tensión media por el

valor de tensión de rotura.

Considerando estas ecuaciones, para barras de 16 mm de diámetro τrck es 13,88

MPa y para 25 mm de diámetro τrck es 7,95 MPa, así pues, en términos

Page 126: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

111

porcentuales al aumentar el diámetro de 16 a 25 mm, la tensión de rotura

característica disminuye un 42%.

Concluyendo puede decirse que la tensión de adherencia máxima y la tensión de

rotura de la adherencia aumentan al disminuir el diámetro. Además, como se ha

comentado en la Figura 57, se observa como la curva de adherencia varía según el

diámetro de la barra, principalmente en el trazado del entorno de la tensión máxima

de adherencia y en el tramo descendente de la gráfica.

V.5.1. Modelo propuesto tensión de adherencia local – deslizamiento

En este apartado se propone una relación tensión de adherencia local –

deslizamiento basada en la ley no lineal que plantea el Código Modelo CEB-FIB 90

(1996), donde los parámetros se ajustan a partir de los resultados expuestos en los

ensayos beam test. Esta relación se compara con otras propuestas como la del

boletín del CEB 228 (1995) y la de Magnusson (2000).

Como se apuntó en el Capítulo III el modelo propuesto está basado en una ley no–

lineal que relaciona la tensión de adherencia local τ, con el deslizamiento de la

barra s. El tramo inicial representa el estado en el que las corrugas están adheridas

al hormigón y se caracteriza por el aplastamiento local y la microfisuración, la

segunda parte es un tramo horizontal, equivalente a la tensión máxima de

adherencia τmáx sólo para hormigón confinado. La rama descendente representa la

disminución de adherencia debido a la aparición de fisuras de splitting en el

hormigón y por último, una rama horizontal que representa la tensión de adherencia

residual τf, debida al confinamiento por la existencia de armadura transversal.

Los parámetros que intervienen en este modelo son:

tensión de adherencia, τ

tensión de adherencia residual, τf

Page 127: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

112

valores representativos de deslizamiento, s1, s2 y s3. Valores

de deslizamiento que definen los extremos de los distintos

tramos de la curva

resistencia a compresión del hormigón, fc

diámetro de la barra, φ

V.5.1.1. Relación tensión de adherencia local – deslizamiento

Basándose en los ensayos beam test se determina en la presente Tesis una curva

tensión de adherencia – deslizamiento media para diámetros de barras

correspondientes a las series media y gruesa (16 mm y 25 mm). El acero utilizado

ha sido B500S y la resistencia del hormigón varía entre 22 y 30 MPa. Se ha

adoptado como base el tipo de curva propuesta en el Código Modelo CEB–FIP 90

(1996). En esta gráfica se pueden distinguir cuatro tramos: una rama ascendente

hasta alcanzar el deslizamiento de cedencia para la tensión máxima de adherencia;

un tramo sensiblemente horizontal; un tercer tramo descendente y un último tramo

horizontal, con una tensión residual de adherencia aproximadamente igual al 40%

de la tensión máxima, Figura 58.

La ecuación que define el primer tramo es: τ = τmáx (s / s1)α para deslizamientos

comprendidos entre 0 ≤ s ≤s1. Los valores de s1 y α se han fijado en función de los

resultados experimentales en s1 = 0,45 mm y α = 0,20.

En cuanto al segundo tramo, la tensión de adherencia es τ = τmáx, siendo esta

ecuación válida para s1 ≤ s ≤s2. La tensión de adherencia máxima τmáx según el CM

CEB-FIP (1996) y Magnusson (1999), es una ecuación que varía en función de la

resistencia del hormigón del tipo τmáx = a ⋅ fcα´.

Debido a que en los ensayos realizados en la presente Tesis se ha obtenido el valor

de τmáx en función de otra variable (el diámetro de la barra φ), se propone incluirla

Page 128: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

113

en la ecuación de τmáx. Por lo tanto, la ecuación queda del tipo: τmáx = a ⋅ fcα´+ b ⋅ φ

para s1 ≤ s ≤s2. Los coeficientes toman el valor siguiente:

- para α´ se elige un valor entre ½ (propuesto por el Código Modelo 1996)

y α´ = 1 (propuesto por Magnusson 2000) que se ajuste a los ensayos

realizados. Así pues, según estas consideraciones el valor de α´ es 2/3.

- los coeficientes a y b se han determinado mediante una regresión lineal

de las dos variables establecidas (fck, φ), siendo a = 2,28 y b = − 0,37.

- y por último, el valor s2 se obtiene en función de los resultados

experimentales, s2 = 2,5⋅s1.

La expresión que define el tercer tramo es la propuesta en el Código Modelo, τ =

τmáx – (τmáx - τf) ⋅ [(s - s2) / (s3 - s2)], siendo s3 según los ensayos 5 mm. Por último,

indicar que el cuarto tramo horizontal está definido por la ecuación: τ = τf = 0,4⋅τmáx.

Resumiendo para todos los tramos, la relación entre la tensión de adherencia local

y el deslizamiento propuesta es la siguiente:

0 ≤s ≤s1: α

⋅τ=τ

1ss

max s1 = 0,45 mm, α = 0,20 (Ec. 22.)

s1 ≤s ≤s2: ( ) ø37,0f28,2 32

ckmáx −⋅=τ=τ s2 = 2,5⋅s1 (Ec. 23.)

s2 ≤s ≤s3: ( )

−−

⋅τ−τ−τ=τ23

2

ssss

fmaxmax s3 = 5 mm (Ec. 24.)

s >s3: τ = τf = 0,4 ⋅ τmáx (Ec. 25.)

Page 129: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

114

Figura 58. Relación tensión de adherencia – deslizamiento obtenida de ensayos

beam test.

Una vez establecida la relación adherencia – deslizamiento se compara con las

curvas de adherencia obtenidas en el programa experimental. En la Figura 59 para

algunos de los ensayos de la serie BT2 en barras de diámetro 16 mm (BT2-1, BT2-

7, BT2-24, BT2-27) y en la Figura 60, de la serie BT3 en barras de diámetro 25 mm

(BT3-21, BT3-67).

Figura 59. Comparación de la relación carga – deslizamiento teórica y

experimental para la serie BT2 [16mm], fc = 29,4 MPa.

0,50,5 1 1,5 2 2,5 3

10

0-0,5

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Deslizamiento [mm]

Ca

rga

[kN

]

teórica

16-BT2-27

16-BT2-0116-BT2-0716-BT2-24

0

3

6

9

12

15

18

0 1 2 3 4 5 6

Deslizamiento, s [mm]

Tens

ión

de A

dher

enci

a [M

Pa]

s2 s3s1

τmax

τf

Page 130: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

115

Figura 60. Comparación de la relación carga – deslizamiento teórica y

experimental para la serie BT3 [25mm], fc = 25,6 MPa.

En cuanto a la influencia del diámetro de la barra en el modelo que se plantea en la

presente Tesis, la tensión de adherencia aumenta al disminuir el diámetro. Para un

diámetro de 14 mm, la tensión máxima de adherencia es un 5% mayor que para

φ16 y un 39% mayor que para φ25. En la Figura 61 se muestran las curvas para

estos diámetros.

Figura 61. Influencia del diámetro de la barra en la relación tensión de adherencia

local – deslizamiento, fc= 25 MPa.

0

4

8

12

16

-0.5 6.0Deslizam iento [m m ]

Te

nsió

n A

dh

ere

nc

ia L

oc

al [M

Pa

] ø14 m m

ø16 m m

ø25 m m

0,45

s2

s3

s1

1,125 5

0,50,5 1 1,5 2 2,5 30-0,5

20

40

60

80

100

120

140

160

180

teórica

25-BT3-6725-BT3-21

Deslizamiento [mm]

Ca

rga [kN

]

Page 131: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

116

Otro aspecto importante a considerar es la influencia de la resistencia a compresión

en la relación tensión de adherencia – deslizamiento propuesta. En la Figura 62 se

analiza este parámetro para las barras de diámetro 16 mm. Según el ensayo

normalizado beam test la resistencia del hormigón debe estar comprendida entre 25

± 3,75 MPa. En la Figura 62 se representan las curvas para las resistencias de 22

MPa, 25 MPa y 28 MPa.

Figura 62. Influencia de la resistencia a compresión del hormigón en la relación

tensión de adherencia local – deslizamiento propuesta, φ = 16 mm.

V.5.1.2. Comparación de la ecuación propuesta con la de códigos, normativa y otros autores

En este apartado se compara la relación de adherencia propuesta con la del Código

Modelo CEB–FIP 90 (1996), con la del boletín CEB 228 de hormigón de alta

resistencia (1995) y con la de Magnusson (2000) en su tesis doctoral.

En cuanto a la relación tensión de adherencia – deslizamiento del Código Modelo

ya se expuso en el Capítulo III por lo que sólo se hace referencia en la Tabla 13,

donde se incluye: el valor de la tensión máxima de adherencia τmáx, la tensión de

0

4

8

12

16

-0.5 6.0Deslizam iento [m m ]

Te

nsió

n A

dh

ere

nc

ia L

oc

al [M

Pa

]

ø16, fc=22M P a

ø16, fc=25M P a

ø16, fc=28M P a

s2

s3

s1

0 ,4 5 1 ,1 25 5

Page 132: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

117

adherencia residual τf, los valores de los deslizamientos relativos representativos s1,

s2 y s3 y, el valor del exponente α con valores comprendidos entre 0,40 y 0,20

según el autor.

En el boletín CEB 228 (1995) sobre hormigón de alta resistencia, la relación tensión

de adherencia – deslizamiento se emplea para predecir la formación de fisuras en

el estado límite de servicio en el hormigón confinado. Por lo tanto, está limitado a

valores pequeños de deslizamiento. Los parámetros propuestos para τmáx, s1 y α se

presentan en la Tabla 13 siendo fck la resistencia característica del hormigón a

compresión. En la Figura 63 se representa la curva propuesta.

Magnusson (2000) en su tesis doctoral plantea algunas variaciones respecto a la

ecuación del Código Modelo y la aplica tanto a hormigón de resistencia normal

como al de alta resistencia. La principal modificación que introduce es la rama final

de adherencia, que en vez de permanecer constante disminuye hasta hacerse nula,

con un deslizamiento final s4 igual a tres veces la separación entre corrugas. La

ecuación del último tramo es:

s3 ≤ s ≤ s4: ( )

−−

⋅τ−τ=τ43

3

ssss

ff (Ec. 26.)

En la Tabla 13 se presentan los valores de la tensión máxima de adherencia según

Magnusson igual a 0,45⋅fcm; siendo fcm la resistencia media cilíndrica del hormigón a

compresión, la tensión τf = 0,40⋅τmáx, los deslizamientos relativos s1, s2, s3, s4 y α.

Las ecuaciones de los tres primeros tramos son del tipo de las planteadas en el

Código Modelo CEB–FIP 90 (1996), con variaciones en el valor asignado a los

deslizamientos s1, s2 y s3.

Page 133: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

118

Tabla 13. Comparación de parámetros de la relación tensión de adherencia – deslizamiento

Autor (Año)

τmáx

[MPa]

τ f

[MPa]

s1

[mm]

s2

[mm]

s3

[mm]

s4

[mm]

α

Código Modelo

CEB/FIB (MC90) (1996)

2,5 √fck 0,40τmáx 1 3 Distancia libre entre corrugas

− 0,40

Boletín CEB 228

(1995) 0,22 (fck+∆f) − 1 − − − 0,21

Magnusson (1)

(2000) 0,45fcm 0,40τmáx 1 3 Distancia libre entre corrugas

3 (Sep. entre

corrugas)

0,40

Propuesta Tesis

2,28 (fck)2/3−0,37φ 0,40τmáx 0,45 2,5s1 5 − 0,20

(1) para hormigones de resistencia normal y buenas condiciones de adherencia

En la Tabla 13 y Figura 63 se compara la relación tensión de adherencia –

deslizamiento y las variables tenidas en cuenta por el Código Modelo CEB–FIP 90

(1996), por el boletín CEB 228 (1995) para hormigón de alta resistencia, por

Magnusson (2000) y, los valores propuestos en la presente Tesis obtenidos de los

ensayos anteriormente descritos.

La tensión máxima de adherencia propuesta en esta tesis se presenta en función

de dos variables: la resistencia a compresión del hormigón fck y el diámetro de la

armadura φ (ver (Ec. 23.).

Page 134: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

119

16 18 20 22 24

Propuesta TesisMC90CEB 228Magnusson

Propuesta Tesis

MC90

Magnusson

Figura 63. Relación tensión de adherencia local – deslizamiento según Código

Modelo CEB/FIP, boletín CEB 228, Magnusson y, la propuesta en la presente Tesis (φ16 mm).

Según la Figura 63 la τmáx de la ecuación propuesta (función de φ y fc) se encuentra

en el entorno de la propuesta por el MC-90 y Magnusson. Sin embargo, la rama

descendente se inicia para valores menores del deslizamiento, ya que el punto

donde comienza a descender la curva (s2) es igual 2,5⋅s1.

V.6. CONCLUSIONES

A partir de los resultados de los ensayos de adherencia tipo beam – test descritos

en este capítulo se puede afirmar que la tensión de adherencia disminuye al

aumentar el diámetro de la armadura. Así, en los ensayos con barras de 25 mm de

diámetro se ha obtenido una tensión de adherencia, media y de rotura, más de un

40% inferior a la proporcionada por los ensayos con barras de diámetro 16 mm.

El ajuste de los resultados experimentales ha permitido proponer un diagrama

tensión de adherencia local (τ) – deslizamiento (s) basado en el modelo planteado

0

3

6

9

12

15

0 2 4 6 8 10

Deslizamiento [mm]

Tensi

ón d

e A

dhere

ncia

Local

[MP

a]

Propuesta Tesis

MC90

Magnusson

CEB 228

Page 135: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO V. ENSAYOS TIPO BEAM TEST. PROGRAMA EXPERIMENTAL

120

por el CEB – FIP 90. Este diagrama consta de cuatro tramos: una rama ascendente

hasta alcanzar la tensión máxima de adherencia, un tramo horizontal, un tramo

descendente lineal y un último tramo horizontal con una tensión residual de

adherencia del orden del 40% de la tensión máxima. Se introducen como variables

la resistencia a compresión del hormigón fc, el diámetro de la barra φ, la resistencia

a la adherencia τmáx, y los deslizamientos representativos s.

Los resultados teóricos obtenidos con el modelo variando el diámetro de la

armadura confirman lo apuntado experimentalmente en el sentido de que la tensión

de adherencia disminuye al aumentar el diámetro de la barra.

Asimismo se ha verificado el ajuste razonable del diagrama propuesto a las curvas

experimentales y se ha comparado con otras propuestas tensión de adherencia-

deslizamiento realizadas por otros autores.

Page 136: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

Page 137: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

121

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

VI.1. RESUMEN

En este Capítulo se analiza el comportamiento de aquellas vigas de hormigón

armado que se ven afectadas por una pérdida parcial de adherencia hormigón −

acero en la armadura de tracción. Se estudia además la influencia de diferentes

parámetros, tales como la longitud de armadura no adherente, el recubrimiento y la

Page 138: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

122

existencia o no de armadura transversal, en la capacidad resistente de estos

elementos. Los ensayos se han dividido en series según la esbeltez de las vigas y

la resistencia del hormigón.

Los resultados pueden ser considerados de gran utilidad para evaluar el

comportamiento real y estimar la vida residual de estructuras de hormigón armado

que presenten síntomas patológicos debido a una falta de adherencia.

VI.2. INTRODUCCIÓN

Se lleva a cabo un programa experimental de ensayos en vigas que tiene por objeto

estudiar la influencia del deterioro de la adherencia acero – hormigón en la

respuesta de la estructura cuando dicho deterioro está cuantificado y caracterizado

con independencia de cuál haya sido su origen. El programa experimental se ha

basado en la realización de ensayos a flexión en vigas de hormigón armado y falta

de adherencia en zonas localizadas de la armadura de tracción.

El estudio se ha centrado en elementos flectados, ya que son aquéllos en los que la

necesidad de la transferencia de tensiones entre los dos materiales es más notoria,

obteniendo resultados para vigas de pequeña y mediana esbeltez. En estas últimas

se han ensayado vigas con hormigones de resistencia en torno a 30 MPa y 50 MPa.

Los ensayos se han dividido en tres series en función de la esbeltez y la resistencia

del hormigón:

- Serie I, vigas de esbeltez media con un hormigón en torno a 30 MPa de

resistencia a compresión

- Serie II, vigas de esbeltez media con hormigón de resistencia elevada,

en torno a 50 MPa y,

- Serie III, vigas de pequeña esbeltez.

Page 139: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

123

VI.3. VIGAS DE ESBELTEZ MEDIA CON HORMIGÓN DE RESISTENCIA MEDIA (SERIE I)

En esta serie se analizan vigas de esbeltez media con una pérdida parcial de

adherencia en zonas localizadas de la armadura de tracción y con diferentes

cuantías de armadura transversal y recubrimiento. Las vigas ensayadas son de 3

metros de longitud y 2,60 m de luz, de sección rectangular 0,15x0,25 m y 3,39 cm2

[3φ12] de armadura de tracción. Los ensayos se dividen en tres grupos según el

parámetro a analizar: A, B y C. En total se ensayaron 9 vigas. Las vigas del grupo A

son vigas con cercos y recubrimiento variable. Las vigas del grupo B sin cercos y

con recubrimiento variable y por último, las del grupo C con pérdida parcial de

adherencia y armadura de cortante variable.

VI.3.1. Programa experimental

VI.3.1.1. Materiales

La dosificación del hormigón empleado en la fabricación de las probetas es la

siguiente: grava rodada (calibre nominal 5/15), 1300 kg/m3; arena (calibre 0/2), 600

kg/m3; cemento CEM I 42´5, 250 kg/m3 y agua (relación a/c = 0,62), 155 litros/m3.

Para cada grupo de ensayos A, B y C se fabrican tres probetas cilíndricas de 15x30

cm mantenidas a una temperatura constante de 20 ± 2ºC y a una humedad relativa

del 60 ± 5%, obteniéndose una resistencia media a compresión a los 28 días de

31,85 MPa en la serie A; de 36,45 MPa en la serie B y, de 29,30 MPa en la serie C.

Las armaduras empleadas han sido de acero tipo B500S y diámetro φ6, φ8 y φ12

mm. En la Tabla 14 se especifican las propiedades teóricas del tipo de acero

empleado según UNE 36068:94 (AENOR 1994).

Page 140: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

124

Tabla 14. Características teóricas de las barras de acero normalizadas empleadas en los ensayos.

