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4. Métodos de Evaluación
Experimental en Estructuras de Concreto
4.1. Introducción
La parte experimental en la evaluación en estructuras de concreto comprende en la práctica la caracterización del material por medio de probetas estandarizadas preparadas y ensayadas en laboratorio o por ensayos realizados en el lugar de naturaleza no destructiva en la propia estructura. Los ensayos de naturaleza no destructiva se reflejan en varios métodos que han surgido como medios para estimar el parámetro de resistencia en el concreto. La caracterización del acero de refuerzo como parte componente de la estructura, viene dado por varias técnicas propuestas que estiman parámetros relacionados con la corrosión.
4.2. Ensayos a Compresión en Probetas Estándar
4.2.1. Preparación y ensayo de probetas estándar
En al moldeo de las probetas cilíndricas estándar, los requisitos para moldes según ASTM C470 pueden ser reusables o desechables. Para un cilindro estándar, las medidas internas de los moldes son de 150mm de diámetro × 300m de altura. En general, los moldes desechables resultan en una reducción de un 3% con desviaciones estándar más altas.
Para el moldeado de concreto (ASTM C31) se llena en tres capas. Si el cono es mayor a 75mm el concreto se consolida por varillado. Si el cono es menor a 25mm el concreto se consolida por vibración. Conos entre 25 y 75mm se pueden consolidar por ambas formas antes descritas. El espécimen a ser consolidado, debe llenarse en tres capas varilladas cada una 25 veces con una varilla punta de bala de 16mm. Para la capa subyacente, la varilla deberá penetrar 25mm. Después del varillado, el cilindro deberá de golpearse con un martillo de goma de 10 a 15 veces. Especímenes en vibrado deberán llenarse a 2 capas; después de consolidado, la superficie se acaba golpeteando con varilla o llana. Los cilindros se fabrican por tres razones:
1. Revisar si la mezcla del laboratorio reúne la resistencia de diseño. 2. Determinar el tiempo de retiro del encofrado.
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Si los cilindros se fabrican por la razón 1 deben curarse entre 16 y 27°C para las primeras 24 ó 48 horas que se prevenga la pérdida de humedad. Los especímenes se quitan del molde y deben contactar con un cuarto de curado ó en agua de cal a 23±2°C hasta la prueba. Si se fabrican en laboratorio (ASTM C192) deben mantenerse a 23±2°C desde el momento de colado.
La tersura de las superficies del cilindro en contacto con los cabezales que no son necesariamente planas, podrían reducir la resistencia del concreto. Superficies convexas llevará a una reducción de la resistencia que aquellas cóncavas. Es necesario entonces que las superficies estén planas en 0.05mm. Una forma es pulir mecánicamente las superficies, sobre todo para concretos de alta resistencia. Las otras formas que existen (ASTM C617) es cabecear con un material adecuado, como cemento portland (para especímenes recién colados), yeso o mortero de azufre (para especímenes endurecidos). El mortero de azufre se prepara calentándolo a 130°C colocándolo en un molde en aceite, colocando el cilindro sobre éste para obtener un espesor aproximado de 3mm alineado perpendicularmente a su eje vertical a menos de 0.5°. Otra técnica consiste en cabecear con tapas elastoméricas inadheribles (ASTM C1231) junto con un anillo metálico que evita se expanda lateralmente el elastómero. Este sistema pueda usarse hasta 100 veces y las resistencias obtenidas son 2% menores que aquellas usando cabeceo con azufre o cemento portand, también tienen un límite de resistencias de hasta 50 MPa.
Para el ensayo a compresión (ASTM C39). se utiliza una máquina universal. El índice de carga hacia el cilindro debe ser de 0.15 a 0.35MPa/seg para máquinas hidráulicas ó a un índice de deformación de 1mm/min para máquinas mecánicas. El dato valioso es la máxima carga soportada por el cilindro.
4.2.2. Determinación de la resistencia a compresión en cubos
Por lo general estas pruebas de compresión de cubos se realizan en países europeos. La Norma BS Británica requiere de moldes de 150 × 150 × 150mm llenados concreto a tres capas cada una compactada por varillar 35 veces con una varilla cuadrada de 25mm por lado; siendo otra forma de compactar la vibración. La muestra se maneja del mismo procedimiento descrito para probetas cilíndricas, excepto que la temperatura de curado es de 20±1°C. La posición de prueba de la probeta es la misma dirección en que es colada. Las caras de contacto no son pulidas ni cabeceadas por la razón de que son coladas contra las caras del molde metálico. El índice de carga es de 0.25MPa/seg a la falla. La principal desventaja de esta prueba es la creación de fricción entre los platos y las caras del espécimen creando más confinamiento (compresión triaxial) que resulta en valores de resistencia mayores que las obtenidas en probetas cilíndricas la relación de resistencias de cubos/resistencia de probetas cilíndricas se asume igual a 1.25, pero varía a 1.3 para concretos de baja resistencia hasta 1.04 para concretos de alta resistencia.
4.2.3. Factores que afectan la medición de la resistencia a compresión
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relaciones l/d <2. Para una dada geometría, esfuerzos de confinamiento altos resultarán en resistencias más altas.
Si se elimina fricción entre los platos y las caras del espécimen, se inducirán tensiones laterales en las orillas del espécimen, reduciendo su resistencia, fallando por tensión vertical [Fig. 4.1b)]. En todo caso los materiales usados en los platos para reducir la fricción resultan aún incapaces de eliminar los efectos de confinamiento.
Fig. 4.1. Patrones de falla típicos en cilindros de concreto a compresión: a) confinamiento en ambos lados, b) confinamiento inferior y falla por tensión superior, c) falla por tensión.
Estrictamente hablando, resulta pues incorrecto plantear la “falla por compresión del concreto”, dado que la compresión define la unión de los átomos o moléculas entre si; es difícil el ver como la compresión pura conduce a la falla.
Ya que no se puede evitar la restricción es probable la falla ocurra por alguna combinación de fuerzas (Fig. 4.1c); las grietas por tensión no se pueden propagar por las porciones del espécimen bajo un esfuerzo de confinamiento lateral.
4.2.4. Aparato de pruebas
Para la prueba a compresión, no se puede cumplir que los planos horizontales del espécimen sean perpendiculares a su eje vertical. Por ello se utiliza una rótula en los platos y una pequeña desalineación no afectará la resistencia. La Norma ASTM C39 recomienda la lubricación de estas rótulas con aceite convencional. Rigideces diferentes en los platos conducen a diferentes resultados por la razón de su distorsión produciendo diferentes distribuciones de esfuerzos en las caras de los especímenes. Existe un tipo de plato con un mallado fino que permite al concreto expandir lateralmente con poca restricción; este sistema se aproxima mejor a la compresión uniaxial verdadera, resultando por supuesto en resistencias menores. Las máquinas de pruebas pueden variar en rigidez de relativamente duras a blandas, pero esta diferencia es despreciable en la determinación de la resistencia a compresión. sin embargo, aquellas máquinas con mucha rigidez permiten se observe la parte descendiente de una curva carga-deflexión.
4.2.5. Efecto de la relación l/d
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La forma exacta de esta curva depende de las condiciones de restricción y el tipo de concreto usado. El concreto de alta resistencia se afecta menos por las variaciones de la geometría del espécimen.
Fig. 4.2. Relación longitud y diámetro del espécimen contra la resistencia a compresión.
Como regla general, para especímenes sujetos a restricción, la relación l/d igual a 3 es lo suficientemente alta para dar una compresión triaxial única. El efecto l/d es significativo en núcleos extraídos donde la relación l/d por lo general es menor a 2; en ese caso se muestran factores de corrección en la Tabla 4.1 tomado de la Norma ASTM C42. Si la relación l/d es mayor a 2, se debe cortar el espécimen antes de probarse.