Características Barras Corrugadas

Tipo de Acero B500S

Norma de Producto UNE 36068

Límite elástico Re [MPa] 500

Carga unitaria de rotura Rm [MPa] 550

Relación Rm/ Re 1,05

Alargamiento de rotura A5 [%] 12

VI.3.1.2. Diseño de vigas

En las vigas del grupo A el recubrimiento de hormigón varía de 0 a 20 mm, (la viga

A0 tiene recubrimiento 0 mm, en la viga A1 el recubrimiento es 10 mm y 20 mm en

la viga A2). Se disponen cercos φ6 cada 15 cm a lo largo de toda la viga, según se

esquematiza en la Figura 65.

Figura 65. Vigas tipo A con recubrimiento de hormigón: 20 mm, 10 mm y 0 mm.

250

L = 3000 mm

Lo = 2600 mm

150

3ø12

2ø8

A2

150A1

250

3ø12

2ø8

150A0

3ø12

250

2ø8

ø6a150 mm

Alzado

Planta

Sección

r=20

r=10

Page 141: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

125

En el grupo de vigas B, al igual que en el grupo A anteriormente descrito, los

recubrimientos son 0, 10 y 20 mm para las vigas B0, B1 y B2 respectivamente. En

este grupo no se ha dispuesto armadura transversal, tan sólo 4 cercos de 6 mm de

diámetro en la longitud total de la viga para mantener en su posición durante el

hormigonado las barras longitudinales, Figura 66.

Figura 66. Vigas tipo B con recubrimiento de hormigón: 20 mm, 10 mm y 0 mm.

Por último, se ensayan las vigas incluidas en el grupo C con diferente porcentaje de

pérdida parcial de adherencia en zonas localizadas de la armadura de tracción

simulando un deterioro de los mecanismos de transferencia de tensiones hormigón

y acero (las vigas de este grupo se denominan DA–3, DA–9 y DB–3). En los

ensayos, la falta de adherencia se consigue mediante la colocación de unos

«manguitos» de plástico alrededor de la armadura inferior, similares a los

empleados en los ensayos de caracterización de adherencia beam test (UNE

36740:98, AENOR). Las vigas DA–3 y DA–9 tienen la misma geometría y armado

que la viga A2; sin embargo, en la viga DA–3 hay una falta de adherencia total del

250

150

250

150

250

ø6

3ø12

2ø8

B2

B1

3ø12

2ø8

B0

3ø12

2ø8

Alzado

Planta

L = 3000 mm

Lo = 2600 mmSección

r=20

r=10

Page 142: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

126

250

150

DA3 55% de Pérdida de Adherencia

DA9 73% de Pérdida de Adherencia

ø6a150 mm

L = 3000 mm

Lo = 2600 mm

3ø12

2ø8

Alzado

Planta

Sección

250

150

DB3 55% de Pérdida de Adherencia

ø6

L = 3000 mm

Lo = 2600 mm

3ø12

2ø8

Sección

55% y en la viga DA–9 la falta de adherencia es del 73% (ver Figura 67 con la

disposición de manguitos). Por último, la viga DB–3 es de la misma geometría que

la viga de la serie B [B2] e igual que DA–3, con la diferencia que no dispone cercos

y con una pérdida de adherencia en la armadura inferior del 55%, manteniendo en

la zona de apoyo un tercio de la armadura con adherencia, (ver Figura 67).

Figura 67. Vigas tipo C con cercos y con un 55% y 73% de pérdida de adherencia

(DA-3 y DA-9) y viga sin cercos con un 55% de p. a. (viga DB-3).

VI.3.1.3. Procedimiento de ensayo

Los ensayos a flexión de las vigas del grupo A han sido realizados mediante la

aplicación de dos cargas puntuales simétricas separadas entre sí una distancia de

Page 143: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

127

un tercio de la luz. Los ensayos de los grupos B y C se realizan mediante la

aplicación de una carga puntual en el centro del vano. La relación luz/canto en esta

serie de ensayos es 10,40.

Las vigas se colocan en el banco de ensayo apoyadas sobre rodillos y pletinas

metálicas. Para la aplicación de la carga, en el caso de dos cargas puntuales, se

coloca un perfil metálico IPE bajo el gato hidráulico apoyado simétricamente en la

viga, igualmente mediante dos rodillos metálicos y pletinas a una distancia entre

ellos igual a un tercio de la luz. El gato hidráulico es accionado por un dinamómetro

de péndulo AMSLER PM-103 hasta alcanzar la rotura.

Figura 68. Dispositivo de ensayo en la viga A0 (Serie I).

La carga aplicada se mide con un captador de presión colocado en la cabeza del

gato hidráulico y su lectura es recogida dos veces por segundo. Las vigas se

someten a un proceso de carga escalonado donde se mide la evolución y el ancho

de fisura mediante fisurómetros. En todas las vigas se registra automáticamente la

flecha en el centro para la carga que actúa en cada momento con un flexímetro con

precisión una centésima de milímetro y una frecuencia de dos lecturas por segundo.

En la Figura 68 se representa el dispositivo de ensayo de la viga A0.

Page 144: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

128

En la Tabla 15 se presenta el resumen del programa experimental que incluye: el

recubrimiento en todas las vigas medido desde el eje de la armadura de tracción

(c), la relación entre la luz y la distancia del punto de aplicación de la carga al apoyo

(Lo/Lv), la resistencia a compresión del hormigón a los 28 días (fc28), los estribos, el

área de armadura transversal en mm2 por metro lineal, la pérdida de adherencia en

la armadura traccionada en tanto por ciento de la longitud y, si existe o no

adherencia en el apoyo (en caso afirmativo el número de armaduras que la tienen).

Tabla 15. Programa de ensayos serie I.

Viga Recub. c

[mm]

Lo / Lv

Resist. a comp.

hormigón fc28

[MPa]

Estribos

[@ mm]

Atransv

[mm2/m.l.]

Pérdida de Adherencia

[%]

Adh. en el apoyo

A0 0+6 3,02 31,85 cφ6@ 150 376 0 Si (3/3) A1 10+6 3,02 31,85 cφ6@ 150 376 0 Si (3/3)

A

A2 20+6 3,02 31,85 cφ6@ 150 376 0 Si (3/3) B0 0+6 2 36,45 4φ6 - 0 Si (3/3) B1 10+6 2 36,45 4φ6 - 0 Si (3/3)

B

B2 20+6 2 36,45 4φ6 - 0 Si (3/3) DA-3 20+6 2 29,30 cφ6@ 150 376 55 Si (1/3) DA-9 20+6 2 29,30 cφ6@ 150 376 73 No

C

DB-3 20+6 2 29,30 4φ6 376 55 Si (1/3)

VI.3.2. Resultados

En la Tabla 16 se presentan los resultados obtenidos en esta serie: carga de rotura

Qr, (en el caso de ensayo con dos cargas puntuales P, la carga de rotura Qr es igual

a 2P), momento flector para la carga de rotura MQr, flecha en el centro del vano bajo

máxima carga de servicio teórica δs 1 y, por último, el tipo de fallo que se produce.

Page 145: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

129

Tabla 16. Resultados experimentales vigas serie I.

Viga Carga de

Rotura Qr

[kN]

Momento Flector

MQr

[mkN]

Flecha bajo máx. Qserv teórica

1

δs [mm]

Tipo de fallo

A0 94,17 40,80 6,59 (48 kN) Flexión

A1 76,32 33,07 6,81 (45 kN) Flexión

A

A2 81,24 35,20 6,91 (43 kN) Flexión

B0 64,42 41,87 4,01 (32 kN) Flexión

B1 57,90 37,63 4,37 (30 kN) Flexión

B

B2 56,72 36,86 4,61 (29 kN) Flexión

DA-3 57,02 37,06 5,84 (29 kN) Flexión

DA-9 58,47 38,00 5,99 (29 kN) Flexión

C

DB-3 48,79 31,71 6,45 (29 kN) Splitting

VI.3.3. Análisis de Resultados

VI.3.3.1. Estudio del comportamiento a flexión cuando el recubrimiento de las armaduras traccionadas es escaso

Las curvas carga – flecha en el centro de vano obtenidas para los ensayos de las

vigas del grupo A con c = 0, 10 y 20 mm hasta el 90% de la carga de rotura se

presentan en la Figura 69. En esta figura se observan tres gráficas prácticamente

coincidentes para valores pequeños de carga y lineales hasta aproximadamente 13

kN, momento en el que aparece la primera fisura, disminuye la rigidez y la

pendiente de las curvas. La viga A0 presenta una rigidez superior que las A1 y A2,

que se manifiesta en una pendiente mayor debido a que es la de mayor brazo

mecánico y por lo tanto, la de mayor capacidad resistente (94,17 kN). Por el

contrario, los ensayos de las vigas A1 y A2 proporcionan unas gráficas carga –

flecha prácticamente coincidentes.

1 La carga de servicio es el valor entre paréntesis, correspondiente al momento máximo

teórico de la sección obtenido con un coeficiente de seguridad de los materiales de: γc = 1,5 para

hormigón y γs = 1,15 para acero y, suponiendo un coeficiente de seguridad para las acciones de 1,6.

Page 146: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

130

Figura 69. Relación carga aplicada – flecha en vigas del grupo A con diferentes

recubrimientos hasta el 90% de la carga de rotura.

La deformación en el centro de vano para carga de servicio (según se establece en

la Tabla 16) de la viga A0 con 0 mm de recubrimiento es 6,59 mm; 6,81 mm para la

A1 con 10 mm y 6,91 mm para A2 con 20 mm. Por lo tanto, en porcentaje implica

que la flecha es un 3% mayor para c = 10 mm y un 5% mayor para c = 20 mm,

justificado por una disminución del brazo mecánico. En la Figura 70 se presenta

una fotografía de la viga A0 con la deformación residual al finalizar el ensayo.

Figura 70. Viga A0 de la serie I.

0

15

30

45

60

75

90

105

0 3 6 9 12 15 18

Flecha en el centro del vano [m m ]

Ca

rga

[kN

]

V iga A0 [rec 0 m m ]Viga A1 [rec 10 m m ]Viga A2 [rec 20 m m ]

Qult A O =9 4 ,1 7 kN

Page 147: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

131

Analizando, en segundo lugar, las vigas del grupo B sin armadura transversal, se

produce un aumento de la capacidad resistente al disminuir el recubrimiento de

hormigón justificado, como ya se ha comentado, por el incremento del brazo de

palanca (ver Figura 71), coincidiendo estos resultados con los obtenidos en las

vigas anteriores (grupo A).

Figura 71. Relación carga aplicada – flecha en vigas del grupo B con diferentes

recubrimientos de hormigón (0, 10 y 20 mm) hasta el 75% de la carga

de rotura.

En cuanto a los valores de la deformación en el centro de vano bajo carga de

servicio, en la viga B0 es 4,01 mm; 4,37 mm en B1 y 4,61 mm en B2. Por lo tanto,

en porcentajes la flecha es un 9% mayor para 10 mm y un 15% mayor para 20 mm,

debido, al igual que en el grupo anterior, a la disminución del brazo mecánico que

implica el aumento de recubrimiento, lo que conlleva un aumento de la deformación,

aunque en este caso es más evidente que en el grupo A por el escaso

confinamiento.

A la vista de los resultados obtenidos no se evidencia una influencia del cambio de

distribución de carga (paso de dos cargas puntuales en el grupo A, a una sola carga

puntual aplicada en el centro en el grupo B), siendo similar el momento flector para

la carga de rotura que se aproxima en las vigas A0 y B0 y, A2 y B2.

0

15

30

45

60

75

0 3 6 9 12

Flecha en el centro del vano [m m ]

Ca

rga

[kN

]

V iga B0 [rec 0 m m ]Viga B1 [rec 10 m m ]Viga B2 [rec 20 m m ]

Qult B 0 = 64,42 kN

Page 148: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

132

0

5

10

15

20

25

30

35

0 3 6 9 12

Flecha en el centro del vano [mm]

Mom

, Fle

cto

r E

xterior

[kN

m]

Viga DA3 (confinamiento alto , 55% p.a.)

Viga DA9 (confinamiento alto , 73% p.a.)

VI.3.3.2. Influencia de la pérdida parcial de adherencia

Es de especial importancia comparar entre sí los resultados obtenidos entre las

vigas de los grupos A y B con los del grupo C con pérdida de adherencia, para

analizar la influencia del confinamiento en los resultados. Los cercos mejoran el

comportamiento general de las vigas deterioradas, sobre todo al acercarse a la

carga de rotura: el momento para la carga de rotura en DA-3 (viga con cercos) es

37,06 kN frente a 31,71 kN en DB-3 (vigas sin cercos), es decir, un 17% mayor.

Esto confirma la importancia de la armadura transversal en elementos con pérdida

de adherencia para garantizar unas ciertas tensiones de adherencia.

Si se analizan las curvas momento flector – deformación en ensayos con cercos y

distinto porcentaje de armadura de flexión adherida, la viga DA-3 con un 55% de p.

a. y la DA-9 con un 73% de p. a. (Figura 72), para cualquier valor del momento

flector la deformación en el centro del vano es similar para ambas vigas.

Figura 72. Influencia de la pérdida de adherencia en la relación momento flector −

desplazamiento hasta el 80% del momento flector correspondiente a la

carga de rotura.

Por lo tanto, no se aprecia una disminución clara de la capacidad resistente cuando

la pérdida de adherencia pasa de un 55% en la viga DA-3 a un 73% en la viga DA-

Page 149: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

133

9. Esto confirmaría el papel crucial de los cercos, que proporcionan un

confinamiento para que estas vigas tengan una capacidad resistente importante a

pesar del deterioro.

Los resultados obtenidos en las vigas A2 y DA-3 se emplean para verificar la

validez del modelo que se propone en esta Tesis para evaluar estructuras

deterioradas por una falta de adherencia hormigón – acero (Capítulo VII).

En cuanto a los ensayos realizados sobre vigas sin cercos (B2, DB-3), se observa

que la influencia de la pérdida de adherencia en la capacidad resistente es

considerablemente más notable que en aquellas vigas ensayadas con cercos. En la

Figura 73 se representa la relación carga − deformación en las vigas, B2 viga

patrón, y DB-3 con 55% de pérdida de adherencia. Se observa que la flecha de la

viga con pérdida de adherencia DB-3, [línea roja] es considerablemente mayor que

la de la viga patrón sin pérdida de adherencia [línea azul]. Bajo carga de servicio

(ver Tabla 16) la flecha en el centro de vano de la viga con falta de adherencia es

6,45 mm frente a 4,61 mm, que equivale a un 40% mayor. Se aprecia que a medida

que se aumenta la carga aplicada, el incremento de flecha de una viga respecto a la

otra se hace más notable.

Figura 73. Influencia de la pérdida de adherencia en la relación carga −

desplazamiento hasta un 90% de la carga de rotura para vigas B2 y

DB-3 con 0% y 55% de pérdida de adherencia respectivamente.

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Flecha [m m ]

Ca

rga

[K

N]

Viga B 2 [0%]Viga D B 3 [55%]

Qult DB 3 =48 ,79 kN

Qult B 2 =5 6 ,72 kN

Page 150: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

134

0

10

20

30

40

50

0% 20% 40% 60% 80% 100%

Pérdida de Adherencia [%]

Mom

. fle

cto

r para

carg

a d

e r

otu

ra[m

kN

]

Alto ConfinamientoBajo Confinamiento

B2 DA3

DB3

DA9

Respecto a la capacidad resistente, la disminución del momento flector

correspondiente a la carga de rotura es considerable, ya que la armadura de

tracción no se encuentra adherida en su totalidad y no existen cercos que

proporcionen confinamiento. En vigas con un 55% de pérdida de adherencia la

capacidad resistente máxima puede reducirse del orden un 14% (según resultados

B2 y DB-3).

Los resultados obtenidos en B2 y DB-3 también se emplean para verificar el modelo

teórico propuesto en esta Tesis en el Capítulo VII.

A continuación se comparan las vigas con un 55% de p. a. del grupo C. La viga DB-

3 sin cercos, es la que tiene una capacidad resistente menor, 31,71 mkN, frente a

37,06 mkN de la viga DA-3 con cercos, lo que pone de manifiesto la importancia de

la armadura transversal en vigas con pérdida de adherencia. Además, la armadura

transversal influye en el tipo de fallo ya que debido a la ausencia de cercos la viga

DB-3 falla por adherencia (splitting), (ver apartado VI.3.3.3 donde se describen los

modos de fallo).

Figura 74. Influencia de la pérdida de adherencia en el momento flector

correspondiente a la carga de rotura en vigas con armadura transversal

[DA-3 y DA-9] y en vigas sin armadura transversal [B2 y DB3].

En la Figura 74 se resumen estos resultados: momento flector correspondiente a la

carga de rotura según la pérdida de adherencia para vigas con armadura

Page 151: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

135

transversal [DA-3 y DA-9] y sin armadura transversal [B2 y DB3]. Según esta gráfica

la pérdida de adherencia disminuye la capacidad a flexión en vigas sin refuerzo

transversal (del orden del 14%), no así en el caso de vigas con cercos, que incluso

hasta un 73% de p. a. mantienen su capacidad resistente.

Según ensayos realizados en el Instituto Eduardo Torroja por otros autores en vigas

de la misma geometría y propiedades, (ver referencia bibliográfica García 2001), los

resultados de la presente Tesis en vigas con cercos se encuentran en la misma

línea.

En este trabajo, ver Figura 75, se ensayan seis vigas de iguales características

geométricas, aunque con hormigones de resistencia a compresión 25 MPa y, una

falta de adherencia comprendida entre un 40% y un 60%. Los resultados confirman

también que en vigas con una pérdida de adherencia de hasta un 55% la

disminución de capacidad portante es poco significativa, aunque en estos

resultados sí se aprecia una ligera disminución de la capacidad resistente con la

pérdida de adherencia; en línea continua se presenta el ajuste polinómico de los

resultados obtenidos.

Figura 75. Comparación de resultados con investigaciones de otros autores

(García 2001).

0

10

20

30

40

50

0% 20% 40% 60% 80% 100%

Pérdida de Adherencia [%]

Mom

. fle

cto

r para

carg

a d

e r

otu

ra[m

kN

]

Alto Confinamiento, (fcmed=30,15 MPa)Garcia, 2001, (fcmed=25,20 MPa)

A2 DA3 DA9

Page 152: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

136

VI.3.3.3. Modos de fallo

Para el caso de vigas con escaso recubrimiento (grupo A y B) se observa que no se

produce el fallo por adherencia (splitting), sino por flexión incluso en el caso de

vigas con armaduras traccionadas sin recubrimiento (vigas A0 y B0). Por lo tanto,

desde el punto de vista mecánico es más influyente en la capacidad a flexión, el

aumento del brazo de palanca debido a una disminución del recubrimiento, que la

disminución de la capacidad de adherencia.

En la Figura 76 se presenta el mapa de fisuras de la viga A0, además de las vigas

B0, B2 y DA–9, en todos los casos con rotura del hormigón en la zona comprimida.

Se produce un mayor número de fisuras y con menor separación para A0 aunque

de menor grosor. En la viga DA-9 se producen fisuras más separadas y

coincidentes con los manguitos ya que se origina una concentración de tensiones

en estas zonas.

Page 153: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

137

Figura 76. Mapa de fisuras vigas A0, B0, B2 y DA–9.

En la Figura 77 se presentan las fotografías correspondientes a la rotura de las

vigas A0 y A1, en ambos casos por agotamiento a compresión del hormigón en la

viga A0

Lo = 2600

L = 3000

Lo = 2600

L = 3000

Lo = 2600

L = 3000

Lo = 2600

L = 3000

viga B0

viga B2

viga DA9

Page 154: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

138

zona comprimida, al igual que en A2, B0 y DA-3 (ver Figura 78). En la Figura 78 c)

además, se aprecia el desprendimiento del recubrimiento en la zona traccionada en

B0, dejando las armaduras vistas debido al escaso recubrimiento de esta viga.

a) VIGA A0 b) VIGA A1

Figura 77. Rotura por compresión del hormigón en las vigas: a) A0 y, b) A1.

a) VIGA A2 b) VIGA DA3

c) VIGA B0

Figura 78. a) Rotura por compresión del hormigón en la zona de aplicación de la

carga en la viga A2 (Qr = 81,24 kN), b) DA-3 y, c) fallo de la viga BO en

la zona central (Qr = 64,42 kN).

Page 155: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

139

A pesar de que las vigas del grupo B y la viga DB-3 no tienen prácticamente

armadura transversal, no se ha producido en ninguno de los casos un fallo por

cortante, es decir, que la capacidad a cortante de la sección de hormigón queda

asegurada. Únicamente en la viga DB-3 con un 55% de pérdida de adherencia se

produce un fallo frágil por la fisuración del recubrimiento de hormigón en la

dirección de las barras principales debido a tensiones elevadas transmitidas de

adherencia (splitting).

Figura 79. Fallo por splitting en la viga DB-3.

En la Figura 79 se aprecian dos fotografías de la viga en la que se produce la

fisuración longitudinal en la dirección de la armadura principal DB-3, donde se

puede apreciar el manguito de plástico empleado a lo largo de los ensayos (en color

negro) con el fin de evitar la transferencia de tensiones hormigón – acero. En esta

viga tiene lugar la fisuración del recubrimiento de las barras traccionadas,

perdiéndose la capacidad de adherencia en toda la longitud afectada.

VI.3.4. Conclusiones Serie I

A continuación se presentan las conclusiones obtenidas en esta serie sobre vigas

de esbeltez media con hormigones de resistencia en torno a 30 MPa, desarrollada

para analizar los efectos del recubrimiento, la armadura transversal y la pérdida de

adherencia, en el comportamiento estructural.

Page 156: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

140

En cuanto al estudio para evaluar la capacidad a flexión de vigas con recubrimiento

escaso de la armadura traccionada, hay que señalar que el trabajo se ha limitado al

ensayo de vigas con una única cuantía de armadura de tracción, en concreto, 3φ12.

En este contexto, los resultados apuntan a que la tensión de adherencia residual

existente cuando el recubrimiento es nulo, como se expuso en el capítulo IV, es

suficiente para que se alcance la máxima capacidad resistente de la pieza. Por esta

razón se obtiene mayor carga de rotura en las vigas con menos recubrimiento, pero

mayor canto útil, y el modo de fallo se corresponde con un fallo de flexión y no de

adherencia.

En cualquier caso, al no haber ensayado vigas con armaduras de diámetro mayor

no se pueden extraer conclusiones generalizables. Posiblemente con armaduras

más gruesas, la significativa reducción de la tensión máxima de adherencia

asociada a la disminución del recubrimiento, que se puso de manifiesto en el

Capítulo IV, hubiera producido consecuencias negativas en el comportamiento de

las vigas afectadas. Además, en los ensayos realizados las armaduras llegan hasta

los apoyos. Un estudio más completo requeriría ensayos con armadura dispuesta

de tal forma que no todas lleguen hasta los apoyos. Este hecho también hubiera

producido consecuencias negativas en el comportamiento de las vigas.

En cuanto a la influencia de la pérdida parcial de adherencia en el comportamiento

de elementos a flexión se puede concluir que:

- La pérdida de adherencia de la armadura de tracción de los

elementos flectados produce una disminución de la rigidez de la

pieza y, en consecuencia, un incremento de la deformación.

- La existencia de un confinamiento suficiente proporcionado por la

armadura transversal asegura la capacidad portante de la viga

incluso cuando la falta de adherencia se estima en más de un

70% de la longitud de la armadura. En el trabajo desarrollado el

confinamiento se ha asegurado con la colocación de cercos de 6

mm de diámetro cada 15 cm.

Page 157: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

141

Por el contrario, en vigas sin armadura transversal la falta de adherencia de

la armadura traccionada da lugar a una reducción de la capacidad resistente

de la pieza y puede originar un fallo de adherencia por la fisuración del

recubrimiento en la dirección de la armadura principal (splitting)”. En el

trabajo desarrollado una falta de adherencia del 55% ocasionó una reducción

de la capacidad resistente es del orden del 14%, así como un fallo de

adherencia por “splitting”.

VI.4. VIGAS DE ESBELTEZ MEDIA CON HORMIGÓN DE ALTA RESISTENCIA (SERIE II)

El objeto planteado en esta serie es el de analizar aquellas vigas elaboradas con

hormigones de resistencia elevada con una deficiente transferencia de tensiones

hormigón – acero hasta carga de rotura. Se han realizado ensayos en vigas con

diferente porcentaje de armadura de flexión adherida y sin armadura de cortante

para evitar el efecto de confinamiento.

El programa experimental ha consistido en ensayos de vigas de hormigón armado

de resistencia elevada (del orden de 50 MPa) de sección rectangular 0,20x0,30 m

con 8,04 cm2 [4φ16] de armadura de tracción, sometidas a dos cargas puntuales,

con diferentes longitudes de armadura de flexión adherida simulando diversos

porcentajes de deterioro (0%, 30%, 54% y 70%). Se han realizado dos ensayos por

cada tipo, sumando un total de 8 ensayos.

Page 158: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

142

VI.4.1. Programa Experimental

VI.4.1.1. Materiales

El tipo de acero empleado es B500S: armadura de tracción 4φ16 y armadura

superior 2φ8. No se han dispuesto estribos, únicamente seis cercos de 6 mm de

diámetro para mantener el armado principal en su posición durante el hormigonado.

En la Tabla 17 se presentan las propiedades del hormigón empleado en esta serie

proporcionadas por la empresa prefabricadora: fecha de fabricación y rotura de las

probetas, dosificación en Kg/m3, asiento mediante el cono de Abrams entre 18 y 20

cm y resistencia a compresión en MPa a los 28 días. En la fabricación del hormigón

se empleó la siguiente dosificación media; cemento tipo I 52,5 R–400 Kg/m3, árido

1.930 Kg/m3 y, una relación agua – cemento de 0,28. La resistencia media del

hormigón obtenida mediante rotura de probetas a compresión a 28 días es de 51,58

MPa.

Tabla 17. Características del hormigón de la serie II.

Tipo 1 Tipo 2 Tipo 3 Tipo 4

Fecha fabricación 8 / 02 7 / 02 9 / 02 12 / 02

Fecha rotura 7 / 03 6 / 03 8 / 03 9 / 03

Cemento, Kg Agua, L

Áridos, Kg Aditivos, L

202 54

980 2,5

200 55 970 2,5

200 51 970 2,5

200 55

950 2,5

Dat

os

A

mas

ado

[Kg,

m3 ]

Cemento, Kg Agua, L

Áridos, Kg Aditivos, L

200 55

970 2,5

200 57 960 2,5

200 54 970 2,5

200 50

975 2,5

Asiento [cm]

19 20 20 18

Resistencia a Compresión a 28 días [MPa]

51,54 52,13

51,05 51,54

50,40 50,54

52,68 52,76

Page 159: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

143

VI.4.1.2. Diseño de vigas

Se fabrican cuatro tipos de vigas de hormigón armado con diferente longitud de

armadura no – adherida. En los ensayos la falta de adherencia se consigue

mediante la colocación de «manguitos» de plástico en la armadura inferior en zonas

localizadas como ya se expuso en los ensayos pull – out y beam test (Capítulo IV y

V) y en las series anteriores evitando así la transferencia de tensiones hormigón –

acero.

Como viga de referencia (denominada tipo 1) se toma una viga sin pérdida de

adherencia. Como viga tipo 2 se considera la que presenta una falta de adherencia

en la armadura inferior equivalente al 30% de su longitud y la de tipo 3 y tipo 4, un

54% y un 70% respectivamente, (ver Figura 80). En el caso del 70% de pérdida de

adherencia se han dispuesto longitudes importantes sin adherir en las zonas de los

apoyos para intentar reproducir el fallo por adherencia de la armadura

deficientemente anclada.

Figura 80. Programa de ensayos serie II.

Viga tipo 1, falta de adherencia 0 %

Viga tipo 2, falta de adherencia 30%

Viga tipo 3, falta de adherencia 54 %

Viga tipo 4, falta de adherencia 70 %

A. tracción: 4ø16 Estribos ø6 mm

300 200

L = 4000 mm

150

200

300

2ø8

4ø16

cercos ø6

Manguitos de plástico

Lo = 3700 mm

200

300

400

Page 160: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

144

Todas las vigas tienen sección rectangular de dimensiones 0,20x0,30 m y 4 metros

de longitud. Las características se presentan en la Tabla 18: recubrimiento, c,

medido desde el eje de la armadura de tracción, resistencia del hormigón a

compresión a los 28 días fc28, estribos (tan sólo 6φ6 de montaje), pérdida de

adherencia en la armadura inferior en %, existencia o no de adherencia en la zona

de apoyo y, en la última columna cuantía geométrica de armadura As/bd.

Tabla 18. Programa de ensayos serie II.

Viga Recubrim. c

[mm]

Resist. a comp.

hormigón fc28

[MPa]

Estribos Pérdida de

Adh.

[%]

Adh. en el

apoyo

Cuantia Geom. Armad. As/bd [%o]

1-1 20+8 51,84 6φ6 0 Si 1,47 1-2 20+8 51,84 6φ6 0 Si 1,47 2-1 20+8 51,30 6φ6 30 Si 1,47 2-2 20+8 51,30 6φ6 30 Si 1,47 3-1 20+8 50,47 6φ6 54 No 1,47 3-2 20+8 50,47 6φ6 54 No 1,47 4-1 20+8 52,72 6φ6 70 No 1,47 4-2 20+8 52,72 6φ6 70 No 1,47

VI.4.1.3. Procedimiento de ensayo

Se han ensayado a flexión hasta rotura dos vigas para cada tipo, aplicando dos

cargas puntuales del mismo valor a un tercio de la luz, dejando una distancia libre

entre apoyos de 3,70 m y una relación luz/canto igual a 12,33.

En cada ensayo se registra la carga aplicada y el desplazamiento en la sección

central con una frecuencia de dos lecturas por segundo, el mapa de formación de

fisuras y, la forma de producirse. En la Figura 81 se presenta el dispositivo del

ensayo, con un perfil metálico en la parte superior para la aplicación de las dos

cargas puntuales.

Page 161: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

145

a)

b) c)

Figura 81. Viga Serie II: a) esquema de carga de la viga tipo 2, b) vista lateral con

perfil metálico en la parte superior para la aplicación de la carga y, c)

fotografía del ensayo.

150 150

3700

L/3

300

Base Apoyo

Viga tipo 2 a ensayar

Punto de aplicación de la carga

Perfil de reparto

Gato hidraúlico

deformaciones

P

L/3 L/3

Medidor de

Page 162: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

146

VI.4.2. Resultados

A continuación se muestran las gráficas carga – desplazamiento de todas las vigas

hasta el 75% de la carga de rotura, excepto para la viga tipo 1-2 que debido a un

fallo en el dispositivo de medida no se han podido obtener. Se representan las

gráficas para las dos vigas ensayadas de cada tipo, (Figura 82).

En la Tabla 19 se muestran los resultados de todas las vigas: carga de rotura con la

desviación estándar en kN, flecha bajo máxima carga de servicio teórica en mm,

momento flector correspondiente a la carga de rotura, reacción en el apoyo y tipo

de fallo. En cursiva se representa el valor medio para cada tipo de ensayo.

Figura 82. Relación carga − desplazamiento en vigas ensayadas hasta el 75% de

la carga de rotura.

0

20

40

60

80

100

120

140

0 4 8 12 16 20 24

Flecha [mm]

Carg

a [kN

]

viga 1 (0%)viga 2.1 (30%)viga 2.2 (30%)viga 3.1 (50%)viga 3.2 (50%)viga 4.1 (70%)viga 4.2 (70%)

Page 163: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

147

Tabla 19. Resultados experimentales vigas serie II.

Ensayo Pérdida de

adher.

[%]

Carga de

Rotura Qr [kN]

Desviación Estándar

de Qr (δQr) [kN]

Flecha bajo máx. Qserv teórica

2 δs

[mm]

Momento flector

MQr

[mkN]

Reacción en apoyo

R

[kN]

Tipo de

fallo

Tipo 1 1-1 0 160,00 14,28 98,65 80 (C)

2-1 30 146,31 14,53 90,21 73,15 (C) 2-2 30 132,84

15,59 81,90 66,42 (C) Tipo 2

media 139,57 (9,52) 15,06 86,05 69,78

3-1 54 99,95 16,44 61,62 49,97 (D+C)3-2 54 106,62

16,01 65,74 53,31 (D+C)Tipo 3 media 103,28 (4,72) 16,22 63,68 51,64

4-1 70 57,62 (*) 35,52 28,81 (D+C)4-2 70 59,72

(*) 36,82 29,86 (D+C)Tipo 4 media 58,67 (1,48) − 36,17 29,33

(C) Cortante (D+C) Deslizamiento de las armaduras + Cortante (*) No alcanza la carga Qs = 89 kN.

VI.4.3. Análisis de Resultados

VI.4.3.1. Influencia de la pérdida parcial de adherencia

En esta serie se confirma que la pérdida de adherencia influye en el

comportamiento de elementos a flexión tanto bajo carga de servicio, como bajo

carga de rotura, resultados que confirman los obtenidos en la serie anterior.

La deformación en el centro del vano aumenta con el porcentaje de armadura de

tracción no – adherida (ver Figura 82). En cuanto a la carga de rotura sí se aprecia

una disminución considerable de la capacidad a flexión de las vigas con falta de

adherencia. Así, cuando la pérdida de adherencia es de un 30%, la reducción

media del momento para carga de rotura MQr es del 13%; cuando la pérdida de

Page 164: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

148

adherencia es del 54% MQr se reduce en un 35% y cuando la pérdida de adherencia

es del orden del 70% el MQr medio alcanzado es 37 mKn, y que supone respecto a

la viga patrón una reducción del 63%. En este punto hay que señalar que los

valores de carga de rotura obtenidos en los ensayos presentan una dispersión

pequeña (entre 9,52 kN para las tipo 2 y 1,48 kN para las tipo 4) y por tanto ofrecen

bastante garantía.

La Figura 83 recoge el ajuste polinómico de la relación entre la carga de rotura de

cada viga en función de la carga de referencia de la viga patrón (Qu/Qr) y, la falta de

adherencia para la serie ensayada. Los resultados obtenidos ponen de manifiesto

que la capacidad portante de vigas deterioradas puede disminuir

considerablemente a partir de un 30% de pérdida de adherencia, observándose

además, una pérdida sensible de rigidez en las piezas.

Figura 83. Influencia de la pérdida de adherencia en la carga de rotura de cada

viga (función de carga de rotura de la viga de referencia).

Según esta gráfica para valores del 30% de pérdida de adherencia se aprecia una

disminución de la capacidad a flexión de las vigas entre un 10% y un 20%. La

reducción es del 35% para un deterioro de la adherencia del 54% y, alcanza el 65%

para porcentajes importantes de degradación.

2 Qserv = 89 kN, correspondiente al momento máximo teórico de la sección obtenido con un

coeficiente de seguridad de materiales de γc = 1,5 para el hormigón y γs = 1,15 para el acero y,

suponiendo un coeficiente de seguridad de acciones de 1,6.

0,000,100,200,300,400,500,600,700,800,901,001,101,20

0 10 20 30 40 50 60 70 80

FALTA DE ADHERENCIA [%]

Qu/

Qr

1 2 3 4

Page 165: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

149

0.30

P

R

β°

α° 0.30

P

R

L/30.15L/30.15

Viga 4-2Viga 2-2

Esta ley de comportamiento recogida en la Figura 83 será base de la función que

relaciona la capacidad resistente con la degradación de la adherencia en elementos

solicitados a flexión del modelo desarrollado en el Capítulo VII.

En cuanto a la deformación en el centro de vano bajo carga de servicio (89 kN, ver

Tabla 19) se aprecia un aumento de la deformación con la pérdida de adherencia.

Frente a un valor de flecha de 14,28 mm de las vigas con adherencia completa, las

vigas con una pérdida de adherencia del 30% presentan una deformación media de

15,06 mm y las vigas con un 54% de falta de adherencia una deformación media de

16,22 mm. En términos porcentuales el incremento de flecha para los niveles de

falta de adherencia del 30% y del 54% son del 5% y 14% respectivamente. Las

vigas con una falta de adherencia del 70% colapsan antes de alcanzar la carga de

89 kN.

VI.4.3.2. Modos de fallo

En cuanto al tipo de fallo de estas vigas en las tipo 1 y 2 se produce por cortante: al

ir aumentando la carga aplicada se inicia una fisura diagonal que va progresando

rápidamente hacia el punto de aplicación de la carga, (donde termina la zona de

cortante constante), hasta que divide a la pieza en dos, y provoca el colapso, Figura

84 a). Para las tipo 3 y 4, se produce el fallo por el deslizamiento de las armaduras

debido a que las barras tienen manguitos en la zona de apoyo y por lo tanto, las

armaduras no están suficientemente ancladas, Figura 84 b). Estos fallos de

adherencia pueden ocasionar fallos por cortante en aquellas zonas de

concomitancia de esfuerzos de cortante y de flexión.

a) b)

Figura 84. Tipos de fallo vigas serie II: a) viga 2-2 y, b) viga 4-2.