Tabla 4.1. Relaciones de l/d y la resistencia a compresión (Norma ASTM C42).
Relación l/d Factor de corrección de resistencia
2.00 1.00
1.75 0.98
1.50 0.96
1.25 0.93
1.00 0.87
4.2.6. Geometría del espécimen
Puesto que las diferentes geometrías de los especímenes (cilindros o cubos) dan diferentes valores de resistencias, se puede decir que claramente la geometría de cubo es algo más sencilla de probar puesto que no requiere cabeceo, sin embargo la tendencia es usar cilindros más que cubos especialmente en investigación ya que existe la idea de que representa mejor la resistencia del concreto. En cilindros, la resistencia y la variabilidad de la resistencia disminuye cuando el tamaño del espécimen se incrementa.
4.2.7. Índice de carga
57 4.2.8. Contenido de humedad
La norma ASTM C 39 establece que el concreto debe mantenerse y probarse en estado saturado. Se ha encontrado que los concretos secos incrementan su resistencia, razón no muy comprendida; es posible que tenga que ver con el cambio de la estructura del C-S-H sobre el secado ó simplemente representar el cambio en la fricción interna por un efecto de lubricado permitiendo a las partículas deslizarse una con otra más fácilmente. Para un espécimen seco, el incremento de resistencia puede ser del orden del 10 al 15%.
4.2.9. Temperatura en la prueba
La temperatura del espécimen en el momento de la prueba afecta la resistencia como se muestra en la Fig. 4.3. A un incremento de temperatura, resultará en bajas resistencias. Es probable que al menos parte del efecto sea debido a la pérdida de humedad del espécimen mientras es condicionado a las temperaturas más altas.
Fig. 4.3. Resistencia a compresión en función de la temperatura en el momento de prueba.
4.2.10. Otras pruebas al concreto Resistencia a la tensión
Hasta el momento la ASTM no ha publicado una norma para la estimación directa de la resistencia a tensión del concreto por la razón tan fuerte que existe de la inducción de esfuerzos secundarios durante la sujeción del espécimen hacen difícil llevar a cabo el ensayo y dificultades en la interpretación de resultados. Sin embargo el RILEM (International Union of Laboratories and Experts in Construction Materials, Systems and Structures) ha preparado una recomendación para llevar a cabo una prueba a tensión directa (enfocada más a investigación que a rutina de control) mediante la unión de los especímenes cilíndricos o cúbicos a los platos por resina en especímenes. Los lados de los especímenes deben de cortarse para eliminar sus efectos debidos al colado y vibración y deben ser perpendiculares al eje hasta en 0.25°. se aplica un índice de carga de 0.05MPa/seg hasta la falla.
Existe sin embargo un método común para estimar la resistencia a tensión indirectamente conocida como prueba a tensión indirecta (Fig. 4.4). Esta prueba se lleva a cabo mediante cilindros estándar probado a compresión diametral como se muestra en la Fig. 4.5 y se sujeta a los siguientes esfuerzos:
. 1 r) -(D -r
D πLD
2P σ vertical, Compresión
2 c
58 Fig. 4.4. Ensayo a tensión indirecta.
Fig. 4.5. Distribución de esfuerzos entre el diámetro cargado del cilindro comprimido entre los platos.
Donde P es la carga a compresión aplicada, L la longitud del cilindro, D es el diámetro del cilindro y r la distancia del elemento desde la parte superior del cilindro. No resulta práctico aplicar una carga lineal estrictamente porque los lados no son lo suficientemente lisos induciendo esfuerzos a compresión muy altos, por lo que la carga se aplica por medio de una tira angosta de un material relativamente suave. Entonces, la distribución de esfuerzos a tensión por el eje vertical del diámetro es como se muestra en la Fig. 4.5a), existiendo entonces concentración de esfuerzos a compresión muy altos cerca de las paredes del diámetro vertical y esfuerzos a tensión uniformes actuando aproximadamente a los dos tercios centrales del espécimen.
Como se especifica en la Norma ASTM C496, la prueba se lleva en probetas cilíndricas coladas o extraídas, las tiras son de triplay de 3 mm de espesor y 25mm de ancho. La carga se aplica a un índice de 690 a 1380kPa/min de esfuerzo a tensión hasta la falla. La resistencia a tensión se calcula entonces por medio de la Ec. 4.3.
Es posible realizar la prueba de tensión indirecta mediante cubos. Esto se hace aplicando carga a dos barras semicirculares en la línea central de dos caras opuestas. Los resultados se parecen en mucho a aquellos obtenidos de probetas cilíndricas; el esfuerzo a tensión horizontal es entonces:
πLD 2P σ , horizontal
59 2
t
πa
2P
σ
4.3
Donde a es el lado del cubo. No hay relación simple entre los valores de la resistencia a tensión indirecta de las pruebas y la tensión directa medida. Se presume con reserva que los valores de tensión indirecta son del 5 al 12% mayores que los valores de la resistencia a tensión directa.
4.3. Inspección Visual de Carácter No Destructivo
La inspección visual puede considerarse como el primer paso dentro del proceso de una evaluación de una estructura. El conocimiento preliminar de la estructura determina los procedimientos a seguir en la determinación de causas de defectos y la aplicación de una metodología adecuada para llevar a cabo una inspección más a fondo.
4.3.1. Herramientas y equipo para inspección visual
El ingeniero que lleva a cabo la inspección visual debe contar con equipo y herramientas para que le faciliten la inspección. Esto incluye gran cantidad de accesorios comunes tales como (Fig. 3.1):
Cintas de medir o reglas, marcadores, termómetros, anemómetros
Binoculares, telescopios, boroscopios y endoscopios
Medidores de anchos de grieta, lupas, microscopios portátiles para examinaciones cercanas, cámaras con zoom
Diagramas portátiles de patrón de colores
Un juego completo de planos relevantes que muestren elevaciones, detalles estructurales.
Anemómetro Boroscopio Medidor de ancho de
grieta Microscopio portátil
Fig. 4.6. Algunos accesorios de inspección visual.
4.3.2. Procedimiento general para inspección visual
Antes de comenzar una prueba visual, el ingeniero debe examinar todos los planos estructurales para familiarizarse con la estructura. También deberán examinarse los planos auxiliares que incluyan especificaciones técnicas, reportes pasados de ensayos o inspecciones, memorias de construcción, detalles de materiales usados, métodos y fechas de construcción, etc.
60 en que un defecto en particular domina.
La segregación o exudación excesivos puede reflejar problemas en la mezcla de concreto, como consecuencia generarse un agrietamiento por retracción plástica, mientras un concreto con vacíos puede ser una indicación de una pobre aplicación de mano de obra. La falta de serviciabilidad o adecuación estructural se puede reflejar en excesivas deflexiones o agrietamientos estructurales y puede ser la razón fundamental de la realización de ensayos en el lugar para una estructura. Las deflexiones por fluencia a largo plazo, movimientos térmicos o estructurales pueden causar distorsión en las instalaciones adyacentes a la estructura, como rompimiento de ventanas ó los acabados. La deterioración del material, indica por lo general un agrietamiento y un astillamiento superficial del concreto, por lo que una examinación de patrones de agrietamiento puede dar una indicación preliminar de la causa. Un ejercicio de diagnóstico de mapeo de grietas es muy importante cuando se determinan las causas y progreso del deterioro. La observación de las variaciones en la textura superficial y color puede ser una guía útil para evaluar la uniformidad; el cambio de color es un indicador de la extensión de daño por exposición al fuego.
La inspección visual no está relegada realizarse sólo en superficies, sino también a complementos de la estructura, como la inspección en apoyos, juntas de expansión, canales de drenaje, etc. Cualquier uso ajeno en la estructura puede identificarse cuando se compara con el fin original para la cual se diseñó la misma. La inspección también necesita realizarse para las condiciones particulares medioambientales en las cuales cada parte de la estructura ha sido expuesta, en particular, la frecuencia de secado y humedecimiento y la variación de la temperatura que influencian varios mecanismos de deterioración en el concreto. Por ejemplo, en estructuras marinas, es importante identificar la zona de salpicado “splash”ó también los asentamientos del suelo ó fallas geotécnicas. También se debe tomar en cuenta los factores externos como el clima en la localidad, ya que factores como las heladas pueden ser de mucha importancia cuando se evalúan las causas de la deterioración. Se debe hacer un registro de todos los datos datallados de todas las observaciones cuando se proceda a la inspección. Los detalles de croquis se pueden marcar, colorearse o subrayarse para indicar la severidad local de cada referencia. Aquellos defectos que se necesitan registrar incluyen:
Agrietamiento. Que puede variar ampliamente en su naturaleza y estilo dependiendo del elemento causante
Superficies con picaduras o astillamientos
Decoloración de la superficie
Movimientos diferenciales o desplazamientos
Crecimiento de algas o vegetales
Vacíos superficiales
Enjambrado
Marcas de exudación
Juntas de construcción y juntas levantadas
Exudación de eflorescencia
4.3.3. Aplicaciones para la inspección visual
Para estructuras existentes, la presencia de algún detalle que necesite más investigación, se indica por lo general por la inspección visual y ésta debe considerarse el punto más importante en el mantenimiento rutinario. Está también servirá como base en decisiones relacionadas a los requisitos de seguridad cuando se seleccionan los métodos de prueba.
61
concerniente a la estructura tal como los métodos de construcción, desgaste, ataque químico, daño mecánico, deterioración física, deficiencias de construcción ó fallas y muchos otros.
4.4. Métodos No Destructivos para Determinar Resistencia y Uniformidad en Concreto
4.4.1. El Esclerómetro o Martillo Schmidt
En 1948, el Ingeniero Suizo Ernst Schmidt, dio a conocer un martillo de prueba para medir la dureza del concreto, basado en el principio del rebote. Los resultados de ese trabajo se presentaron en el Swiss Federal Materials Testing and Experimental Institute de Zurich, donde el martillo se construyó y fue probado extensivamente. Aproximadamente 50,000 martillos Schmidt se han vendido hasta 1986 en todo el mundo.
El martillo Schmidt es en esencia un método aparato para medir la dureza superficial que se puede relacionar con la:
Uniformidad en el lugar del concreto
Delinear regiones en una estructura de calidad pobre o concreto deteriorado
Estimar la resistencia en el lugar con una adecuada correlación.
Sin embargo, se han establecido correlaciones teóricas con ciertas limitaciones entre las propiedades de la resistencia y el número de rebote. El martillo Schmidt se muestra en la Fig. 4.7.
Fig. 4.7. Imagen del Martillo Schmidt.
Este martillo tiene un peso aproximado de 20 N y es adecuado para usarse en laboratorio y campo. Un corte esquemático se muestra en la Fig. 4.8. Los componentes principales son: el cuerpo, la barra, contrapesos y el resorte principal. La distancia de rebote se mide sobre una escala arbitraria marcada del 10 al 100. La distancia de rebote se registra como un “número de rebote” correspondiente a la posición del marcador en la escala.
62
La prueba puede llevarse a cabo con el esclerómetro horizontalmente, verticalmente, hacia arriba o hacia abajo o en cualquier otro ángulo. Debido a los efectos de la fuerza de gravedad en el rebote cuando se cambia de ángulo, el número de rebote será diferente para un mismo concreto y será necesario requerir una calibración por separado o la corrección de diagramas.
Cada martillo Schmidt se fabrica con curvas de correlación desarrollados por el fabricante utilizando cubos estándar. Sin embargo, no se recomienda el uso de estas curvas debido a las condiciones del material y los ensayos que no pueden asemejarse con aquellas prevalecientes a la hora del ensayo. Como solución, se enuncian los siguientes pasos para una correlación típica.
1. Preparar un número suficiente de cilindros de 150 300 mm que cubran el rango de resistencia semejante a la existente del lugar de la obra. Utilizar el mismo tipo de cemento y agregados que serán utilizados en la obra. Curar los cilindros bajo condiciones estándar, manteniendo el mismo periodo de curado del aquel expuesto en el campo.
2. Después de cabecear los cilindros, probarlos a compresión en una máquina para tales ensayos, bajo una carga inicial de aproximadamente 15% de la carga última para restringir el espécimen, asegurándose que los cilindros están en condiciones saturadas.
3. Realizar con el martillo Schmidt 15 lecturas en la superficie lateral del cilindro, 5 de ellas en cada una de las tres líneas repartidas en la circunferencia (120° cada una) a lo largo de la mitad de los tercios laterales, evitando probar en el mismo punto dos veces. Para el caso de cubos, tómese 5 lecturas en cada una de las caras desmoldeadas, evitando probar en el mismo punto dos veces. 4. Promediar las lecturas y este promedio será el número de rebote para el cilindro probado. 5. Repetir este procedimiento para todos los cilindros.
6. Probar los cilindros a compresión y graficar los números de rebote vs resistencia a compresión. 7. Hacer un ajuste de curvas por el método de los mínimos cuadrados.
La Norma ASTM C805 se utiliza para los pasos previamente mencionados y amplía el concepto del uso estandarizado del esclerómetro.
Alcances y Limitaciones del Esclerómetro
Aunque el martillo Schmidt ofrece medios prácticos para revisar la uniformidad del concreto, tiene sin embargo serias limitaciones que deberían reconocerse. Los resultados del martillo Schmidt están afectados por:
La regularidad de la superficie de prueba
La textura superficial tiene un efecto importante en la precisión de los resultados de pruebas. Cuando se lleva a cabo una prueba sobre una superficie de textura rugosa, la punta de la barra del martillo causará un aplastamiento excesivo, teniendo un número de rebote reducido. Se pueden obtener unos resultados más precisos puliendo la superficie rugosa hasta lograr una superficie lisa con una piedra de carburo. Para superficies enllanadas o desmoldeadas en metal se dan números de rebote del 5 al 25 % más altos que aquellas superficies desmoldeadas en madera.
El tamaño, la forma y rigidez de los especímenes
Si la sección del concreto o el espécimen de prueba, tal como lo es una viga delgada, pared, un cubo de 150 mm o cilindros de 150 300 mm, cualquier movimiento bajo el impacto reducirá las lecturas de impacto. En tal caso, el miembro deberá de estar sujeto rígidamente o estar apoyado por una masa pesada.
63 Fig. 4.9. Carga de restricción contra el número de rebote para cilindros de 150 x 300 mm.
La edad de los especímenes de prueba
Kolek ha indicado que el índice de ganancia de la dureza de la superficie del concreto es rápida hasta la edad de 7 días, habiendo posteriormente una ganancia muy poca o nula; sin embargo, para un concreto curado apropiadamente existe una ganancia de dureza significativa más allá de los 7 días. Se ha confirmado por Zoldners y Victor que para una resistencia igual, se obtienen valores de rebote más altos en concretos de 7 días que en aquellos de 28 días de edad. Debe enfatizarse que cuando haya de probarse un concreto muy maduro, es necesaria una correlación directa entre el número de rebote tomado de la estructura y la resistencia a compresión de corazones tomados de la misma.