Page 166: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

150

En la siguiente figura se presentan las fotografías de los distintos tipos de fallo que

se producen. En la a) para la viga con un nivel bajo de deterioro (tipo 1-1), en b)

para la otra viga de este tipo y, en c) para vigas con niveles altos de deterioro.

a) viga 1-1

b) viga 1-2

Page 167: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

151

c) vigas 4-1 y 4-2

Figura 85. Fotografías serie II: vigas a) 1-1, b) 1-2 y, c) 4-1 y 4-2.

En la Figura 86 se presenta el mapa de fisuras de los cuatro grupos ensayados con

distinto nivel de deterioro (0, 30, 54 y 70%). Se ha dibujado una viga de cada tipo.

Figura 86. Mapa de fisura de las vigas serie II.

13 2

Tipo 4.1(70% de falta de adherencia)

3.70

L / 3

0.30

0.15

Tipo 3.1(54% de falta de adherencia)

Tipo 2.1(30% de falta de adherencia)

Tipo 1.2(0% de falta de adherencia)

3.70

L / 3

0.30

0.15

3.70

L / 3

0.30

0.15

3.70

L / 3

0.30

0.15

Page 168: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

152

VI.4.4. Conclusiones Serie II

Entre las principales conclusiones de esta serie de ensayos sobre vigas de esbeltez

media con hormigones de resistencia en torno a 50 Mpa y sin armadura transversal,

hay que destacar que:

- Se confirma una disminución de la rigidez de la viga y, por tanto, un

incremento de la deformación en el centro de vano con el aumento de la

pérdida de adherencia.

- Se produce una disminución significativa de la capacidad portante con la

pérdida de adherencia. Así, para valores del 30% de pérdida de

adherencia, se aprecia una disminución en la capacidad a flexión entre un

10% y un 20%. La reducción es del 35% para un deterioro de la

adherencia en torno al 50% y se alcanza un 63% de pérdida de capacidad

resistente cuando la falta de adherencia se sitúa en el entorno de 70%.

- La falta de adherencia en las zonas de anclaje provoca el fallo por

deslizamiento de las barras. En las vigas ensayadas, sin armadura

transversal, el fallo de adherencia desencadenó una rotura por cortante.

VI.5. VIGAS DE PEQUEÑA ESBELTEZ (SERIE III)

Después de analizar elementos de esbeltez media en este apartado se aborda el

análisis de vigas de pequeña esbeltez que reflejan los casos de cargaderos y

dinteles.

Las variables tenidas en cuenta en esta serie han sido el recubrimiento, la

armadura transversal y la pérdida de adherencia parcial en la armadura de tracción.

Page 169: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

153

VI.5.1. Programa Experimental

VI.5.1.1. Materiales

La resistencia a compresión del hormigón a los 28 días es 25 MPa según la rotura

de tres probetas cilíndricas. La dosificación es la siguiente: cemento tipo CEM I

42,5–250 kg/m3; grava rodada (4/16)–1300 kg/m3; arena (0/2)–600 kg/m3 y agua

160 l/m3. La compactación se realiza mediante vibrador de aguja. El hormigonado

se lleva a cabo con la posición de las barras en horizontal. El tipo de acero en todas

las armaduras tanto de flexión como de cortante es B500S.

VI.5.1.2. Diseño de vigas

Los ensayos planteados consisten en vigas de sección cuadrada de 0,20x0,20 m y

1,10 m de longitud con armadura longitudinal 4φ10 con variaciones en el

recubrimiento, la armadura transversal y la pérdida de adherencia.

La armadura longitudinal de tracción 1,57 cm2 [2φ10] es poco mayor que la cuantía

geométrica mínima que establece la Instrucción Española EHE (1998) respecto a la

sección total de hormigón. Se han realizado ensayos en dos tipos de vigas de

pequeña esbeltez: con armadura transversal (vigas E) y sin armadura transversal

(vigas F).

La serie E está formada por vigas con cercos de 6 mm de diámetro cada 10 cm: E2

es la viga patrón con 20 mm de recubrimiento, E1 y E0 con 10 y 0 mm de

recubrimiento respectivamente y, CA-3 con un 71% de pérdida de adherencia en la

armadura de tracción y recubrimiento 20 mm. En la Figura 87 a) se representa el

alzado de las cuatro vigas de esta serie y la sección transversal.

Page 170: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

154

1100

750

F2

F1

F0

CB-3

1100

750

13mm200 mm

200mm

13mm

E2

E1

E0

CA-3

r=20+5mm

r=10+5mm

r=0+5mm

r=20+5mm

b2

2ø10

2ø10

cø6cø6/10cm

Sección

a) SERIE E b) SERIE F

b1

b2

b1

Alzado Alzado

500

Figura 87. Alzado y sección transversal de vigas ensayadas: a) Serie E con cercos

φ6 cada 10 cm (E2, E1, E0 y CA-3) y, b) Serie F sin cercos (F2, F1, F0

y CB-3), b1 y b2 son las bandas extensométricas.

La serie F está formada por vigas sin armadura transversal prácticamente, tan sólo

2 cercos de 6 mm de diámetro de montaje. Igual que en la serie anterior, F2 es la

viga patrón con 20 mm de recubrimiento de hormigón, F1 con 10 mm, F0 con 0 mm

y por último, CB-3 con un 71% de pérdida de adherencia en la armadura principal y

recubrimiento 20 mm. Tanto en la viga CA-3 como en la CB-3, la zona de apoyo de

la viga tiene «manguitos» que impiden una transferencia de tensiones hormigón –

acero y tan sólo existe adherencia en tres zonas localizadas de 10 cm cada una

(ver alzado, Figura 87 b).

Page 171: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

155

Se presenta a continuación un resumen de las características de las vigas

ensayadas, (Tabla 20) que incluye: recubrimiento, c, medido desde el eje de la

barra, estribos, área de armadura transversal en mm2 por metro lineal, pérdida de

adherencia en %, si existe o no adherencia en el apoyo y, cuantía geométrica de

armadura As/bd en %o.

Tabla 20. Programa de ensayos Serie III.

Viga Recubrim. c

[mm]

Estribos Atransv

[mm2 / m.l.]

Pérdida de adherencia

[%]

Adh. en el

apoyo

As/bd

[%0] E2 20+5 cφ6@100 mm 565 0 Si 4,4

E1 10+5 cφ6@100 mm 565 0 Si 4,2

E0 0+5 cφ6@100 mm 565 0 Si 4,0

E

CA-3 20+5 cφ6@100 mm 565 71 No 4,4

F2 20+5 2φ6 - 0 Si 4,4

F1 10+5 2φ6 - 0 Si 4,2

F0 0+5 2φ6 - 0 Si 4,0

F

CB-3 20+5 2φ6 - 71 No 4,4

VI.5.1.3. Procedimiento de ensayo

Se trata de ensayos a flexión con una carga puntual creciente aplicada en el centro

de la viga. La relación luz/canto para esta serie es 3,75. La carga se aplica con un

gato hidráulico de capacidad 200 kN en escalones de carga con objeto de medir las

deformaciones en cada etapa y realizar la inspección visual de la aparición y

abertura de fisuras. Durante el ensayo se registra mediante medios informáticos la

carga aplicada y el desplazamiento vertical de la sección central ante las

solicitaciones mediante un dispositivo mecánico de precisión 0,01 mm. Para medir

la flecha hasta la carga de rotura se ha dispuesto un perfil metálico angular en la

cara inferior donde se coloca el captador de desplazamiento.

Se disponen dos bandas extensométricas, superior e inferior (b2, b1), en el canto de

la viga para medir las deformaciones del elemento en la sección central

determinando el aumento o disminución de la longitud entre dos puntos

suficientemente próximos.

Page 172: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

156

Cada apoyo de la viga se realiza mediante dos placas metálicas de reparto de

dimensiones 90x200 mm y 10 mm de espesor y entre ellas un rodillo metálico de 60

mm de diámetro. En el punto de aplicación de la carga se coloca una placa de

acero de dimensiones 90x200 mm y 30 mm de espesor y una plancha de neopreno.

La distancia entre apoyos es 0,75 m. En la sección central se colocan

simétricamente las bandas extensométricas b1 y b2 a una distancia de 13 mm de

cada borde. La longitud de las bandas extensométricas “strain gauges” función del

tamaño máximo del árido, es 80 mm. En la Figura 88 se muestra un esquema del

pórtico de ensayos con la viga E2.

Figura 88. Esquema de dispositivo de ensayo viga E2, Serie III.

En la Figura 89 a) se aprecia el pórtico de carga con el gato hidráulico en la parte

superior, en la Figura 89 b) el captador de deslizamiento fijo sobre una base

metálica para medir la flecha hasta el colapso del elemento, en la c) las bandas

extensométricas colocadas y, en la d) el apoyo de una de las vigas.

Viga E2

Rodillo Metálico

Placa de Acero

Placa de Acero 100x30mm

Bandas Extensométricas Neopreno 110x15 mm

Gato Hidraulico

1.10

0.75

0.014

Page 173: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

157

a)

b)

Page 174: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

158

c)

d)

Figura 89. Dispositivo del ensayo viga serie III: a) vista general, b) captador sobre

angular, c) bandas extensométricas y, d) apoyo.

Page 175: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

159

VI.5.2. Resultados

A continuación se presentan los resultados obtenidos en vigas de pequeña

esbeltez: la carga máxima Qmáx, el momento flector para la carga máxima MQmáx, la

deformación en el centro del vano correspondiente a la máxima carga de servicio

teórica δs, y el tipo de fallo que se produce. No se presentan los resultados de

flecha de la viga E2 por un error en el dispositivo de medida.

Tabla 21. Resultados experimentales vigas serie III.

Viga Carga Máxima

Qmáx [kN]

Momento Flector MQmáx [mkN]

Flecha bajo máx.

Qserv teórica

δs [mm]

Tipo de fallo

E2 110,00 20,62 – Cortante E1 125,37 23,50 0,89 (Qs= 39 kN) Cortante E0 141,24 26,48 0,64 (Qs= 41 kN) Cortante

E

CA-3 82,15 15,40 0,88 (Qs= 37 kN) Cortante F2 103,73 19,44 0,76 (Qs= 37 kN) Cortante F1 117,44 22,02 0,71 (Qs= 39 kN) Cortante F0 119,79 22,46 0,80 (Qs= 41 kN) Cortante

F

CB-3 55,35 10,37 0,68 (Qs= 37 kN) Cortante

VI.5.3. Análisis de Resultados

VI.5.3.1. Estudio del comportamiento a flexión cuando el recubrimiento de las armaduras traccionadas es escaso

En la Figura 90 se presentan los resultados de la carga máxima en función del

recubrimiento, tanto para las vigas E (con cercos) como para las vigas F (sin

cercos), así como el ajuste lineal de los resultados. Como ya estimamos en las

vigas de esbeltez media (serie I) se aprecia un incremento de la carga máxima al

disminuir el recubrimiento tanto en las vigas E como en las F, justificado por el

aumento del canto útil.

Page 176: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

160

Por otro lado, comparando los resultados ofrecidos por las vigas E2, E1 y E0 y sus

homólogas sin armadura transversal F2, F1 y F0, se observa como la carga máxima

Qmáx alcanzada por los primeros es superior a la alcanzada por los segundos,

incremento mayor cuanto menor es el recubrimiento. Así, para un recubrimiento de

2 cm, la carga máxima de la viga E2 (con cercos) es un 6% mayor que de la viga F2

(sin cercos); mientras que para un recubrimiento nulo la carga máxima de la viga

con cercos E0 es un 18% superior a la de la viga sin cercos F0.

Figura 90. Carga máxima en función del recubrimiento (series E y F).

Estos resultados abundan en la importancia de la existencia de armadura

transversal y el confinamiento que aportan para asegurar la capacidad resistente de

los elementos flectados, máxime cuando el espesor del recubrimiento es escaso o

nulo.

Comparando las curvas carga – desplazamiento en la sección central para ambas

series, Figura 91 a) y b), el comportamiento es similar.

80

90

100

110

120

130

140

150

0 5 10 15 20 25 30

Recubrimiento [mm]

Car

ga M

áxim

a [k

N]

Serie E

Serie F

F1

F2

F0

E0

E1

E2

Serie E

Serie F

Page 177: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

161

0

40

80

120

160

0 4 8 12 16

Des plazam iento [m m ]

Car

ga A

plic

ada

[kN

]

Viga E1 Viga E0 Viga CA-3

CA -3 [25 mm, 71% P. A .]

E1 [15 mm, 0% P. A .]

E0 [5 mm, 0% P. A .]

3

12

0

40

80

120

160

0 2 4 6 8

Des plazam iento [m m ]

Car

ga A

plic

ada

[kN

]

Viga F0 Viga F1 Viga CB-3 Viga F2

31 2

a)

b)

Figura 91. Carga aplicada – desplazamiento en las vigas ensayadas: a) serie E y,

b) serie F.

En cuanto a la serie F, las vigas F0, F1 y F2 sin armadura transversal tienen un

trazado de la curva carga – desplazamiento similar aunque se aprecia un aumento

de la carga máxima al disminuir el recubrimiento.

Page 178: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

162

VI.5.3.2. Influencia de la pérdida parcial de adherencia

Se confirman los resultados de las series anteriores ya que se produce una

disminución de la capacidad resistente con la pérdida de adherencia. En el caso de

vigas con cercos, esta disminución es de 110 kN a 82 kN y, sin cercos de 103 kN a

55 kN, en ambos casos sin adherencia en el apoyo. En términos porcentuales la

disminución de la capacidad resistente con la pérdida de adherencia es del 25% en

la serie E (vigas con armadura transversal) mientras que alcanza casi el 50% en la

serie F.

Por otro lado, comparando la carga máxima de CA-3 y CB-3 (vigas con 71% de

deterioro), el incremento de capacidad de la primera con cercos respecto de la

segunda (sin cercos), es del orden de un 46%. Estos resultados reafirman el papel

primordial que desempeña la armadura transversal para asegurar una capacidad

resistente mínima en aquellos elementos con una adherencia deficiente.

Respecto a las vigas con cercos, analizando la curva carga – desplazamiento

(Figura 91 a), se aprecia el trazado distinto de CA-3 con pérdida de adherencia

respecto a las otras dos vigas aquí representadas, tanto por la disminución de

carga máxima como por el trazado general de la gráfica. Observando la curva, al

inicio se produce un aumento de la relación carga – flecha hasta alcanzar

aproximadamente 55 kN (punto 1 - 67% Qmáx). A partir de este valor la carga

disminuye hasta 52 kN (punto 2), que puede corresponder a un fallo del anclaje y a

cierto deslizamiento de la barra ya que no está adherida en la zona de apoyo. A

continuación sigue aumentando la gráfica hasta alcanzar la carga máxima igual a

82 kN (punto 3), valor a partir del cual comienza a descender.

En cuanto a la curva carga – desplazamiento en vigas sin cercos (Figura 91 b), se

aprecia un comportamiento similar de la viga deteriorada CB-3 (71% de pérdida de

adherencia en la armadura de tracción): una primera rama casi lineal hasta una

carga de valor 55 kN aproximadamente (punto 1); un ligero descenso de la curva

hasta 50 kN (punto 2), posiblemente originado, igual que en la serie anterior, por

deslizamiento de la armadura principal y, a continuación se produce un aumento de

la curva hasta alcanzar la carga máxima, en este caso igual a 55 kN.

Page 179: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

163

0,000,10

0,200,30

0,400,50

0,600,700,80

0,901,00

1,101,20

0 10 20 30 40 50 60 70 80

FALTA DE ADHERENCIA [%]

Qu / Qr

SERIE E (con cercos)SERIE F (sin cercos)

E/ CA-3 (82 kN)

E2F2

F/ CB-3 (55 kN)

La Figura 92 recoge la relación entre la carga máxima de cada viga en función de la

carga de referencia de la viga patrón (Qu / Qr) y la falta de adherencia para ambas

series. Siguiendo los mismos criterios que la Figura 83 se ha considerado, para el

trazado de estas curvas, que para pérdidas de adherencia bajas, la disminución de

la capacidad resistente no es significativa y que para una pérdida de adherencia del

100%, la relación Qu/Qr se anula. En esta figura se aprecia por un lado, la

disminución de la capacidad portante con la pérdida de adherencia y, por otro lado,

para un mismo valor de falta de adherencia el efecto positivo de los cercos.

Figura 92. Influencia de la pérdida de adherencia en la carga máxima para vigas

de pequeña esbeltez.

Esta ley de comportamiento de la Figura 92 (igual que se expuso para la Figura 83)

será base de la función que relaciona la capacidad resistente con la degradación de

la adherencia en elementos solicitados a flexión del modelo desarrollado en el

Capítulo VII.

A continuación se expone el análisis de las deformaciones longitudinales obtenidas

de la lectura de bandas extensométricas para determinar la influencia de la pérdida

de adherencia y la armadura de cortante en el comportamiento resistente de estas

vigas.

0

40

80

120

160

0 2 4 6 8 10 12

DESPLAZAMIENTO [mm]

CA

RG

A [k

N]

Viga CA-3 [con cercos]Viga CB-3 [sin cercos]

Page 180: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

164

Debido a la formación de fisuras de tracción en el hormigón en la zona inferior del

elemento se produce la rotura de la banda inferior b1 para pequeños valores de

carga. Las deformaciones obtenidas son: ε1 de la banda extensométrica inferior b1

(tracción [+]) y ε2 de la banda b2 (compresión [–]), ver Figura 93.

Figura 93. Deformación bandas extensométricas en la sección central del

elemento.

El giro de la sección central ϕ se obtiene a partir de las deformaciones:

tag ϕ ≈ ϕ = dist

)( 12 εε −− (Ec. 27.)

y la profundidad de la fibra neutra x respecto al borde superior es:

x = ε2 / ϕ + 13 mm (Ec. 28.)

A continuación se presentan para algunas de las vigas ensayadas las

deformaciones en la zona inferior y superior de la viga, b1 y b2, momento flector M,

curvatura de la sección central 1/r, profundidad de la fibra neutra x y relación x/d

para diferentes valores de carga, siendo d el canto útil (Tabla 22).

ϕ174

x

1<0ε

2<0ε

b1

b2

13mm

13mm

200 mm

Page 181: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

165

Tabla 22. Resultados ensayos serie III.