El uso del martillo Schmidt para probar concreto de baja resistencia a edades tempranas, o cuando la resistencia del concreto es de 7 N/mm2, no se recomienda su uso debido a que los números de rebote son demasiado bajos para obtener una lectura precisa. La Fig. 4.10 muestra abolladuras causadas por la pruebas de rebote sobre superficies de cilindros de concreto de 8 horas y 3 días de edad.
Fig. 4.10. Especímenes de 8 horas y 3 días de edad mostrando las abolladuras superficiales después de probarse con el martillo Schmidt.
Las condiciones de la humedad en la superficie y en el interior del concreto
El grado de saturación del concreto y la presencia de humedad en su superficie tiene un efecto decisivo en la evaluación de los resultados.
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Se recomienda que cada vez que se desconozcan las condiciones actuales en el concreto de campo o laboratorio, sería aconsejable presaturar la superficie algunas horas antes de la prueba y utilizar la correlación para pruebas en especimenes saturados de superficie seca.
El tipo de agregado grueso
Se está generalmente de acuerdo que el número de rebote está afectado por el tipo de agregado utilizado. De acuerdo a Klieger et al., para resistencias a compresión iguales, los concretos de agregados gruesos de caliza triturada, muestran números de rebote aproximadamente 7 puntos más abajo que aquellos concretos hechos con grava redondeada de río, representando aproximadamente 7 N/mm2 de diferencia en resistencia a compresión.
Grieb ha mostrado, que aún si se usa el mismo tipo de agregado grueso y si este se obtiene de diferentes fuentes, se necesitarían diferentes curvas de correlación. La Fig. 4.11 muestra los resultados de un estudio donde se usaron 4 diferentes gravas para fabricar los cilindros de concreto usados.
Greene encontró que el uso del martillo en especímenes y estructuras hechos con concreto aligerado mostró unos resultados bastante dispersos. Por ejemplo, un concreto aligerado hecho con arcilla expandida, dio a resistencias de compresión iguales, unos números de rebote diferentes que otro hecho con agregados de pumicita. Sin embargo, para cualquier otro tipo de concreto de agregado ligero, los números de rebote demostraron ser proporcionales a la resistencia a compresión.
Fig. 4.11. Efecto de la grava de diferentes fuentes sobre el número de rebote en cilindros de concreto.
El tipo de cemento
De acuerdo a Kolek, el tipo de cemento afecta significativamente las lecturas del número de rebote. Un concreto de cemento aluminoso puede tener una resistencia actual del 100% más alta que aquellos obtenidos usando una curva de correlación basada en concreto elaborado con cemento portland ordinario. Así también, un concreto de cemento supersulfatado puede tener un 50% de resistencia más baja que obtenido en las curvas basadas en un concreto de cemento portland ordinario.
El tipo de molde
65 La carbonatación de la superficie del concreto
La carbonatación en la superficie del concreto afecta significativamente los resultados de las pruebas con el martillo Schmidt. Los efectos de la carbonatación son más severos en concretos de mayor edad cuando su capa de carbonatación puede ser de sólo algunos milímetros de espesor y en casos extremos hasta de 20 mm. En tales condiciones, los números de rebote pueden ser hasta 50% más altos que aquellos obtenidos en una superficie sin carbonatar. Por ello, deberán de realizarse las correcciones necesarias que de otra manera se sobreestimará la resistencia.
Correlación de resistencia a compresión y número de rebote
Existe una correlación general entre la resistencia a compresión del concreto y el número de rebote del martillo Schmidt. Sin embargo existe un alto grado de desacuerdo entre varios investigadores referente a la relación en la precisión de la estimación de la resistencia de las lecturas de rebote y su correlación. Los coeficientes de variación de la resistencia a compresión para una amplia variedad de especímenes promedió 18.8% y excedió 30% para algunos grupos de especímenes. Las desviaciones tan grandes en la resistencia se pueden reducir por medio del desarrollo de curvas propias de correlación para el martillo. Por consenso, la precisión en la estimación de la resistencia a compresión en el concreto de especímenes de prueba, colados, curados y probados bajo condiciones de laboratorio por un martillo propiamente calibrado cae entre un 15 y un 20%. Sin embargo, la precisión probable en la estimación de la resistencia en una estructura será un 25%.
El martillo de rebote desarrollado por Schmidt ofrece un método barato y rápido para ensayos no destructivos de concreto en el laboratorio y en campo. Habrá que reconocer y tomar en cuenta las limitaciones del martillo Schmidt. Se debe de considerar que el martillo no es un sustituto de de pruebas de compresión estándar, sino más bien un método para determinar la uniformidad del concreto en estructuras y comparar un concreto contra otro. La estimación de la resistencia del concreto por medio del martillo Schmidt con una precisión del 15 al 20% puede ser posible solo para probetas coladas, curadas y probadas bajo condiciones similares para aquellas de las cuales se establecen las curvas de correlación.
La Norma ASTM C 805 “Standard Test Method for Rebound Number of Hardened Concrete” (Método Estándar de Prueba para el Número de Rebote del Concreto Endurecido) fue lanzada como un método de prueba tentativo en 1975 y se adoptó como método estándar en 1979. El método de prueba se ha revisado periódicamente. La versión de la norma se resume como sigue:
1. Este método de prueba se aplica para encontrar la uniformidad del concreto delineando regiones en una estructura de concreto de baja calidad o deteriorado y para la estimación del desarrollo de resistencia del concreto.
2. En el uso del método para estimar la resistencia se requiere establecer una relación entre la resistencia y el número de rebote. Esta relación se deberá establecer para una mezcla de concreto y un aparato dados. La relación deberá establecerse sobre un rango de resistencia de concreto que sea de interés. Para estimar la resistencia durante la construcción, establecer esta relación por medio de pruebas de rebote sobre probetas moldeadas y midiendo la resistencia de la misma. Para estimar la resistencia de una estructura existente, establecer la relación, correlacionado los números de rebote medidos en la estructura con las resistencias de corazones tomados de las zonas correspondientes. 3. Para una mezcla de concreto dada, el número de rebote se ve afectado por factores tales como el contenido de humedad en la superficie de prueba, el tipo de material de molde o tipo de acabado, y el espesor de la carbonatación. Se necesita tomar en cuenta estos factores para el desarrollo de la relación de resistencia y la interpretación de los resultados.
4. Aquellos martillos del mismo diseño nominal pueden dar números de rebote que difieran de 1 a 3 unidades. Por ello, las pruebas deberán hacerse con el mismo martillo para comparar resultados. Si se utiliza más de un martillo, desarrollar pruebas en un rango de superficies típicas para determinar la magnitud de las diferencias esperadas.
66
La correlación Rebote-Resistencia se visualiza en un diagrama de correlación como el mostrado en la Fig. 4.12.
Fig. 4.12. Ejemplo de diagrama de correlación Rebote-Resistencia común del fabricante del aparato.
4.4.2. El Ensayo Windsor
El Ensayo Windsor se basa en la resistencia a la penetración por medio de la determinación de la profundidad de penetración de pernos (barras de acero) en el concreto. La profundidad de penetración da una medida de la dureza que se puede relacionar con la resistencia del material.
Entre 1964 y 1966 un aparato conocido como “Windsor” se utilizaba como ensayo de penetración del concreto, tanto en laboratorio como in situ. El aparato estimaba la calidad y resistencia a compresión del concreto in situ por medio de la medición de la profundidad de penetración de pernos impulsados por un fulminante percutido. El desarrollo de esta técnica fue llevada a cabo por el Port of New York Authority de Nueva York, y la Windsor Machinery Co. de Connecticut. Este desarrollo se relacionó ampliamente a los estudios llevados por Kopf.