Viga Carga

[kN]

Flecha δ

[mm]

Def. Banda Inferior b1 ε1[10e-06]

µε

Def. Banda Superior b2 ε2[10e-06]

µε

Momento exterior ensayo M [mkN]

Curvatura Sección 1/r

(1/mm x 10e-06)

Prof F.Neutra

x [mm]

Relación

x/d

E1 5 0,26 +12,51 -17,65 0,94 0,173 114,81 0,620 d = 10 0,42 +28,93 -44,95 1,88 0,424 118,85 0,642

185 mm 15 0,50 +44,05 -69,87 2,82 0,654 119,72 0,647 19,82 0,57 +50,63 -75,47 3,72 0,725 117,13 0,633

E0 5 0,04 +15,54 -12,87 0,94 0,163 91,82 0,470 d = 10 0,08 +33,21 -28,47 1,88 0,354 93,31 0,478

195 mm 15 0,19 +48,09 -46,00 2,81 0,540 98,07 0,503 20 0,30 +55,84 -66,95 3,75 0,705 107,87 0,553

CA-3 5 0,11 +15,49 -20,10 0,94 0,204 111,26 0,635 d = 10 0,22 +27,32 -40,88 1,88 0,392 117,29 0,670

175 mm 13,80 0,28 +33,19 -58,89 2,59 0,529 124,27 0,710

F0 5 0,18 +6,70 -6,97 0,94 0,07 101,66 0,520 d = 10 0,37 +21,00 -21,67 1,88 0,245 101,35 0,519

195 mm 15 0,48 +38,74 -37,18 2,83 0,436 98,21 0,503 20 0,56 +44,79 -50,77 3,75 0,549 105,44 0,540 24,62 0,64 +50,64 -69,76 4,62 0,692 113,81 0,583

CB-3 5 0,05 +30,25 -14,75 0,94 0,258 70,04 0,400 d = 10 0,13 +72,74 -25,69 1,88 0,565 58,41 0,333

175 mm 15 0,21 +127,83 -32,76 2,81 0,923 48,49 0,277 20 0,32 +216,99 -32,03 3,75 1,431 35,38 0,202 25 0,41 +415,09 -51,69 4,69 2,682 32,26 0,184 30 0,58 +1164,08 -97,84 5,63 7,252 26,49 0,151

Las gráficas que se obtienen son del tipo de la Figura 94; en el eje de abcisas la

deformación en µε [10e-06] y en el eje de ordenadas la carga aplicada en kN. En

esta figura se representan para las vigas E0 y CB-3.

Los resultados de la lectura de bandas extensométricas confirman la disminución

de propiedades resistentes de vigas deterioradas con un incremento de curvatura,

del radio de giro y, de mayores tensiones en el hormigón en la zona traccionada

para el mismo valor de carga.

La curvatura de la sección central 1/r en vigas deterioradas sin armadura

transversal aumenta respecto a vigas con cercos incluso desde valores iniciales de

carga. Comparando CA-3 y CB-3, ambas con 71% de pérdida de adherencia, la

Page 182: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

166

curvatura para una carga aplicada de 5 y 10 kN es un 26% y 45% mayor en vigas

sin cercos (CB-3).

Figura 94. Gráfica de deformaciones E0 y CB-3.

La curvatura máxima de la sección central para un momento exterior de 1,8 mkN

(P=10 kN) según la Tabla 22 se produce en la viga CB-3. Los resultados son los

esperados puesto que es la viga con una considerable pérdida de adherencia y sin

armadura transversal.

VI.5.3.3. Modos de Fallo

El análisis de la fisuración es importante sobre todo, desde el punto de vista del

estado límite de servicio, ya que el ancho de fisura y su separación juega un papel

fundamental en el comportamiento estructural del hormigón armado durante su vida

útil. En la serie E (con armadura transversal) predomina el fallo por cortante. En la

Viga E0, Deformaciones

0

10

20

30

-120 -60 0 60

Deformación x 10-6

Carg

a A

plic

ada [kN

]

B1, Compresión

B2, Tracción

Fig cb33, Viga CB-3, Deformaciones

0

15

30

-200 -100 0 100 200

Deformación x 10-6

Carg

a A

plic

ada [kN

]

B2, Tracción

B1, Compresión

Page 183: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

167

viga de esta serie, CA-3, afectada por un 71% de pérdida de adherencia se aprecia

un mayor número de fisuras y de mayor abertura que en el resto de las vigas de

esta serie. La aparición de algunas fisuras coincide con las zonas donde acaban los

manguitos.

Este tipo de fisuración es congruente con la hipótesis de un cambio de

funcionamiento resistente de vigas con adherencia deficiente de las armaduras de

tracción, apuntado por otros autores (Cairns 1995a, 1995c y Eyre & Nokhasteh

1992). En efecto, la fisuración registrada en rotura es compatible con la formación

de un arco en el interior del elemento para transmitir las cargas hasta los apoyos.

De este modo en la sección central las tracciones se producen en la mitad inferior

del elemento, mientras que sobre los apoyos las compresiones están en la cara

inferior y las tracciones se producen en la zona superior.

Por otro lado, la formación de un arco comprimido para trasladar las cargas justifica

la importancia de la armadura transversal y su papel confinante para asegurar una

cierta capacidad resistente del elemento a flexión.

En este sentido en la Figura 95 se presenta una fotografía de la viga CA-3 y, el fallo

producido en la zona derecha de la viga.

Figura 95. Fallo en la viga CA-3 (serie E).

En la siguiente figura se presenta el fallo de la viga E0, con cercos y sin

recubrimiento de hormigón en la armadura de tracción.

Page 184: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

168

Figura 96. Fallo en la viga E0.

Page 185: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

169

En la Serie F (sin armadura transversal), aparecen un menor número de fisuras y

más localizadas. El fallo que se produce es por cortante.

En la Figura 97 se presentan las fotografías de esta serie (vigas CB-3 y F0) en el

momento del fallo. En CB-3 se inicia en la sección donde termina el manguito ya

que es en esta zona donde se produce una concentración de tensiones.

Figura 97. Fallo en serie F: CB-3 (foto superior) y viga F0 (foto inferior).

En las siguientes fotografías se representan F1 y F2 con una rotura muy similar.

Page 186: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

170

Figura 98. Fallo en las vigas F1 (superior) y F2 (inferior).

VI.5.4. Conclusiones Serie III

Como conclusiones de esta serie de ensayos sobre vigas de pequeña esbeltez con

hormigones de resistencia en torno a 30 MPa, se puede concluir que los resultados

de los ensayos con vigas en los que se varía el recubrimiento corroboran lo

apuntado para la Serie I, apartado VI.3.4., en cuanto a que la tensión de adherencia

residual existente cuando el recubrimiento es nulo, como se expuso en el capítulo

IV, es suficiente para que se alcance la máxima capacidad resistente de la pieza y,

por tanto, la carga de rotura es mayor en las vigas con menos recubrimiento, pero

mayor canto útil.

Page 187: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VI. ELEMENTOS DETERIORADOS POR FALTA DE ADHERENCIA. PROGRAMA EXPERIMENTAL

171

Por otro lado, en las vigas con armadura transversal y recubrimientos de 0, 1 y 2 cm

se obtuvieron cargas máximas superiores que en sus homólogas sin estribos. Este

incremento de la capacidad resistente fue del 6% en las vigas con recubrimiento de

2 cm y alcanzó el 18% en las de recubrimiento nulo.

A diferencia de lo ocurrido en la Serie I, en los ensayos de vigas de pequeña

esbeltez y armadura transversal, sí se registra una disminución de la capacidad a

flexión cuando la pérdida de adherencia es importante. Así, para pérdidas de

adherencia del 70% se produce una disminución de la capacidad a flexión del orden

del 25%, Pero si no hay armadura transversal, la disminución de la capacidad

resistente casi se duplica (es del 46% para el 70% de falta de adherencia).

Estos resultados ratifican el papel fundamental que juega el confinamiento

proporcionado por la armadura transversal para asegurar una capacidad resistente

suficiente en los elementos flectados, aunque se haya producido un deterioro de la

adherencia.

Page 188: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO PARA LA EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO CON DEFICIENTE TRANSFERENCIA DE TENSIONES HORMIGÓN − ACERO

Page 189: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

172

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO PARA LA EVALUACIÓN DE ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO CON DEFICIENTE TRANSFERENCIA DE TENSIONES HORMIGÓN − ACERO

VII.1. RESUMEN

En este capítulo se expone el desarrollo de un modelo aproximado de análisis para

la evaluación de estructuras existentes de hormigón armado que incluye el deterioro

de los mecanismos de interacción resistente de las piezas. A partir de los

Page 190: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

173

resultados del programa experimental (Capítulos IV, V y VI) se ha establecido el

comportamiento de elementos de hormigón armado con porcentajes de

degradación en la interacción acero – hormigón teniendo en cuenta los tramos de

pieza con armaduras no adheridas, e incorporando otros daños que afectan la

adherencia entre ambos materiales como recubrimientos deficientes, existencia de

coqueras y defectos de geometría o fallos de los materiales.

VII.2. INTRODUCCIÓN

Para analizar las estructuras existentes de hormigón armado que tienen deteriorado

los mecanismos de transferencia de tensiones entre las armaduras y el hormigón se

propone en esta Tesis un modelo teórico para estructuras de barras, sencillo y de

fácil aplicación. Para su implantación se utilizan métodos matriciales que mediante

un procedimiento iterativo reproduce el comportamiento (solicitaciones y

deformaciones) de estructuras deterioradas. En las matrices de rigidez que se

formulan se incorporan las causas que intervienen en los fenómenos de

degradación.

El modelo no considera la variable tiempo y por lo tanto debe conocerse el grado de

deterioro existente en un momento determinado de forma que permita redefinir la

geometría de la estructura, las acciones y las características de los materiales. La

formulación de las matrices de rigidez de las piezas en función del daño sufrido se

realiza modificando la rigidez inicial teniendo en cuenta los tramos de pieza con

armaduras no adherida, zonas de armaduras con escaso o nulo recubrimiento y

grado de confinamiento de la armadura transversal, incorporando otros efectos

como la degradación de la sección de la armadura por corrosión, presencia de

coqueras y, otros daños que disminuyen la sección geométrica resistente y/o la

adherencia acero – hormigón.

El procedimiento es una sucesión de cálculos de primer orden, análisis lineal, que

por medio de un proceso iterativo aproxima el comportamiento degradado y no

lineal de la estructura. La estructura está formada por un conjunto de piezas

lineales que se dividen en segmentos. Cada segmento tiene asociados en su

Page 191: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

174

definición la geometría, el armado, los recubrimientos y los factores y parámetros

de degradación en un período de tiempo determinado. Como resultado final se

obtiene una solución equilibrada y compatible, que permite evaluar el grado de

deterioro sufrido por la estructura. El método tiene en cuenta la no linealidad

geométrica, mediante cambios de la geometría en el proceso iterativo, y la no

linealidad mecánica, asociada al comportamiento de los materiales. Como

aproximación se supone que en el tramo donde la adherencia está totalmente

deteriorada, y siempre que la longitud sea pequeña, las deformaciones y curvaturas

se pueden estimar como en un estado fisurado (estado II). En este tramo la tensión

de la armadura traccionada es prácticamente constante y se determina en la

sección central de dicho tramo (no se transmiten tensiones de adherencia entre un

extremo y otro del tramo). En zonas con adherencia perfecta se puede incorporar el

efecto Tension – Stiffening que tiene en cuenta la rigidización por tracción del

hormigón entre fisuras, GEHO (1996). Para el hormigón se utiliza el diagrama

tensión deformación propuesto en el artículo 21.3.3 de la EHE (1998) y para el

acero se adopta un diagrama bilineal elastoplástico.

Para realizar el análisis es necesario discretizar cada barra de la estructura en

varios segmentos o elementos de forma que puede describirse adecuadamente los

síntomas localizados de deterioro. Estos elementos discretos pueden ser de varios

tipos. El elemento “tipo 0” es un elemento de hormigón armado sin deterioro de

ninguno de sus materiales, hormigón y acero, sin defectos de geometría, de

ejecución o de cualquier otra clase. Se trata del elemento de referencia sin

degradación. A partir de este elemento se crean otros tipos que en función de

distintos parámetros asociados a su definición llevan incorporados diversos estados

de degradación: de la adherencia, por corrosión, por recubrimiento, por existencia

de coqueras, por defectos de geometría, por degradación de materiales, etc. Se

puede distinguir también entre elementos situados en las zonas de apoyo y

elementos en donde se produce el corte de armaduras o el solape de las mismas,

que permite estudiar las condiciones de anclaje. Para un estado de cargas

determinado se realiza el proceso iterativo de cálculo para obtener como solución

final los esfuerzos y desplazamientos asociados a la estructura degradada definida.

Page 192: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

175

VII.3. MODELO DE COMPORTAMIENTO PROPUESTO

Una viga de hormigón armado sometida a un estado creciente de carga se

comporta inicialmente de forma elástica y lineal como una pieza homogénea. Las

tensiones de tracción en las secciones son absorbidas por el hormigón y el acero

en función de sus rigideces relativas, admitiendo que existe la misma deformación

en ambos materiales. Cuando se supera la resistencia a tracción del hormigón en

una sección de la pieza se inicia la formación de la primera fisura, las tensiones de

tracción que soporta el hormigón se anulan, efectuándose la transferencia al acero

que aumenta su deformación a medida que se va produciendo esta transferencia.

Se define así lo que se conoce como Estado I, para secciones sin fisurar, armadura

perfecta adherida al hormigón, y Estado II para secciones fisuradas, armadura no

adherida al hormigón en la fisura. Al aumentar la carga y debido a los mecanismos

de transferencia de tensiones de adherencia entre el hormigón y el acero se van

produciendo otras fisuras en las piezas cuando se alcanza de nuevo la resistencia a

tracción del hormigón. La colaboración del hormigón a tracción, dentro de este

mecanismo de transferencia de tensiones, entre dos fisuras se conoce con el

nombre Tension – Stiffening (rigidización por tracción del hormigón o tensorigidez).

Mediante este efecto la curvatura media de la sección puede considerarse

intermedia entre la que se obtendría para una sección no fisurada (Estado I, la

menor curvatura que puede obtenerse) y una sección fisurada (Estado II, la mayor

curvatura que puede obtenerse).

El modelo de comportamiento que se propone en esta Tesis es el siguiente:

Como aproximación se supone que en un tramo de la pieza o elemento donde la

adherencia está totalmente deteriorada, y siempre que la longitud sea pequeña, las

deformaciones y curvaturas se pueden estimar como en un estado fisurado (Estado

II). En este tramo la tensión de la armadura traccionada es prácticamente constante

y se determina en la sección central de dicho tramo (no se transmiten tensiones de

adherencia entre un extremo y otro del tramo).

En zonas con adherencia perfecta se incorpora el efecto Tension – Stiffening que

tiene en cuenta la rigidización por tracción del hormigón entre fisuras.

Page 193: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

176

En tramos con una degradación de la adherencia cuantificada (situaciones

intermedias a las definidas anteriormente) se considera un estado intermedio con

efecto Tension – Stiffening degradado, ya que la transferencia de tensiones entre el

hormigón y el acero no es capaz de desarrollar toda la capacidad inicial

correspondiente a un estado no deteriorado.

En tramos con adherencia perfecta donde no se supere la resistencia a tracción del

hormigón, las deformaciones y curvaturas se estiman como en un estado no

fisurado (Estado I).

Las curvaturas medias para los distintos estados son las siguientes expresiones:

Para el estado I sin degradación de la adherencia: C = 1/r = 1/r1 (Ec. 31.)

La curvatura 1/r1 es la curvatura que se obtiene en la sección cuando bajo las

solicitaciones M, N no se supera la resistencia a tracción del hormigón en la fibra

más traccionada.

Para el estado II con degradación total de la adherencia: C =1/r = 1/r2 (Ec. 32.)

La curvatura 1/r2 es la curvatura que se obtiene bajo las solicitaciones M, N sin

considerar la resistencia a tracción del hormigón, para tramos discretos donde la

adherencia está totalmente deteriorada. En estos tramos se considera que el efecto

de rigidización por tracción del hormigón no existe (Estado II – puro).

Para estados intermedios en zonas sin degradación de la adherencia: C =1/r = 1/r2 – 1/rts (Ec. 33.)

Para estas situaciones la curvatura se obtiene por diferencia entre la curvatura

obtenida en el Estado II – puro y la curvatura debida al efecto Tension – Stiffening,

1/rts, evaluada mediante la siguiente expresión:

Page 194: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

177

1/rts = (1/r2r – 1/r1r)·β·(Mr/M) (Ec. 34.)

La curvatura 1/r1r es la curvatura que se obtiene en la sección bajo las solicitaciones

Mr, N en el Estado I.

La curvatura 1/r2 es la curvatura que se obtiene en la sección bajo las solicitaciones

Mr, N en el Estado II–puro.

El parámetro β en el concepto inicial del Código Modelo CEB−FIP (1990) engloba

dos coeficientes que caracterizan la calidad de adherencia de las barras y la

influencia de la duración de aplicación o de la repetición de las cargas:

β = β1·β2 (Ec. 35.)

β1 = 1 para barras de alta adherencia

β1 = 0,5 para barras lisas

β2 = 0,8 para primera carga

β2 = 0,5 para cargas de larga duración o para un gran número de ciclos de

carga

El momento Mr es el momento de fisuración de la sección.

Para estados intermedios en zonas con degradación de la adherencia:

C = 1/r = 1/r2 – (1/r2r – 1/r1r)·β·f(δ)·(Mr/M) (Ec. 36.)

La función f(δ), de degradación de la adherencia, varía entre 0 y 1 (0≤ f(δ)≤1). La

función se anula (toma el valor 0) cuando la degradación de la adherencia es total,

es decir no existe transferencia de tensiones entre la armadura y el hormigón, y

toma el valor 1 cuando la adherencia es perfecta.

Para situaciones intermedias se hace la hipótesis, en esta Tesis, de que la variación

de la degradación se puede ajustar siguiendo un modelo similar al deducido del

comportamiento de las vigas degradadas con porcentajes crecientes de pérdida de

Page 195: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

178

adherencia obtenido en los ensayos realizados. La función se puede aproximar

como la media de las dos funciones: f(δ)1 = (1 - δ2) y, f(δ)2 = (1 - δ)½, ver Figura 100,

resultando la siguiente expresión:

f(δ) = ½ · [(δo - δ1/α) + (δo - δ)α] con: δo = 1; α = 0,5 (Ec. 37.)

δ = Pérdida de adherencia estimada (en tanto por uno)

f(0) = 1 para elementos sin pérdida de adherencia

f(1) = 0 para elementos con 100% de pérdida de adherencia

Figura 100. Función f(δ) de degradación de la adherencia.