El ensayo Windsor, como el esclerometro, es un medidor de la dureza y sus inventores alegan que la penetración del perno no refleja exactamente un valor de resistencia a compresión preciso. Sin embargo, el ensayo sí se relaciona a alguna de las propiedades del concreto bajo la superficie y dentro de ciertos límites es posible el desarrollar una correlación empírica entre la resistencia a compresión y la penetración del perno.
El ensayo Windsor consiste de una pistola (Fig. 4.13), pernos de acero aleado, fulminantes o cartuchos y un medidor de profundidad para medir la penetración de los pernos y otro equipo relacionado.
67 Fig. 4.13. Vista del equipo para el ensayo Windsor. A) Pistola, B) Perno para concreto de resistencia normal, C) Dispositivo de pistola y D) Medidor de profundidad calibrado.
El perno se incrusta en el concreto activando la pistola cuyo fulminante desarrolla una energía de 800N-m. Para el ensayo de concretos de resistencia relativamente baja, la energía del fulminante se puede reducir aumentando la distancia del perno con el mismo en el cañón.
Fig. 4.14. Vista del perno para uso en concreto de resistencia normal, antes y después de ensamblado.
Procedimiento General para el Ensayo Windsor
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El fabricante del aparato del ensayo Windsor, ha publicado tablas que relacionan la longitud expuesta del perno con la resistencia a compresión del concreto. Para cada valor de longitud expuesta de perno, se dan diferentes valores de resistencia a compresión, dependiendo de la dureza del agregado cuando es medido con la escala de Mohs de dureza. Estas tablas dadas por el fabricante, están basadas en relaciones empíricas establecidas en su laboratorio. Sin embargo, algunos investigadores como Gaynor, Arni, Malhotra y algunos otros más, indican que las tablas dadas por el fabricante no siempre dan valores satisfactorios. Algunas veces, se sobreestima considerablemente la resistencia actual y en otras instancias, se subestima la resistencia. Es por tanto, una necesidad para cada usuario del ensayo el correlacionar los ensayos de prueba con el tipo de concreto que está siendo utilizado.
Aunque se ha estandarizado el ensayo Windsor, la propia normativa no muestra un procedimiento para el desarrollo de la correlación.
Un procedimiento práctico para el desarrollo de tal correlación, se muestra enseguida:
1. Preparar probetas cilíndricas de 150 300 mm o cubos de 150 mm complementando con losas de 200 600 600 mm que cubran aquel rango de resistencias esperadas.
2. Ensayar tres probetas a compresión a la edad especificada. Probar con el disparo de tres pernos sobre la superficie de la losa al menos 150 mm de separación y al menos 150 mm del borde (Fig. 4.15). Asegurarse de que al menos se pueda contar con tres resultados en el ensayo, medir la superficie expuesta de cada uno de ellos y promediar el valor de los tres.
3. Repetir este procedimiento para todos los especímenes de prueba.
4. Graficar la longitud expuesta del perno contra la resistencia a compresión y ajustar la línea o curva por el método de los mínimos cuadrados. Se puede trazar también los niveles de confianza de un 95%. Estos límites describirán el intervalo dentro del cual la probabilidad de un resultado de una prueba cae en el 95%.
Fig. 4.15. Vista del Ensayo Windsor en operación con una losa de 600 600 200 mm para fines de correlación.
En la Fig. 4.16 se muestra una curva de correlación típica con niveles de 95% de confianza para valores individuales.
Las publicaciones hechas por algunos investigadores para concreto compuesto de grava caliza se muestran en la Fig. 4.17. Nótese que las diferentes correlaciones se han obtenido con concretos que tienen escalas de Mohs similares.
69 Fig. 4.16. Relación entre la longitud de perno existente y la resistencia a compresión del concreto a 28 días.
Fig. 4.17. Relación entre la longitud de perno existente y la resistencia a compresión del concreto a 28 días obtenida por diferentes investigadores.
La penetración del perno causa que el concreto se fracture en forma cónica bajo la superficie con grietas que se propagan hasta la superficie (Fig. 4.18). Además la penetración en esta zona es en gran parte resistida por la compresión del material adyacente y se ha discutido que el ensayo Windsor mide la compresibilidad de un área localizada de concreto creando un bulbo compacto en la parte baja de la superficie. Además también se ha discutido que la energía que se requiere para romper los agregados es un porcentaje bajo de la energía total del perno disparado, y no se afecta considerablemente la profundidad de penetración; sin embargo estas discusiones no han podido comprobarse.
70 Alcances y limitaciones del ensayo Windsor
El ensayo de penetración es un sistema simple de operar robusto que necesita poco mantenimiento, excepto para limpieza del cañón. En el campo, el ensayo Windsor ofrece las principales ventajas de velocidad y sencillez y solo una superficie del concreto para ensayar. Su correlación con la resistencia del concreto se afecta por un número relativamente pequeño de variables, lo cual representa una ventaja sobre algunos otros métodos de ensayo in situ.
De las entre las limitaciones están los requerimientos de tamaño mínimo para el miembro de concreto que se va a ensayar. La distancia mínima aceptable de un punto de prueba es del orden de unos 150 a 200 mm desde el borde del especímen, mientras el espesor mínimo de los miembros es de aproximadamente tres veces la resistencia esperada de penetración. La distancia desde un punto donde se encuentre el refuerzo puede tener también un efecto en la profundidad de la penetración del perno, especialmente cuando la distancia es menor a unos 100 mm.
La prueba se limita a un cierto rango de resistencias (menor a 40 N/mm2) y el uso de dos diferentes niveles de energía que existen para acomodar un gran rango de resistencias junto con una investigación que se practica, complica los procedimientos de la correlación del mismo. El ensayo Windsor se considera como no-destructivo por naturaleza, sin embargo parece no ser exactamente cierto. El ensayo deja un desorden menor en un área muy reducida con un agujero de 8 mm. Para el caso de concreto maduro, existe una región de forma cónica donde el concreto puede fracturarse enormemente pudiéndose extender a lo largo de la longitud de penetración.
La penetración y la estimación de la resistencia a compresión
La utilidad del ensayo Windsor es principalmente la capacidad de establecer una precisión bastante alta entre la penetración y la resistencia a compresión. Un factor que afecta la relación es la dureza del agregado grueso, que se toma en cuenta en las tablas de correlación dadas por el fabricante del equipo. Otros parámetros importantes que pudiesen afectar la precisión del ensayo son el grado de carbonatación y la edad del concreto. La carbonatación puede cambiar las características físicas y químicas del concreto en un cierto espesor de su superficie y puede tener una influencia importante en la profundidad de penetración del ensayo. Por otro lado, se ha encontrado que la edad del concreto afecta considerablemente la precisión de la predicción de la resistencia. En particular, para un concreto muy viejo, el ensayo puede indicar una resistencia más alta que la existente. Se ha llegado a comentar que los valores altos se pueden relacionar con el microagrietamiento entre los agregados y la pasta, la cual afecta la resistencia a compresión pero no la prueba de penetracion. De manera similar, la historia de los esfuerzos existentes del concreto se ha identificado como un factor potencial que afecta la relación entre el ensayo y la resistencia in situ. Esto se debe al agrietamiento por carga de servicio que afecta la resistencia del ensayo a compresión, pero que no afecta el ensayo de penetración.
El comité ASTM C-9 inició el desarrollo de una normativa para el ensayo de la resistencia a la penetración en 1972 y se lanzó por primera vez un método de prueba tentativo en 1975. El método estándar designado como ASTM C 803 “Resistencia a la Penetración del Concreto Endurecido” (Penetration Resistance in Hardened Concrete) se lanzó después desde 1982. En 1990, se revisó el método. El contenido y uso de la versión 2003 del método de prueba es el siguiente:
1. Este método se aplica para cualificar la uniformidad del concreto y reconocer zonas de estructuras de concreto de calidad pobre o deteriorado.