Para incorporar los efectos de la pérdida de recubrimiento en la degradación de la

adherencia se utiliza los resultados obtenidos del programa de ensayos a tracción

pull − out. Según estos resultados la capacidad de anclaje de las barras disminuye

con el recubrimiento a partir de una relación recubrimiento diámetro, c/φ, inferior a

2,8 aproximadamente. Esta capacidad es completamente nula para una relación

c/φ= − 1.

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

δ PÉRDIDA DE ADHERENCIA

f (δ)

FUNCIÓN ffunción f1función f2

Page 196: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

179

Para tener en cuenta este hecho, y conocidos los recubrimientos reales de las

distintas piezas de una estructura que se quiere evaluar mediante las inspecciones

necesarias al efecto, se supone que la armadura puede desarrollar toda su

capacidad resistente cuando la relación c/φ es mayor de 2,8. En caso contrario

dicha capacidad se reduce de forma ficticia mediante una expresión de tipo lineal

hasta que se anula cuando el recubrimiento es negativo y de valor el diámetro de la

barra. Para tener en cuenta, además, el efecto favorable de la existencia de la

armadura transversal, se incrementa de forma ficticia el recubrimiento en función de

la cuantía de dicha armadura transversal, siguiendo por ejemplo las

recomendaciones de la norma ACI 318 (1999). La capacidad resistente residual de

la armadura se obtiene mediante las siguientes expresiones:

Urs = Uo c/φ 2,8 (Ec. 38.)

Urs = Uo · (c/φ + 1) / (2,8+1) c/φ < 2,8 (Ec. 39.)

Siendo c = co + ctr

co = el recubrimiento real

ctr = el recubrimiento ficticio aportado por la armadura transversal

Como ya se ha expuesto en el Capítulo IV, para tener en cuenta el efecto del

confinamiento de la armadura transversal en vigas, se sustituye la relación c/φ por

(co+ctr)/ φ, donde ctr es el recubrimiento ficticio que aporta la armadura transversal

función de la cuantía del elemento.

VII.4. MODELO ESTRUCTURAL Y DESCRIPCIÓN DE ELEMENTOS

Se utiliza un modelo de barras tipo pórtico. Para realizar el análisis es necesario

discretizar cada barra de la estructura en varios segmentos o elementos de forma

que puede describirse adecuadamente los síntomas localizados de deterioro. Estos

elementos discretos pueden ser de varios tipos en función de los parámetros de

degradación que les afecten.

Page 197: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

180

El elemento “tipo 0” es un elemento de hormigón armado sin deterioro de ninguno

de sus materiales, hormigón y acero, sin defectos de geometría, de ejecución o de

cualquier otra clase. Se trata del elemento de referencia sin degradación. Por

ejemplo, en un elemento de sección rectangular la sección bxh de hormigón está

íntegra, la armadura está perfectamente adherida y con la cuantía inicial intacta, y

los materiales, hormigón y acero, mantienen sus características resistentes

iniciales.

En la sección de hormigón armado de un elemento se pueden definir 5 tipos de

armaduras según su situación:

• Armadura superior, inferior y central (tipos 1, 2 y 3) que se disponen

de lado a lado de la viga (armaduras pasantes).

• Armadura superior e inferior que se colocan con longitudes menores

que la de la viga, como son las armaduras complementarias que se

disponen en las zonas extremas para resistir los momentos flectores

negativos (tipo 4), y en las zonas centrales para resistir los

momentos flectores positivos (tipo 5).

Cada uno de los tipos de armadura, 1 a 5, tiene su recubrimiento o posición dentro

de la sección perfectamente definido, proporcionando este dato en cada caso, c1 a

c5, así como su cuantía, U1 a U5. De esta forma, prácticamente puede idealizarse

cualquier tipo de armado en las vigas normalmente utilizadas en edificación.

A partir de este elemento se crean otros tipos que en función de distintos

parámetros asociados a su definición llevan incorporados diversos estados de

degradación:

• De la adherencia, a través de la función de degradación establecida

anteriormente, lógicamente valorada a partir de los datos de inspección y/o de

Page 198: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

181

ensayo que deben realizarse en cada caso particular. Será un valor comprendido

entre 0 y 1.

• Por recubrimientos deficientes, a través de la formulación propuesta para

distintos recubrimientos.

• Por existencia de coqueras y defectos de geometría, mediante la modificación en

la definición de las secciones. • La corrosión de las armaduras, localizada o generalizada, se ha considerado

como una pérdida de sección nominal de las barras y por lo tanto se tiene en

cuenta mediante la disminución de la capacidad mecánica de las armaduras,

incluyendo en su caso, y función de sí es localizada o generalizada, la

degradación de adherencia estimada, teniendo en cuenta la fisuración o no del

recubrimiento.

• Por fallos de los materiales, introduciendo en cada caso las características que

definen las propiedades de los mismos. • Cualquier otro defecto que pueda modelarse con la modificación y combinación

de los parámetros señalados anteriormente. En el elemento “tipo 0” todos estos parámetros se definen de forma que no afectan

en ningún caso a la integridad del mismo.

Como definición del elemento se incluye también la posición relativa que ocupa

dentro de una viga, distinguiendo las zonas que corresponden al corte y anclaje de

las armaduras de otras zonas donde esto no ocurre, con el objeto de tener en

cuenta que una pérdida de adherencia es más o menos relevante según la zona de

la viga que afecte, sobre todo si se encuentra en la zona de anclaje. Esto obliga a

tener una definición y discretización de elementos dentro de una viga lo

suficientemente fina para poder estudiar las condiciones de anclaje y poder

incorporar todos los tramos que tengan algún tipo de deficiencia.

Page 199: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

182

El método que se propone puede encuadrarse dentro de los métodos generales

no–lineales con degradación de los mecanismos mecánico resistentes que afectan

a los materiales y a su interacción. Estos métodos consideran a la vez el

comportamiento no lineal de los materiales y los efectos de segundo orden, a través

de relaciones tensión – deformación no lineales para el material y de la formulación

de las ecuaciones de equilibrio en la configuración deformada de la estructura,

incorporando a su vez los factores de degradación en el comportamiento de las

secciones y de las piezas.

No existe una formulación compacta y directa que permita el análisis global de

ambas fuentes de no linealidad. Hay que recurrir a un proceso iterativo en el que

alternativamente se logra la convergencia, a nivel de sección mediante la

compatibilidad de deformaciones, y a nivel de estructura con las ecuaciones de

equilibrio. La secuencia iterativa puede acortarse si, junto a un cambio de rigidez de

la piezas, se actúa a la vez sobre la configuración de equilibrio de la estructura, tal y

como se hace en el procedimiento propuesto.

La implantación del método propuesto se hace con un programa elemental de

cálculo matricial de estructuras escrito en HTBasic de HP, siguiendo esquemas

típicos como los descritos en las referencias Sáez Benito (1975), Recuero (1979),

Gutiérrez (1986) y Morán (1990). Las fases típicas que componen la organización

del programa son las siguientes:

VII.4.1. Introducción de datos

Se facilita el número de nudos y de barras de la discretización de la estructura, el

número de apoyos, las características de los materiales, la geometría y armados de

las secciones, la descripción de cada elemento con los parámetros que identifican

el nivel de deterioro y las cargas actuantes en el momento del análisis.

Page 200: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

183

VII.4.2. Proceso de cálculo matricial

En este módulo se desarrolla todo el procedimiento de cálculo. Comprende la

formación de la matriz de rigidez de la estructura y del vector de cargas, la

imposición de las condiciones de contorno, la resolución del sistema de ecuaciones,

y cálculo de desplazamientos en los nudos y esfuerzos en los extremos de las

barras.

Conocida la información (desplazamientos y esfuerzos) en una iteración “i”

determinada se procede a modificar la geometría de la estructura y las rigideces de

todas las piezas. La geometría se modifica añadiendo a la configuración inicial los

desplazamientos de los nudos obtenidos en la iteración, y las rigideces de las

piezas se determinan mediante el análisis a nivel de sección para el estado de

solicitaciones que corresponde a la iteración en curso utilizando el procedimiento ya

explicado anteriormente para tener en cuenta los factores de degradación.

Para el nivel de carga analizado, el procedimiento iterativo finaliza cuando entre dos

iteraciones sucesivas los desplazamientos de la estructura apenas difieren.

VII.4.3. Resultados

Alcanzada la convergencia el sistema proporciona los desplazamientos y esfuerzos

finales del análisis para el estado de carga dado.

El análisis a nivel de sección que se realiza dentro del procedimiento iterativo

descrito se puede abordar tradicionalmente de dos formas distintas, mediante el

cálculo de sección inverso o cálculo de sección directo, si bien también puede

utilizarse un método de cálculo de sección semidirecto, propuesto por Morán

(1990), que puede resultar más adecuado para evitar problemas de convergencia

en el análisis de piezas sometidas a flexocompresión.

Page 201: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

184

• En el cálculo de sección inverso, dadas unas solicitaciones N, M se

determinan la curvatura y la deformación media, C y εm, a través de

un análisis no lineal de sección. Las nuevas rigideces de la sección

vendrán dadas por: (EA)n = N/εm ; (EI)n = M/C.

• En el cálculo de secciones directo, conocidas las solicitaciones que

actúan, N, M, se determinan en primer lugar la curvatura y la

deformación lineales de la sección, C y εm. Con estas deformaciones,

C y εm, se entra en un análisis no lineal de secciones y se determinan

las resultantes internas de tensiones, N’, M’. Las nuevas rigideces de

la sección para cálculos sucesivos vendrán dadas por: (EA)n = N’/εm ;

(EI)n = M’/C.

Se considera como sección representativa de un tramo ‘k’ la sección central del

mismo y, como solicitaciones actuantes la media de las solicitaciones en los

extremos del tramo. El análisis de la sección con un plano de deformación definido

por una pareja de la terna εc, εs, C proporciona el axil N’ y el momento M’,

deducidos al establecer el equilibrio de la sección:

N’ = ∫ σc b dy + ∑ σsi Asi (Ec. 40.)

M’ = ∫ σc b y dy + ∑ σsi ysi Asi (Ec. 41.)

Donde:

σc = g1(εc) ; εc = εm + y C

σsi = g2 (εsi) ; εsi = εm + ysi C

Siendo:

εm = deformación en el centro de gravedad de la sección

C = curvatura de la sección

εc = deformación del hormigón

εsi = deformación en el acero

Page 202: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

185

g1 = función que define el diagrama tensión – deformación del

hormigón

g2 = función que define el diagrama tensión – deformación del acero

ysi = posición de la armadura i

Asi = área de la armadura i

b = ancho de la sección

VII.4.4. Materiales. Leyes constitutivas utilizadas (funciones g1 y g2)

En este trabajo se ha considerado para los materiales las siguientes leyes tensión –

deformación:

Hormigón

Para el diagrama tensión – deformación del hormigón se utiliza el hiperbólico para

cargas de corta duración, que representa más adecuadamente, que el diagrama

parábola rectángulo, el comportamiento tenso – deformación del hormigón para los

niveles de carga desde servicio hasta situación de rotura (Figura 101). La ecuación

es la siguiente:

c

2

c f)2k(1

k⋅

η⋅−+η−η

=σ para εc ≤ εcu (Ec. 42.)

Siendo:

σc, tensión del hormigón para un valor dado de εc

1C

C

εε

=η εc = deformación del hormigón

εc1 = –0,0022; máxima deformación en

compresión

1cc

c

fE

= Ec = módulo de deformación longitudinal

fc = resistencia a compresión del

hormigón

εcu = deformación máxima de la fibra de

hormigón más comprimida

Page 203: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

186

σ (-)c

εcuεc1 ε (-)c

ε y 0,01

fyt

σs

ε s

fyc

-0,01

=arctag E

E = 200.000 N/mm

s2

Figura 101. Diagrama tensión − deformación en el hormigón a compresión.

Acero

Para el acero puede considerarse el diagrama tensión – deformación bilineal con

una primera rama inclinada hasta una deformación εy tomando como módulo

longitudinal del acero Es = 200.000 N/mm2 y, a continuación una rama horizontal de

valor fy (Figura 102).

Figura 102. Diagrama tensión − deformación en el acero.

Page 204: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

187

VII.5. EJEMPLOS DE CÁLCULO

VII.5.1. Ajuste del modelo

Para verificar la validez del modelo propuesto se comprueban los datos obtenidos

del programa experimental en vigas de la serie I, vigas A2 y DA3 con armadura de

cortante (apt. VI. 5.1.1) y, vigas B2 y DB3 sin armadura de cortante (apt. VI. 5.1.2).

Las vigas, simplemente apoyadas, solicitadas a flexión mediante cargas puntuales,

son de tres metros de longitud y con una distancia entre apoyos de 2,60 m. La

descripción de estos ensayos y análisis de resultados se expuso en el Capítulo VI.

Las características de las vigas consideradas en el modelo se muestran en la Tabla

23.

Tabla 23. Datos de vigas.

Longitud, L [mm] 3.000

Luz, Lo [mm] 2.600

Sección, b x h [mm] 150 x 250

Área, A [mm2] 37.500

Inercia, I [mm4] 195 · 10E06

Armadura Inferior 3φ12

Cap Mecánica, Uinf [kN] 138,9

Recubrimiento Inf., cinf [mm] 20 + 12/2 = 26

Armadura Superior 2φ8

Recubrimiento Sup., csup [mm] 20 + 8/2 = 24

Cap Mecánica Usup [kN] 41

Acero, fy [N/mm2] 410

VIGAS A2 / B2

VIGAS DA3 / DB3

Hormigón, fc [N/mm2] 31,85 / 36,45 29,30 / 29,30 Pérdida de adherencia =

Degradación global [%] 0 55

Degradación local [%] 0 33 / 66

Page 205: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

188

VII.5.1.1. Vigas A2 y DA3

En primer lugar se analizan las vigas con armadura transversal: A2 es la viga patrón

y DA3 es la deteriorada con un 55% de falta de adherencia en la armadura de

tracción. Se discretiza la longitud total en 20 barras. En las siguientes figuras se

muestra: el esquema de carga, la sección tipo, la planta con la disposición de la

armadura longitudinal y la numeración de nudos y barras para ambas vigas.

Figura 103. Esquema de carga, sección tipo, planta y numeración de nudos y

barras viga A2 (con cercos).

Alzado

Planta

Q/2

L = 3000 mm

Lo = 2600 mm

ø6a150 mm

r=20 3ø12

2ø8Sección

1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011 13 1412 17 211815 16 2019

14 15 16 17 18 19 2013121110987654321

Q/2 Q/2

VIGA A2: 0% de Pérdida Global de Adherencia

Q/2

250

150

Page 206: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

189

Figura 104. Esquema de carga, sección tipo, planta y numeración de nudos y

barras viga DA3 (con cercos).

VII.5.1.2. Vigas B2 y DB3

En segundo lugar se analizan las vigas sin armadura transversal: B2 es la viga

patrón y DB3 es la viga con un 55% de deterioro en la armadura de tracción. En

ambas vigas se aplica una carga puntual Q en el centro del vano, correspondiente

VIGA DA3: 55% de Pérdida Global de Adherencia

ø6a150 mm

L = 3000 mm

Lo = 2600 mmAlzado

Planta

Q

250

150

r=20 3ø12

2ø8Sección

1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011 13 1412 17 211815 16 2019

14 15 16 17 18 19 20

Q

13121110987654321

Page 207: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

190

250

150

ø6

Alzado

Planta

L = 3000 mm

Lo = 2600 mm

r=20

Q

Planta VIGA DB3: 55% de Pérdida Global de Adherencia

1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011 13 1412 17 211815 16 2019

14 15 16 17 18 19 20

Q

Numeración de nudos y barras

VIGA B2: 0% de Pérdida Global de Adherencia

3ø12

2ø8Sección

13121110987654321

al nudo nº 11, (que reproduce el sistema de carga empleado en el ensayo). Se

discretiza igualmente en un total de 20 barras, ver Figura 105.

Figura 105. Esquema de carga, sección tipo, planta y numeración de nudos y

barras vigas B2 y DB3 (sin cercos).

Page 208: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

191

VII.5.1.3. Análisis de resultados

A continuación se compara el modelo teórico con los resultados experimentales

obtenidos en vigas con cercos. En la Figura 106 se muestra la gráfica carga –

flecha en la viga A2: en línea continua azul los resultados experimentales del

ensayo y con puntos, los obtenidos del modelo.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 3 6 9 12 15Flecha en el centro del vano [mm]

Car

ga T

otal

Qt =

2P

[kN

]

ENSAYO A2 [0% degrad]MODELO A2 [0% degrad]

(Qrot A2 = 81,24 kN)

Figura 106. Curvas carga – flecha en viga con cercos A2 sin degradación

(experimental y teórica), Qt = 2P.

La curva carga – flecha en la viga DA3 con un 55% de falta de adherencia se

representa en la Figura 107, tanto los resultados experimentales, con línea

continua, como los obtenidos teóricamente. En esta viga se aplica una carga

puntual en el centro.

Page 209: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

192

Figura 107. Curvas carga – flecha en viga DA3 con degradación del 55%

(experimental y teórica), Qt = P.

Según estos resultados en vigas con armadura transversal, se obtiene un buen

ajuste con el modelo propuesto. En la viga de referencia A2 los resultados son

óptimos siendo la deformación teórica en el centro del vano ligeramente menor que

la experimental a partir de un cierto valor de carga, aproximadamente 30 kN (Figura

106). En la viga DA3 el ajuste es igualmente válido siendo las flechas teóricas algo

superiores a las experimentales.

En segundo lugar, se compara el modelo teórico con los ensayos de vigas sin

cercos. En la Figura 108 se presentan comparativamente los resultados del modelo

propuesto y los experimentales, gráficas carga – flecha para la viga con 0% de

deterioro [B2] y, para la viga con 55% de deterioro [DB3]. Se muestra en línea

continua los resultados experimentales y con puntos los obtenidos en el modelo

teórico, (en azul para la viga de referencia, sin degradación, y en rojo para la viga

con un 55% de falta de adherencia global en la armadura de tracción).

0

10

20

30

40

50

60

70

0 3 6 9 12 15

Flecha en el centro del vano [mm]

Car

ga T

otal

Qt =

P [

kN]

ENSAYO DA3 [55% degrad]MODELO DA3 [55% degrad]

(Qrot DA3 = 57,02 kN)

Page 210: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

193

Figura 108. Curvas carga – flecha en vigas sin cercos: B2 sin degradación y DB3

con degradación (experimentales y teóricas), Qt = P.