2. Este método es aplicable para estimar la resistencia del lugar, tendiendo el hecho de que previamente se ha establecido una correlación experimentalmente entre la penetración y la resistencia del concreto. Dicha correlación se debe de establecer para un dado aparato de prueba, utilizando concreto similar de los mismos materiales y proporciones que la estructura. 3. Los pernos de acero se disparan por grandes energías dadas por el fulminante y éstos pueden
71
pequeñas en tamaño que los pernos y se disparan por una energía baja por medio de un resorte. Se tiene pensado que las agujas sólo debe de penetrar la fracción del mortero; por lo tanto, no se considera el resultado si el aguja hace contacto con algún agregado.
4. Los resultados físicos del ensayo sobre las superficies del concreto deberán de requerir su reparación en acabados arquitectónicos.
4.4.3. Método de Velocidad de Pulso Ultrasónico (PUNDIT)
El método de la velocidad de pulso ultrasónico, PUNDIT (Portable Ultrasonic Non Destructive Digital Indicating Tester) es un método que se ha podido usar con éxito para evaluar la calidad del concreto hace ya más de 60 años. Este método puede utilizarse para detectar agrietamientos internos y otros defectos, así como los cambios en el concreto, tal como una deterioración debido a un ambiente químico agresivo o una congelación-descongelación. Además también es posible el utilizar el método en la estimación la resistencia del concreto en el lugar.
El método de VPU es en el sentido estricto de la palabra un método no-destructivo, ya que la técnica utiliza ondas mecánicas, lo que resulta en no dañar el elemento de concreto ensayado, por lo que puede probarse una y otra vez, lo que resulta útil para el monitoreo del concreto resistiendo cambios internos estructurales.
Bases históricas
Se han propuesto muchos métodos de prueba para cuerpos de prueba en laboratorio utilizando métodos vibracionales al comienzo de 1930. En la Segunda Guerra Mundial se aceleraron las investigaciones de ensayos no destructivos por medio de métodos de propagación de ondas. El método de pulso ultrasónico comenzó en Canadá e Inglaterra casi al mismo tiempo. Desde 1960 los métodos de velocidad de pulso se han trasladado desde los laboratorios hasta los lugares de obra. Muchos países han adoptado Normas para medir la velocidad de pulso en concreto.
Teoría de propagación de ondas
Cuando la superficie de un medio sólido elástico se perturba por medio de una onda vibratoria o dinámica, se distinguen tres tipos de ondas mecánicas, llamadas también ondas de esfuerzo:
Ondas de compresión, llamadas también, ondas longitudinales u ondas P
Ondas de cortante, llamadas también, ondas transversales u ondas S
Ondas superficiales, llamadas también ondas Raleigh
Las ondas a compresión se propagan a través del medio sólido de una forma análoga de que las ondas de sonido se propagan a través del aire. Cada tipo de onda se propaga a una velocidad característica. Para un determinado sólido, las ondas a compresión tienen la velocidad más alta y las ondas superficiales las más bajas. En el concreto, las velocidades de las ondas S y Raleigh son típicamente 60 y 55% respectivamente de la velocidad de la onda P.
La velocidad en particular de una onda depende de las propiedades elásticas y la densidad del medio. Para un medio sólido, elástico y homogéneo la velocidad de la onda a compresión se denota por la siguiente Ec:
4.4
Donde: ρ KE
72 V=La velocidad de la onda a compresión
4.5
Ed=Módulo dinámico de elasticidad ρ=Densidad del concreto
ν=Relación de Poisson dinámico
El valor de K varía dentro de un rango de valores muy pequeño. Por ejemplo, cuando ν se incrementa de 0.15 a 0.25 (un 67% de incremento), el valor asociado de K se incrementa de 1.06 a 1.20 (12% de incremento). De esa manera, las variaciones en Ed y ρ tienen un efecto más significativo en V que las variaciones en ν. Para el concreto, V varía de 3000 a 5000 m/seg.
La frecuencia f y la longitud de onda λ del movimiento de propagación de la onda se relaciona con la velocidad de propagación V=fλ. La frecuencia se reporta en unidades de Hertz (o ciclos por segundo) y la longitud de onda en unidades de distancia (p.ej. mm). En un determinado medio, el incremento en la frecuencia, gobierna la disminución en la longitud de onda y vice-versa. Cuando un pulso de una onda se afecta con una interface con un medio teniendo distintas propiedades de material, la porción de la energía de la onda es desviada en su trayectoria de la onda original por ejemplo, los vacíos, grietas y partículas de agregado en el concreto actúan en desviar una parte de la energía del pulso de la onda a compresión de la trayectoria original. La magnitud de esa desviación es intensa si la longitud de onda en propagación es del mismo tamaño, o más pequeña que el tamaño de la difuminación, que resulta en una atenuación rápida de la onda.
Para el concreto, el límite superior de la frecuencia usada es de 500 kHz cuando su longitud de onda asociada es aproximadamente 10 mm, el cual está en el rango de tamaños del agregado grueso. Como resultado, la longitud de la trayectoria que puede cruzarse en este límite superior de frecuencias antes de que se difumine completamente es sólo algunos centímetros. Aquellas longitudes de trayectorias mayores se pueden cruzar utilizando frecuencias menores (longitudes de onda mayores): una frecuencia de 20 kHz puede cruzar hasta 10 m de concreto.
En el método de la VPU se crea un pulso de onda ultrasónico en un punto de la superficie del cuerpo de prueba y se mide el tiempo de recorrido desde ese punto al otro. Conociendo la distancia entre dos puntos se puede determinar la velocidad del pulso de onda. Se dispone hoy día de un equipo portátil de pulso ultrasónico en el concreto para determinar el tiempo de llegada de la primer onda, que para muchas configuraciones de ensayo es la onda a compresión directa. Puesto que es la más rápida.
Aparato de velocidad de pulso
El aparato consiste de un medio que produzca e introduzca un pulso de onda en el concreto (generador y transmisor de pulso) y un medio sensible que registre la llegada de la onda de pulso (receptor) y la medición precisa del tiempo que se toma la onda para viajar a través del concreto. El equipo se puede conectar a un osciloscopio u otro aparato de pantalla para observar la naturaleza de la onda de pulso que se recibe. Un diagrama esquemático se muestra en la Fig. 4.19.
Las unidades portátiles de ensayos ultrasónicos se comercializan por todo el mundo. El equipo es portátil, fácil de operar que puede incluir baterías recargables.
Por lo general, en estos aparatos los tiempos de pulso son de hasta 6500 µseg y se pueden medir con una resolución hasta de 0.1 µseg. El aparato viene con un juego de dos transductores, uno para transmitir y el otro para recibir el pulso ultrasónico. Por lo general se utilizan transductores con frecuencias de 25 a 100 kHz para ensayar en concreto. Los juegos de transductores son disponibles para tener diferentes frecuencias para aplicaciones especiales: los transductores de alta frecuencia (encima de los 100 kHz) se utilizan para probetas de tamaño pequeño y en concretos de resistencia alta, mientras
) 2 )(1 (1
1 K
υ υ
υ
73
que los transductores de alta frecuencia (debajo de los 25 kHz) se utilizan en probetas de mayor tamaño y concretos con agregado grueso grande. Estos transductores generan ondas a compresión a una frecuencia con mucha de la energía de onda dirigida a través del eje normal a la cara del transductor. Un aparato común de PUNDIT se muestra en la Fig. 4.20.
Fig. 4.19. Diagrama esquemático del Método de VPU.
Fig. 4.20. Equipo de medición de la velocidad de pulso.
La idea básica del método establece que la velocidad de un pulso de ondas a compresión a través de un medio depende de las propiedades elásticas y la densidad del medio. El transductor transmite una onda dentro del concreto y el transductor receptor a una distancia de separación, L del transmisor recibe el pulso a través del concreto en ese punto. La pantalla del aparato de VPU indica el tiempo, Δt de tránsito que le toma a la onda a compresión el viajar a través del concreto.
La velocidad de pulso de la onda a compresión, V por lo tanto es:
4.6
El pulso a compresión que se transmite a través del concreto experimenta difusión en varias fronteras de agregado-mortero. En el tiempo en que el pulso alcanza al receptor se transforma en una onda compleja, la cual contiene múltiples ondas a compresión y cortante reflejadas. Las ondas a compresión son las que llegan primero al receptor.
Para transmitir y recibir el pulso, los transductores deben de estar en contacto perfecto con la probeta. De otra manera, una bolsa de aire entre el transductor y la probeta puede introducir un error en el tiempo de
74
tránsito. Este error se introduce porque sólo una pequeña porción de energía de la onda puede transmitirse a través del aire. Muchas sustancias fáciles de conseguir se pueden utilizar para eliminar las bolsas de aire actuando como material de contacto, como la vaselina que es la que mejor se desempeña, otros como la grasa, jabón líquido, etc. pueden dar buenos resultados. La capa del material de contacto debe ser lo más delgada posible. Mientras se aplica una presión constante a los transductores, se deben tomar repeticiones de lecturas en un mismo punto hasta obtenerse el valor mínimo de tiempo de tránsito de onda. Si la superficie del concreto es muy rugosa se debe usar una capa de material de contacto grueso. En algunos casos, la superficie rugosa puede pulirse mecánicamente o aplicar yeso, epoxy, etc. cuyo secado sea rápido que debe permitirse tenga un secado satisfactorio. Se puede utilizar también una varilla con un diámetro de punta de sólo 6 mm como receptor para recibir el pulso en superficies muy rugosas. Se debe enfatizar que esta varilla es solo para recibir la señal y una superficie lisa será siempre necesaria para el transmisor.
La velocidad de pulso para el concreto ordinario es por lo general de 3700 a 4200 m/seg. Por lo tanto para una longitud de trayectoria de 300 mm el tiempo de tránsito es aproximadamente 70 a 85 µseg. Es obvio que el instrumento debe ser muy preciso en un tan corto tiempo de tránsito.
Configuración posición de transductores
Existen tres posibles configuraciones en la cual se pueden posicionar los transductores como se muestra en la Fig. 4.21. Estos son: a) Transmisión directa, b) Transmisión semi-directa y c) Transmisión indirecta.
Fig. 4.21. Configuraciones de la medición en la medición de la VPU
El método de transmisión directa es el más deseable y es el arreglo más satisfactorio debido a que la energía máxima del pulso se transmite y recibe con este arreglo. El método de transmisión semi-directa puede utilizarse relativamente con cierta satisfactoriedad, sin embargo se debe poner cuidado que los transductores no estén separados mucho, de otra forma, el pulso se puede atenuar y la señal no puede detectarse.
Selección de transductores
75
superficie de contacto de 50 mm de diámetro, necesitando de ciertas condiciones para un buen contacto. Sin embargo, existen transductores de punta de contacto no requiriendo tratamientos previos de superficie. Los factores más importantes que requerirían otro tipo de transductor sería la frecuencia por las dimensiones del cuerpo de prueba. Pueden surgir dificultades con pequeños elementos cuando el medio no se pudiera considerar efectivamente como infinito. Esto puede ocurrir cuando el ancho de la trayectoria sea menor que la longitud de onda, λ. Dado que λ=velocidad de pulso/frecuencia de la vibración, entonces que se deberían cumplir al menos las dimensiones laterales dadas en la Tabla 4.2.
Tabla 4.2. Trayectoria lateral mínima y tamaño máximo de agregado (mm) Frecuencia de transductor, kHz Vc=3.8 km/seg Vc=4.6 km/seg 54 82 150 70 46 25 85 56 30
Calibración del equipo
El indicador de tiempo debe ajustarse a cero antes de cada ensayo. La calibración se lleva cabo con una barra metálica calibrada a un tiempo de 25 μs. Se recomienda que la precisión del tiempo de tránsito sea revisado por un segundo especímen de referencia con un tiempo de tránsito de 100 μs.
Utilidades del PUNDIT
Capas de deterioro en el concreto
El método indirecto o método de transmisión superficial es el menos satisfactorio porque la amplitud de la señal recibida es significativamente más baja que la recibida por el método de transmisión directa. Este método también es más propenso a errores por lo que es necesario un procedimiento especial para determinar la velocidad de pulso. Lo que se debe hacer es lo siguiente.
1. Se establece el punto de colocación del transmisor y el receptor se mueve a intervalos de distancia prefijados a través de una línea y se registra una serie de lecturas del tiempo de tránsito.
2. La distancia directa entre ambos transductores se plotea en el eje X y el tiempo del tránsito del pulso correspondiente se plotea en el eje Y (Fig. 4.22).
3. El inverso de la pendiente en esta curva es la velocidad de pulso a través de la línea
4. Cuando los dos transductores están muy cerca, la trayectoria más rápida es por la parte superior de la capa y cuando se separan, la trayectoria más rápida es entre ambas capas. La velocidad de pulso en la capa superior V1 y en la capa inferior V2 se puede graficar para diferentes pendientes de las dos líneas rectas ajustadas a los datos (Fig. 4.22). La distancia X en la Fig. 4.22 en que ocurre el cambio en estas dos pendientes se mide y el espesor, h de la capa superior se estima por medio de la siguiente ecuación.
4.7
Este método es adecuado cuando la capa superior (capa de poca calidad) es distinta, y de espesor razonablemente uniforme y V2>V1.
Medición de la uniformidad del concreto
76
toman lecturas de una malla trazada en cuadriculado de hasta 1 m. los contornos resultantes de velocidades de pulso se muestran en la Fig. 4.23.
Fig. 4.22. El uso del método superficial para determinar la profundidad de deterioración, h.
Fig. 4.23. Contornos típicos de velocidad de pulso (km/seg).
Para que se considere una buena calidad de construcción, en estructuras monolíticas de una sola unidad por puro peso del concreto, se sugieren valores de coeficientes de variación de velocidad de pulso de 1.5%; valores de 2.5% si se consideran algunas cargas externas y de algunas unidades y 6-9% en estructuras grandes.
En el caso de que los resultados muestren defectos serios, se requeriría de una estimación de la resistencia del concreto por este mismo método con una calibración previa. Con esas condiciones, la relación f’c=KV4
se ha encontrado satisfactoria para estimar los calores relativos en rangos pequeños de resistencia. Si no es así, se pudiera emplear otro método no destructivo más adecuado.
Detección de agrietamientos y huecos
77
La variación de la velocidad de pulso debido al error experimental es probablemente al menos 2%, a pesar de las variaciones de las propiedades del concreto por lo que el tamaño de un defecto debe ser de tal tamaño para causar una longitud de trayecto mayor que 2%. Entre mayor sea la longitud de trayecto, será más difícil detectar un defecto, pero el tamaño mínimo absoluto del defecto se ajustará por el diámetro del transductor usado.
La estimación de la profundidad de grieta, h se puede obtener mediante el uso del arreglo indirecto de los transductores como se muestra en la Fig. 4.24.
Fig. 4.24. Medición de profundidad de grieta.