En la Figura 108 se aprecia la buena correlación obtenida entre los resultados

teóricos y experimentales, para cualquier valor de carga aplicada.

El modelo teórico se adapta correctamente a la forma de las curvas experimentales

y, se aprecia además, la sensibilidad del modelo a la pérdida de adherencia, siendo

éste uno de los objetivos principales de la presente Tesis.

El buen ajuste entre los resultados numéricos y los obtenidos experimentalmente,

tanto en vigas con armadura transversal como sin ella, confirman la validez del

modelo.

VII.5.2. Ejemplos

Se realizan con el modelo propuesto las siguientes aplicaciones en función de los

distintos estados de degradación:

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22

Flecha en el centro del vano [mm]

Car

ga T

otal

Qt =

P [

kN]

ENSAYO B2 [0% degrad]MODELO B2 [0% degrad]ENSAYO DB3 [55% degrad]MODELO DB3 [55% degrad]

(Qrot B2 = 56,75 kN)

(Qrot DB3 = 48,79 kN)

Page 211: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

194

• Ejemplo 1a Daño que afecta a un 30% de la viga con daños simulados del 0%, 25%,

50%, 75% y 100%.

• Ejemplo 1b Daño que afecta a un 60% de la viga con daños simulados del 0%, 50%

y 100%.

La viga tipo considerada para aplicar el modelo es de 5 metros de luz apoyada en

sus extremos, de sección rectangular 0,50 x 0,25 m y 5φ20 de armadura de

tracción. Se discretiza en 20 barras, aplicándose una carga puntual Pi en cada uno

de los nudos simulando una carga repartida. Las propiedades de la viga a analizar,

esquema de carga y numeración de nudos y barras se presentan en la Tabla 24 y

en la Figura 109.

Tabla 24. Datos de viga tipo

Longitud, L [mm] 5.000

Luz, Lo [mm] 5.000

Sección, b x h [mm] 500 x 250

Área, A [mm2] 125.000

Inercia, I [mm4] 651 · 10E06

Armadura Inferior (1+4) 4φ20 + 2φ20

Cap Mecánica, Uinf, 1+4 [kN] 772,7 (515,3 + 257,4)

Recubrimiento Inf., cinf [mm] 15 + 20/2 = 25

Armadura Superior (2) 2φ20

Cap Mecánica, Usup2 [kN] 257,4

Recubrimiento Sup., csup [mm] 15 + 20/2 = 25

Acero, fy [N/mm2] 410

Hormigón, fc [N/mm2] 25

Page 212: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

195

5.00 m

U4 (2ø20)

0.25 m

1.00 m

0.5 m

U4 (2ø20) U1 (4ø20)

U2 (2ø20)

U1 (4ø20)

U2 (2ø20)

U1 (4ø20)

U5 (1ø20)

TELE 2U5 (1ø20)

32

X

Y

1 16 1917 1811 14 1512 136 9 107 854

0,25 m

20

1.00 m

TELE 1

Figura 109. Sección, planta y alzado de la viga tipo, numeración de nudos y barras

y esquema de carga.

VII.5.2.1. Ejemplo 1A

Daño que afecta a un 30% de la viga equivalente a 6 barras (150 cm) con daños

simulados del 0%, 25%, 50%, 75% y 100%, se denominan vigas “VA”. Las barras

deterioradas son las número: 2, 7, 10, 11, 14 y 19.

Se contempla una pérdida de adherencia local en cada una de las barras: a la viga

VA0 le corresponde una pérdida de adherencia local del 0%, a VA1 del 25%, a VA2

del 50% y, a VA3 y VA4, del 75% y 100% respectivamente, que corresponde con

una pérdida de adherencia global especificada en la Tabla 25.

Page 213: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

196

5.00 m

1 2 3

0,25 m

4 5 87 1096 1312 151411 1817 1916 20

Tabla 25. Datos de las vigas VA con un 30% de barras deterioradas.

Pérdida de adherencia local en cada barra

Pérdida de adherencia global

VA0 0% 0%

VA1 25% 7,5%

VA2 50% 15%

VA3 75% 22,5%

VA4 100% 30%

VII.5.2.2. Análisis de resultados

Las deformaciones en el centro de vano para distintos estados de carga obtenidos

aplicando el modelo propuesto en esta Tesis en vigas (con un 30% de las barras

deterioradas) se presentan en la Tabla 26 para los distintos porcentajes de daño.

Tabla 26. Resultados vigas VA.

EJEMPLO 1a. 6 barras afectadas = 30% de las barras

FLECHA δ

[mm] CARGA PUNTUAL

Qi [kN]

CARGATOTAL

Q [kN] VA0

(0%) VA1

(25%)VA2

(50%)VA3

(75%)VA4

(100%)

4,90 93,10 14,46 14,58 14,76 14,99 15,30

7,35 139,65 22,33 22,51 22,76 23,09 23,53

9,80 186,20 30,45 30,70 31,03 31,48 32,06

12,25 232,75 53,42 53,98 54,76 55,77 57,08

Page 214: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

197

En la Figura 110 se muestra la curva carga − flecha para una pérdida de adherencia

del 0%, 50% y 100% de degradación local en las vigas VA0, VA2 y VA4, hasta un

valor de carga aplicada de 230 kN.

Figura 110. Influencia del porcentaje local de daño: 0%, 50% y 100% en un 30% de

la longitud de la barra en la relación carga − deformación.

Del análisis de los resultados obtenidos se puede apreciar una disminución de la

rigidez con el incremento de la pérdida de adherencia. La deformación en el centro

del vano para una carga total de 186 kN (equivalente a una carga puntual de 9,8 kN

aplicada en cada nudo) en VA0 con 0% de pérdida de adherencia es 30,45 mm; en

VA2 con 50% de pérdida de adherencia es 31,03 mm y, en VA4 con 100% de

pérdida de adherencia es 32,06 mm.

VII.5.2.3. Ejemplo 1B

Daño que afecta a un 60% de la viga con daños simulados del 0%, 50% 100%. Se

denominan vigas “VB”. Las barras deterioradas son las número: 2, 3, 6, 7, 9, 10, 11,

12, 14, 15, 18 y 19, un total de 12 barras. En la Tabla 27 se especifica la pérdida de

adherencia global que le corresponde.

6 barras afectadas = 30% de barras

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70

Flecha en el centro del vano [mm]

Car

ga T

otal

Qt =

19P

i [k

N]

VA0 (0% degradación)VA2 (50% degrad. local, 15% degrad. global)VA4 (100% degrad. local, 30% degrad. global)

Page 215: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

198

5.00 m

0,25 m

6 7 854321 2016 1917 1811 14 1512 139 10

Tabla 27. Datos de las vigas VB con un 60% de barras deterioradas

Se contempla una pérdida de adherencia local en cada barra del 0% para VB0, del

50% para VB2 y del 100% para VB4, por lo tanto, les corresponde una pérdida de

adherencia global del 0%, 30% y 60% respectivamente.

VII.5.2.4. Análisis de resultados

Los resultados en vigas con un 60% de las barras deterioradas se presentan en la

Tabla 28 para los distintos porcentajes de daño.

Tabla 28. Resultados vigas VB

EJEMPLO 1b. 12 barras afectadas = 60% de las barras FLECHA

δ [mm]

CARGA PUNTUAL

Qi [kN]

CARGA TOTAL

Q [kN] VB0

(0%) VB2

(50%) VB4

(100%)

4,90 93,10 14,46 15,91 20,24

7,35 139,65 22,33 24,52 31,02

9,80 186,20 30,45 33,43 42,21

12,25 232,75 53,42 59,10 75,40

Pérdida de adherencia

local en cada barra

Pérdida de adherencia global

VB0 0% 0%

VB2 50% 30%

VB4 100% 60%

Page 216: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

199

En la siguiente figura se muestra la gráfica carga – flecha en el centro del vano para

las vigas VB0, VB2 y VB4, hasta una carga de 230 kN.

Figura 111. Influencia del porcentaje local de daño: 0%, 50% y 100% en un 60% de

la longitud de la barra en la relación carga − deformación.

Esta gráfica presenta una diferencia notable en las deformaciones para distintos

porcentajes de degradación.

Según los resultados se aprecia un aumento de la flecha en el centro del vano con

la pérdida de adherencia. La deformación en el centro del vano para una carga de

232 kN en la viga VB0 sin pérdida de adherencia es 53,42 mm; en la viga VB2 con

50% de p. a. es 59,10 mm y en VB4 con 100% de p. a. es 75,40 mm. Por lo tanto,

en porcentaje, implica que la flecha es un 10% y un 41% mayor para un 50% y un

100% de deterioro respectivamente.

Con estos ejemplos realizados es posible analizar la influencia del deterioro global

de la adherencia en la relación carga – desplazamiento, Figura 112.En esta figura

se representa únicamente las gráficas hasta un valor de carga de 232 kN.

12 barras afectadas = 60% de barras

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Flecha en el centro del vano [mm]

Car

ga T

otal

Qt =

19P

i [k

N]

VB0 (0% degradación)VB2 (50% degrad. local, 30% degrad. global)VB4 (100% degrad. local, 60% degrad. global)

Page 217: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

200

Figura 112. Influencia del deterioro global de adherencia en la relación carga –

desplazamiento.

Esta gráfica pone de manifiesto el aumento de la deformación con la pérdida de

adherencia global, que se acentúa sobre todo para pérdidas de adherencia

elevadas, del orden del 60%.

En cuanto a la deformación para una carga de 232 kN es, para la viga con un 60%

de degradación global, 75,40 mm; para la viga con 30% de degradación 59,10 mm;

para la viga con 15% de degradación 54,76 mm y 53,42 mm para la viga patrón. Es

decir, en términos porcentuales la deformación es mayor en un 41%, un 10% y un

3% para pérdidas de adherencia globales del 60%, 30% y 15% respecto a la viga

patrón.

VII.6. CONCLUSIONES

Se ha descrito la propuesta de un modelo teórico para la evaluación de piezas de

hormigón armado solicitadas a flexión. El modelo contempla el deterioro de la

adherencia en zonas localizadas de la armadura principal.

Degradación Global

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Flecha en el centro del vano [mm]

Car

ga T

otal

Qt =

19P

i [k

N]

VB0 (0% degradación)VA2 (15% degradación)VB2 (30% degradación)VB4 (60% degradación)

Page 218: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VII. MODELO DE COMPORTAMIENTO

201

La función entre la capacidad resistente y la pérdida de adherencia se ajusta

siguiendo un modelo similar al deducido experimentalmente en el capítulo de la

Tesis destinado al estudio del comportamiento de vigas con porcentajes crecientes

de pérdida de adherencia (Capítulo VI).

Incorpora, además, el efecto que provoca una disminución o pérdida de

recubrimiento en la tensión de adherencia, obtenido del estudio y desarrollo de los

ensayos a tracción pull – out (Capítulo IV).

El modelo propuesto ha sido contrastado con los resultados experimentales; se

observa que reproduce correctamente los registros obtenidos, tanto para vigas sin

deterioro como para vigas con falta de adherencia.

Aquellos elementos a flexión con falta de adherencia en zonas localizadas de la

armadura principal experimentan una modificación de su comportamiento

estructural. Se aprecia que el modelo teórico reproduce el incremento de las

deformaciones con el porcentaje de degradación, como ocurre en los ensayos

realizados.

Entre las principales aplicaciones del modelo se encuentra estimar el

comportamiento estructural de vigas que presenten distintos estados de

degradación de la adherencia hormigón – acero debido a patologías por fallos de

proyecto, de ejecución, de materiales o cualquier otra causa que de lugar a

recubrimientos nulos o deficientes, corrosión localizada o generalizada, existencia

de coqueras, defectos de geometría, etc.

Page 219: comportamiento de estructuras de hormigón armado

207

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

Page 220: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

202

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

VIII.1. RESUMEN DE LA TESIS

El objetivo fundamental de esta Tesis ha sido proporcionar información y criterios

con base teórico - experimental para abordar la evaluación de una estructura de

hormigón armado afectada por una pérdida de adherencia.

Page 221: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

203

Para su desarrollo se ha revisado la bibliografía publicada hasta la fecha sobre este

tema e investigado el fenómeno de transferencia de tensiones entre hormigón y

acero en elementos estructurales.

A continuación se resume el trabajo realizado, por un lado, un amplio programa

experimental y, por otro, la propuesta de un modelo teórico para la evaluación de

estructuras existentes que incorpora los fenómenos de degradación de la

adherencia.

Programa Experimental

Se han llevado a cabo ensayos que permitan relacionar la adherencia hormigón –

acero con el comportamiento resistente de piezas de hormigón armado y estudiar

los principales factores que influyen en ella. Por lo tanto, el programa experimental

abarca ensayos de adherencia que permiten profundizar en este fenómeno y

ensayos de flexión en elementos afectados por pérdida parcial de adherencia.

Dentro de los ensayos de adherencia se realizan los dos tipos generales que se

contemplan actualmente en la bibliografía específica y en la normativa: pull - out y

beam test.

Ensayos de adherencia tipo pull – out

Se realizan 31 ensayos sobre probetas prismáticas según las especificaciones del

ensayo normalizado pull – out propuesto por el CEB (1983) en el Bulletin d´

Information nº 13, introduciendo algunas modificaciones en lo que respecta a la

posición de la barra para simular piezas de hormigón armado con recubrimientos

variables.

Se ensayan tres series con barras de diámetros representativos empleados en

edificación. Para cada diámetro se ha variado la posición de la barra desde el

Page 222: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

204

centro de la probeta (recubrimiento máximo) hasta la posición extrema

(recubrimiento mínimo).

En la serie 1 se realizan 15 ensayos con barras de diámetro nominal igual a 12 mm.

En la serie 2 se realizan 8 ensayos con diámetro igual a 16 mm y en la serie 3 se

realizan 8 ensayos con diámetro igual a 20 mm.

El objeto de esta parte del programa experimental es determinar el efecto de la

relación recubrimiento/diámetro (c/φ) en la capacidad de adherencia de elementos

estructurales.

Ensayos de adherencia tipo beam test

Se realizan siguiendo las especificaciones del normalizado en la UNE 36740:98

“Ensayo de la viga”. Se llevan a cabo dos series, una con barras de diámetro 16

mm, y otra con barras de diámetro 25 mm. Se ha obtenido la relación tensión de

adherencia local–deslizamiento, la tensión media de adherencia y la tensión de

rotura en barras corrugadas con una longitud adherente igual a 10φ.

Con los resultados de estos ensayos y adoptando como base la del Código Modelo

1990 se ha propuesto una curva tensión de adherencia local – deslizamiento media

que describe el comportamiento adherente de barras corrugadas.

Ensayos de flexión en vigas

Una vez caracterizado el fenómeno de la adherencia y los mecanismos en los que

se basa, se ha realizado un programa experimental en vigas con adherencia

hormigón – acero degradada.

Se analiza experimentalmente la influencia de varios parámetros tales como el

porcentaje de degradación de adherencia, la armadura transversal y el

recubrimiento en el comportamiento resistente de estas piezas.

Page 223: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

205

El rango de niveles de degradación se ha establecido en función del porcentaje de

la armadura traccionada sin adherencia, comprendido entre un nivel bajo

(aproximadamente 30% de falta de adherencia) y un nivel alto (aproximadamente

70% de falta de adherencia).

Se ensayan vigas simplemente apoyadas sometidas a carga creciente hasta la

rotura y se registra la curva carga - desplazamiento en el centro de la viga, el mapa

de formación de fisuras, la carga de rotura y la forma en que se produce.

Se han obtenido resultados en vigas de pequeña y mediana esbeltez. En estas

últimas se han ensayado vigas fabricadas con hormigones de resistencia a

compresión en torno a 30 MPa y en torno a 50 MPa. Los ensayos se han dividido

en tres series según la esbeltez y la resistencia del hormigón:

- Serie I, vigas de esbeltez media con hormigón de resistencia en torno a 30

MPa. Se realizan 9 ensayos con pérdida parcial de adherencia en zonas

localizadas de la armadura de tracción (73%, 55% y 0%) y diferente

recubrimiento (20, 10 y 0 mm). Se ensayas vigas con armadura transversal

y sin ella.

- Serie II, vigas de esbeltez media con hormigón de resistencia del orden de

50 MPa y sin armadura transversal. Se realizan 8 ensayos con diferente

porcentaje de armadura adherida (70%, 54%, 30% y 0%).

- Serie III, vigas de pequeña esbeltez. Se realizan 8 ensayos con diferente

porcentaje de pérdida de adherencia (70% y 0%) y recubrimiento (20, 10 y 0

mm). Se ensayas vigas con armadura transversal y sin ella.

Una vez concluido el programa experimental y a partir de los resultados obtenidos

se ha propuesto un modelo de cálculo de aplicación práctica para la evaluación de

estructuras de hormigón armado con deterioro de la transferencia de tensiones

hormigón – acero.

Page 224: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

206

Modelo teórico

Con los resultados obtenidos de los ensayos se han establecido las hipótesis de

comportamiento de piezas con porcentajes de degradación en la interacción

hormigón – acero.

Se ha propuesto un modelo que aproxima la respuesta de una estructura afectada

por una degradación de la adherencia acero – hormigón. El modelo considera los

tramos de pieza con armaduras no adheridas, zonas de armadura con escaso o

nulo recubrimiento, e incorpora otros daños que disminuyen la sección geométrica

resistente y afectan a la adherencia entre ambos materiales como: presencia de

coqueras, defectos de geometría, defectos de materiales, etc.

El modelo no considera la variable tiempo, por lo que debe conocerse el grado de

deterioro en la estructura para redefinir la geometría de la sección, las acciones

(estado real de cargas) y las características de los materiales (resistencia del

hormigón, cuantía y localización de armaduras, recubrimiento, etc.).

En el modelo de comportamiento que se propone las deformaciones y curvaturas se

estiman del siguiente modo:

- En los tramos de la pieza donde la adherencia está totalmente deteriorada, y

para longitudes pequeñas, se consideran como en un estado fisurado,

Estado II.

- En los tramos donde la adherencia es perfecta se incorpora el efecto tension

– stiffening que tiene en cuenta la rigidización por tracción del hormigón

entre fisuras.

- En los tramos con degradación parcial de la adherencia (situación

intermedia a las anteriores) se consideran como un estado intermedio con

efecto tension – stiffening degradado.

Page 225: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

207

- En los tramos con adherencia perfecta donde no se supere la resistencia a

tracción del hormigón, las deformaciones y curvaturas se estiman como en

un estado no fisurado, Estado I.

Para un estado de cargas determinado se lleva a cabo un proceso iterativo de

cálculo. El método tiene en cuenta la no linealidad geométrica, mediante cambios

de la geometría en el proceso iterativo, y la no linealidad mecánica, asociada al

comportamiento de los materiales. Al final del proceso se obtienen tanto los

esfuerzos, como los desplazamientos asociados a la estructura degradada.

VIII.2. APORTACIONES DE LA TESIS

Las líneas de investigación desarrolladas en la presente Tesis introducen

aportaciones en el campo del hormigón estructural y concretamente en el área de

evaluación de estructuras existentes. Las principales aportaciones que se han

realizado son las siguientes:

- En relación a los trabajos descritos en el Capítulo IV (ensayos pull – out) la

aportación fundamental ha sido la propuesta de un diagrama teórico para

estimar la tensión máxima de adherencia en función de la relación

recubrimiento/diámetro (c/φ). Este diagrama está formado por dos ramas: un

primer tramo lineal en el que la tensión de adherencia crece con la relación

c/φ y un segundo tramo en el que la adherencia permanece constante

independientemente del valor que tome c/φ. Con el fin de poder analizar la

influencia de recubrimientos variables en la tensión de adherencia se ha

modificado el ensayo normalizado pull – out propuesto por el CEB (1983).

- En cuanto a los trabajos expuestos en el Capítulo V (ensayos beam test), la

principal aportación ha sido plantear una curva tensión de adherencia local

(τ) /deslizamiento (s) según el diámetro de las barras (basada en el tipo de

Page 226: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

208

curva propuesto por el Código Modelo) teniendo en cuenta los resultados

experimentales. Este diagrama está formado por cuatro tramos: una rama

ascendente hasta alcanzar la τmax, un tramo horizontal, un tramo

descendente lineal y un último tramo horizontal con una tensión residual de

adherencia.

- En cuanto a la investigación experimental desarrollada en vigas (Capítulo

VI), se pueden concretar las siguientes aportaciones:

o Los trabajos para analizar el efecto del escaso o nulo

recubrimiento en el comportamiento de elementos a flexión, con

el objeto de evaluar vigas que por errores de ejecución no han

mantenido los recubrimientos mínimos exigidos.

o Los ensayos dirigidos a analizar la influencia de determinados

factores, como son los porcentajes de degradación de la

adherencia, la armadura transversal o el recubrimiento en el

comportamiento resistente de vigas, son de gran utilidad para

complementar estudios previos a este Tesis. Aunque este tipo de

ensayos (vigas con pérdida parcial de adherencia en zonas

localizadas de la armadura de tracción) ya se habían propuesto

en los trabajos de investigación que preceden a esta Tesis, no se

habían contemplado el número de variables tratadas en el

presente trabajo.

- Referente al modelo de evaluación de estructuras existentes, (Capítulo VII),

en la actualidad son escasos los que consideran la evolución de las

características estructurales de un edifico o construcción y que incorporan la

degradación de los mecanismos adherentes hormigón – acero.

Por lo tanto, el modelo propuesto en esta Tesis resulta novedoso en cuanto

que incluye el deterioro de los mecanismos de interacción resistente de las

Page 227: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

209

piezas, considerando también el efecto de tension stiffening “degradado”,

aspectos imprescindibles para abordar con éxito la evaluación de una

estructura de hormigón armado.

VIII.3. CONCLUSIONES

A lo largo del desarrollo de esta Tesis se han obtenido conclusiones que pueden

considerarse de utilidad dentro del área del comportamiento resistente del hormigón

armado y, concretamente, dentro del ámbito de la evaluación de aquellas

estructuras existentes que presenten una deficiente transferencia de tensiones

entre el acero y el hormigón, afectando, por tanto, al principio básico del

comportamiento de estas estructuras.

Entre las principales conclusiones, incluidas en las establecidas en cada uno de los

capítulos, se pueden considerar las siguientes: a) conclusiones relativas a la

evaluación de la adherencia, b) conclusiones relativas al comportamiento en flexión

de elementos con adherencia acero – hormigón degradada y, c) conclusiones

relativas al modelo propuesto.

a) Conclusiones relativas a la evaluación de la adherencia

Se ha determinado la capacidad de adherencia de barras con recubrimiento

variable de hormigón. Según los resultados obtenidos de ensayos pull – out

(Capítulo IV), se deduce que la capacidad de anclaje de las barras disminuye con el

recubrimiento. Se ha establecido que para una relación entre el recubrimiento y el

diámetro de la barra (c/φ) mayor o igual que 2,8 no se produce variación en la

tensión máxima de adherencia. Sin embargo, para relaciones menores de 2,8 la

disminución de la capacidad de adherencia se puede aproximar de forma lineal

entre el valor máximo y cero para c/φ = –1 (simulación de barra exterior tangente a

la sección de hormigón), mediante la expresión: (τmax/fc) = 0,15⋅(c/φ + 1).

Page 228: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

210

Se ha obtenido una curva tensión de adherencia local – deslizamiento a partir de

ensayos normalizados beam test sobre barras corrugadas (Capítulo V), definido por

cuatro tramos, teniendo en cuenta la resistencia a compresión del hormigón fc, el

diámetro de la barra φ, la resistencia a la adherencia τmáx, y los deslizamientos

representativos s. Cada tramo queda definido de la siguiente manera; primer tramo:

τ=τmax·(s/s1)α para deslizamientos entre 0 y s1, segundo tramo: τ = τmax para

deslizamientos entre s1 y s2, tercer tramo: τ=τmax−(τmax−τf)·(s−s2)/(s3−s2) para

deslizamientos entre s2 y s3, cuarto tramo: τ=τf=0,4⋅τmax para deslizamientos

superiores a 5 mm. Los valores significativos son: α=0,20; τmax=2,28 (fc)2/3 − 0,37φ;

s1=0,45 mm; s2= 2,5·s1; s3=5 mm.

b) Conclusiones relativas al comportamiento en flexión de elementos con adherencia acero – hormigón degradadas

Influencia del recubrimiento

Respecto al estudio para evaluar la capacidad a flexión de vigas con escaso o nulo

recubrimiento de la armadura traccionada, hay que señalar que el trabajo se ha

limitado al caso de vigas armadas con barras de pequeño diámetro, en concreto

barras de 10 y 12 mm de diámetro. En este contexto los resultados apuntan a que

la tensión de adherencia residual existente cuando el recubrimiento es nulo, como

se expuso en el Capítulo IV, es suficiente para que se alcance la máxima capacidad

resistente de la pieza. Por esta razón se obtiene mayor carga de rotura en las vigas

con menos recubrimiento, pero mayor canto útil, y el modo de fallo se corresponde

con un fallo de flexión y no de adherencia.

Al no haber ensayado vigas con armaduras de diámetro mayor no se pueden

extraer conclusiones generalizables. Posiblemente con armaduras más gruesas, la

significativa reducción de la tensión máxima de adherencia asociada a la

disminución del recubrimiento, que se puso de manifiesto en el Capítulo IV, hubiera

producido consecuencias negativas en el comportamiento de las vigas afectadas.

Además, en los ensayos realizados las armaduras llegan hasta los apoyos. Un

Page 229: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

211

estudio más completo requeriría ensayos con armadura dispuesta de tal forma que

no todas lleguen hasta los apoyos. Este hecho también hubiera producido

consecuencias negativas en el comportamiento de las vigas.

Influencia de la armadura transversal en vigas degradadas

La existencia de un confinamiento suficiente proporcionado por la armadura

transversal asegura la capacidad portante de las vigas incluso cuando la falta de

adherencia se estima en más de un 70% de la longitud de la armadura.

Por el contrario, en vigas sin armadura transversal la falta de adherencia de la

armadura traccionada da lugar a una reducción de la capacidad resistente de la

pieza y puede originar un fallo de adherencia por la fisuración del recubrimiento en

la dirección de la armadura principal (splitting). En vigas de esbeltez media con

cercos de 6 mm de diámetro cada 15 cm, una falta de adherencia del 55% ocasionó

una reducción de la capacidad resistente del orden del 14%, así como un fallo de

adherencia por “splitting”.

Sin embargo, a diferencia de lo ocurrido en vigas de esbeltez media, en los ensayos

de vigas de pequeña esbeltez y armadura transversal, sí se registra una

disminución de la capacidad a flexión cuando la pérdida de adherencia es

importante. Así, para pérdidas de adherencia del 70% se produce una disminución

de la capacidad a flexión del orden del 25%, Pero si no hay armadura transversal, la

disminución de la capacidad resistente casi se duplica (es del 46% para el 70% de

falta de adherencia).

Estos resultados ratifican el papel fundamental que juega el confinamiento

proporcionado por la armadura transversal para asegurar una capacidad resistente

suficiente en los elementos flectados, aunque se haya producido un deterioro de la

adherencia.

Page 230: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

212

Influencia de la pérdida parcial de adherencia

La pérdida de adherencia de la armadura de tracción de los elementos flectados

produce una disminución de la rigidez de la pieza y, en consecuencia, un

incremento de la deformación.

En vigas de esbeltez media con hormigones de resistencia en torno a 50 Mpa y sin

armadura transversal, se produce una disminución significativa de la capacidad

portante con la pérdida de adherencia. Así, para valores del 30% de pérdida de

adherencia, se aprecia una disminución en la capacidad a flexión entre un 10% y un

20%. La reducción es del 35% para un deterioro de la adherencia en torno al 50% y

se alcanza un 63% de pérdida de capacidad resistente cuando la falta de

adherencia se sitúa en el entorno de 70%. La falta de adherencia en las zonas de

anclaje provoca el fallo por deslizamiento de las barras. En las vigas ensayadas, sin

armadura transversal, el fallo de adherencia desencadenó una rotura por cortante.

c) Conclusiones relativas al modelo teórico

En el desarrollo de la presente Tesis se ha descrito la propuesta de un modelo

teórico válido para la evaluación de elementos de hormigón armado solicitados a

flexión, en el cual se han contemplado diversos estados de degradación de la

adherencia hormigón – acero.

En el modelo establecido se observa que este reproduce correctamente los

resultados de los ensayos, tanto para vigas con falta de adherencia como para

vigas sin deterioro.

Aquellos elementos a flexión con falta de adherencia en zonas localizadas de la

armadura principal experimentan una modificación de su comportamiento

estructural. Se aprecia que el modelo teórico reproduce el incremento de las

deformaciones con el porcentaje de degradación, como ocurre en los ensayos

realizados. De igual modo el modelo reproduce adecuadamente los registros

experimentales de desplazamiento en el centro del vano.

Page 231: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

213

Entre las principales aplicaciones del modelo se puede mencionar la estimación del

comportamiento estructural de vigas que presenten diferentes estados de

degradación de adherencia hormigón – acero, causados por recubrimientos nulos o

deficientes, existencia de coqueras, defectos de geometría, pérdida o disminución

de la sección de acero, etc.

Los resultados obtenidos en la presente Tesis no tienen únicamente un carácter

científico – teórico, siendo además de aplicación práctica ya que proporcionan

criterios para la evaluación de aquellas estructuras existentes, afectadas por

diferentes patologías que impliquen variaciones del comportamiento resistente en

relación con el previsto en el proyecto.

VIII.4. SUGERENCIAS PARA FUTURAS INVESTIGACIONES

En este trabajo se han presentado algunos aspectos a considerar en la evaluación

de estructuras existentes afectadas por un deterioro parcial de la adherencia

hormigón – acero. Sin embargo, sería necesario ampliar la investigación y tratar

otros temas no tenidos en cuenta que contribuirían a completar los resultados

obtenidos e implementar el modelo propuesto. Como sugerencias para futuras

líneas de investigación en el campo que abarca esta Tesis se proponen:

- En el ámbito de la evaluación de estructuras existentes realizar un estudio

experimental de los mecanismos de adherencia en barras lisas.

- En cuanto al estudio expuesto en el Capítulo IV, aportaría información

adicional realizar ensayos con valores de c/φ comprendidos entre: 0 ≤ c/φ ≤

2,8 (rango en el que se ve comprometida la adherencia).

- En el Capítulo V se describen los ensayos de vigas con recubrimiento

variable que simulan un error de colocación de la armadura principal durante

la fase de hormigonado, por lo tanto, se mantiene constante el canto de la

Page 232: comportamiento de estructuras de hormigón armado

CAPÍTULO VIII. CONSIDERACIONES FINALES Y CONCLUSIONES

214

sección en el programa de ensayos. Para valorar una pérdida de

recubrimiento en una estructura existente por otros síntomas patológicos

sería de gran utilidad realizar ensayos en vigas con recubrimientos variables

disminuyendo, a su vez, el canto de la sección.

- En cuanto a la influencia de la falta de adherencia local en el

comportamiento resistente de vigas sería conveniente, para completar los

resultados obtenidos, realizar ensayos con porcentajes importantes de

armadura de tracción sin adherencia, especialmente en vigas con cercos,

pero localizados en la zona de anclaje, contemplando también el caso de

armaduras que no llegan hasta el apoyo.

- El modelo teórico planteado en la tesis puede considerarse general, si bien

sólo tiene incorporado la función de degradación de la adherencia para

vigas sometidas a flexión, estimada a partir de los resultados de los

ensayos. Su aplicación a soportes requiere tener una estimación similar a

los obtenidos para las vigas, con condiciones degradadas de la adherencia

e incorporando en su caso la posibilidad del pandeo de las armaduras entre

cercos. Esta sería una línea de continuación de los trabajos abordados en

esta tesis, que permitiría completar el modelo teórico propuesto.

- La evaluación de estructuras de hormigón armado deterioradas con el

modelo propuesto no considera la variable tiempo y por lo tanto debe

conocerse el grado de deterioro existente en un momento determinado, de

forma que permita redefinir la geometría de la estructura, las acciones y las

características de los materiales. Muchos de estos valores dependen del

tiempo, así como las causas que intervienen en los fenómenos de

degradación. En consecuencia el modelo podría también completarse

formulando varios de estos factores en función del tiempo, lo que permitiría

realizar un análisis continuo del comportamiento de la estructura en un

periodo determinado, o estimar el tiempo de servicio que todavía puede

tener hasta llegar a una seguridad fijada.

Page 233: comportamiento de estructuras de hormigón armado

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Page 244: comportamiento de estructuras de hormigón armado

ANEJO 01. NOTACIÓN

Page 245: comportamiento de estructuras de hormigón armado

225

Caracteres romanos mayúsculas

Ac sección de hormigón

AR área de la proyección de una corruga sobre la sección transversal de la

barra

As sección nominal de barra de acero

Ascal, Asreq sección necesaria de acero

Asef, Aspro sección real de acero

Ast sección nominal de estribo

Ec módulo de deformación del hormigón

Eoj módulo de deformación longitudinal del hormigón a la edad de j días

Es módulo de deformación del acero

F fuerza

Gf energía de fractura del hormigón a tracción

Ktr índice de confinamiento transversal

L longitud de un elemento

Lb longitud adherente

Lo vano de cortante

M momento flector

Mult momento flector último

N fuerza de tracción

P, Q carga

Qmáx carga máxima

Qr carga de referencia (de la viga patrón)

Qu carga última

Re límite elástico del acero

Rm carga unitaria de rotura de barras corrugadas

Caracteres romanos minúsculas

a altura de corrugas

c recubrimiento de hormigón

c´ separación entre corrugas

cy recubrimiento nominal

Page 246: comportamiento de estructuras de hormigón armado

226

d canto útil

db diámetro nominal de la barra

fbd tensión de adherencia de cálculo

fc resistencia cilíndrica del hormigón a compresión

fcc resistencia cúbica del hormigón a compresión

fc28 resistencia del hormigón a compresión a los 28 días

fcm resistencia cilíndrica del hormigón a compresión (Magnusson )

fct resistencia del hormigón a tracción

fck resistencia característica del hormigón a compresión

fco resistencia a compresión del hormigón de las probetas de ensayo

fr índice de corrugas o índice de adherencia =Ar/π db sR

fy límite elástico del acero

l, lb longitud de anclaje

p presión transversal del anillo en el modelo de pared gruesa

r radio de giro

s desplazamiento de la barra respecto al hormigón

sr separación entre corrugas

str separación entre cercos

w anchura de fisura

wf anchura de fisura de flexión

ws anchura de fisura de splitting

x profundidad de la fibra neutra

z brazo del par de momentos

Caracteres griegos

α ángulo que las fuerzas inclinadas forman con la barra

δ desplazamiento, flecha

δmax desplazamiento máximo

δn ancho de fisura

δt desplazamiento total

εc deformación del hormigón

Page 247: comportamiento de estructuras de hormigón armado

227

εs deformación del acero

ø diámetro de barra

øs diámetro nominal

σc tensión del hormigón

σs tensión del acero

τ, τb tensión de adherencia

τbm tensión media de adherencia

τbu, τr tensión de rotura de adherencia

τf tensión residual de adherencia

τmáx tensión máxima de adherencia

Page 248: comportamiento de estructuras de hormigón armado

ANEJO 02. INSTRUMENTACIÓN Y EQUIPAMIENTO PARA EL DESARROLLO DE LA PARTE EXPERIMENTAL

Page 249: comportamiento de estructuras de hormigón armado

228

Para el desarrollo de la parte experimental de la tesis se ha contado con los

siguientes medios pertenecientes al IETcc.

Departamento de Ingeniería Estructural y Mecánica de Materiales Compuestos:

o Programas para análisis matricial de estructuras

o Programas para análisis de estructuras en régimen no lineal

o Programas para modelización y dibujo de objetos tridimensionales

o Naves de ensayos mecánicos con puntos de anclaje de 8 y 100 Tm

o Prensas estáticas de compresión de 20, 50, 150, 200 y 1000 T

o Equipo de ensayos de tracción de productos de acero

o Dinamómetro INSTRON para ensayos estáticos y dinámicos (100 T)

o Gato hidráulico de tracción

o Equipo SHENCK con central hidráulica y gatos para ensayos estáticos y

dinámicos

o Elementos de detección de desplazamiento, giros, etc.

o Bandas extensométricas

o Análisis de vibraciones

o Cámaras climáticas

o Dobladora automática para ensayos de doblado y doblado-desdoblado en

barras corrugadas de acero

o Software para la adquisición de datos

Laboratorio de Hormigones y Morteros:

o Amasadora de hormigón

o Moldes

o Equipos de hormigón fresco (cono de Abrams, aire ocluído...)

o Pulidora de probetas de hormigón

o Cortadora de sierra

o Cámara de curado

o Refrentado de probetas de hormigón

Page 250: comportamiento de estructuras de hormigón armado

229

o Zona de prensas: ensayos a tracción indirecta, flexotracción y compresión

de probetas de hormigón