En este caso, donde los transductores son equidistantes desde una grieta a evaluar, si la velocidad del pulso a través del concreto sano con V (km/seg) es entonces:
V h x 2 grieta entre recorrido de Tiempo T V 2x grieta sin superficie en recorrido de Tiempo T h x 2 grieta entre trayecto de Longitud 2x grieta sin trayecto de Longitud 2 2 c s 2 2
Entonces, la profundidad de grieta h se puede calcular como:
4.8
Se reporta para la Ec. 4.8 una precisión de ±15% y este planteamiento debe modificarse en aplicaciones de naturaleza diferente.
La localización de zonas mal compactadas se puede determinar en mediciones directas con las lecturas tomadas sobre un mallado regular. Si el elemento a medir es de espesor constante, un mapa de contornos o tiempos de tránsito mostrarán la localización y magnitud de áreas de compactación pobre. Ensayos de calibración para la estimación del módulo dinámico de elasticidad
El problema básico, es que el concreto consiste de dos constituyentes, matriz y agregado, los cuales tienen diferentes propiedades elásticas y de resistencia. La relación entre la velocidad de pulso y el módulo de elasticidad elástico se muestra en la Fig. 4.25, que para muchos casos concretos compuestos de agregado natural tal precisión es de un 10%.
Ensayos de calibración para la resistencia a compresión
78 Fig. 4.25. Velocidad de pulso vs.
Módulo dinámico de elasticidad.
Se propone que si existe una buena curva de calibración, es posible, con límites de confianza del 95% el obtener una predicción de resistencia de ±20% en el punto de interés. También se esperarían variaciones dentro del elemento de ±10 N/mm2 en una media de un nivel de 30 N/mm2. La precisión disminuye a niveles de resistencia mayores, donde resultados de estimaciones mayores a 40 N/mm2 deben tomarse con reserva. Se debe tomar en cuenta el contenido de humedad de la muestra y la evaluación in-situ, que pueden causar una subestimación de la resistencia del material, que puede ser sustancial.
La relación entre el módulo de elasticidad dinámico y la resistencia no puede definirse simplemente considerando la fase individual de cada componente. Esto se debe a la forma del agregado, la eficiencia de la interface agregado/matriz y la variabilidad de la distribución de las partículas. El agregado puede variar en tipo, forma, tamaño y cantidad y el tipo de cemento, tipo de arena relación w/c y madurez son factores importantes que influencian la resistencia. Curvas típicas reportadas por varios autores se muestran en la Fig. 4.26.
Aunque la relación precisa de la determinación de la resistencia a compresión es afectada por muchas variables, las curvas de calibración determinadas pueden tomar la forma de:
4.9
Donde:
f’c=Resistencia equivalente e=Logaritmo base natural V=Velocidad del pulso A y B=Constantes
De esa forma, un diagrama de la resistencia versus la velocidad de pulso es lineal para un concreto en particular.
Factores de corrección en los resultados estimados
Existen 3 factores de corrección de suma importancia en la interpretación de los resultados: temperatura, humedad y presencia de acero de refuerzo.
79 Fig. 4.26. Curvas típicas velocidad de pulso vs resistencia a compresión reportadas por varios autores.
Temperatura
La temperatura tiene una importante influencia en las velocidades de pulso. Si existe una temperatura extrema, se reflejará un posible microagrietamiento en temperaturas altas y un posible congelamiento dentro del concreto a temperaturas muy bajas. La Fig. 4.27 muestra la relación de corrección y la temperatura de exposición del espécimen.
Fig. 4.27. Efecto de la temperatura.
Humedad
La velocidad de pulso en concreto saturado con agua puede ser hasta 5% mayor que el mismo concreto en condiciones secas. Se ha presentado un modelo que permite la calibración para una resistencia actual in situ obtenida de una correlación basada en especímenes de control estándar. La relación entre especímenes curados en diferentes condiciones está dado por:
4.10
Donde:
f1=Es la resistencia del espécimen estándar saturado f2=Resistencia actual del concreto in situ
V1=Velocidad de pulso del espécimen estándar saturado )
V (V kf f f
log 1 1 2
2
80 V2=Velocidad de pulso del concreto in situ
k=Constante que refleja un control de compactación (0.015 para concreto normal estructural o 0.025 para concreto compactado pobremente)
Presencia de refuerzo
En pruebas de velocidad de pulso, se debe evitar todo refuerzo en lo posible, dada la incertidumbre por una alteración de los valores de la velocidad de pulso. La velocidad de pulso en un medio infinito es aproximadamente 6.0 km/seg, pero se puede ver reducido con el diámetro de varilla hasta en 5.0 km/seg en varillas de 9.5 mm en aire. El incremento aparente en la velocidad de pulso depende de la proximidad de las mediciones de varillas, su diámetro, número y orientación de éstas. Para fines prácticos, con velocidades de pulso de 4.0 km/seg o mayores, las varillas de 20 mm de diámetro corriendo transversalmente a la velocidad de pulso, no tendrían influencia importante, sin embrago, varillas de diámetro de 6 mm de diámetro corriendo paralelamente a la velocidad de pulso, tendrían un efecto significativo.
Existen dos casos principales que se deben considerar: Eje de varillas paralelo a la velocidad del pulso
Como se muestra en la Fig 4.28, la varilla es muy cercana a la trayectoria del pulso.
Fig. 4.28. Refuerzo paralelo a la trayectoria de onda.
Se recomienda una relación de:
4.11
Donde,
Vs=Velocidad de pulso en la varilla de acero Vc=Velocidad de pulso en el concreto Este efecto desaparece cuando:
4.12
Entonces, los efectos de la presencia del acero serán significativos cuando a/L<0.15en concreto de alta calidad, o a/L<0.25 en concreto de baja calidad. La dificultad de de aplicar la Ec. 4.13 estriba en conocer el valor de la velocidad del acero, Vs, , sin embargo, Vc, puede calcularse como sigue:
c s 2
s 2
s
c paraV V
L) (TV 4a
2aV
V
c s
c s
V V
V V 2 1 L a
81
4.13
Donde Vm es la velocidad de pulso aparente (L/T) en km/seg y k es el factor de corrección dado por:
4.14
Con:
4.15
El valor de γ se puede obtener de la Fig. 4.29, que ha sido ploteada para un rango de valores de Vc y diámetro de varilla para una frecuencia de 54 kHz. Esto puede sustituirse en la Ec. 4.13 o la Fig. 4.29 para obtener k para usarse en la Ec. 4.10.
Fig. 4.29. Relación entre el diámetro de varilla y la velocidad de pulso en varilla paralela a la trayectoria del pulso.
Estas ecuaciones son válidas solamente cuando el desplazamiento, a sea mayor que 2b. De otra forma, los pulsos es probable pasen por toda la longitud de la varilla, entonces:
4.16
Si la varilla está directamente alineada con los transductores, a=0, y el factor de corrección está dado por:
4.17
Donde Ls es la longitud de la varilla. m c kV V 2 γ 1 L a 2 γ
k
s c V V γ L γb b a 2 γ k 2 2 γ) (1 L L -1
82
Como procedimiento iterativo puede ser necesario obtener una estimación factible de Vc. Estas estimaciones son precisas hasta en un ±30% si existe una buena adherencia y no existe agrietamiento en la zona de la varilla. Los factores de corrección en el caso de una varilla en línea con la trayectoria de pulso de los transductores se muestra en la Fig. 4.30 según criterios del RILEM y BS. Estas correcciones deben tratarse con cierto cuidado considerando el entorno del concreto en la varilla y configuraciones complejas de esta.
Fig. 4.30. Factores de corrección para varillas paralelas a la trayectoria del pulso (a>2b).
Eje de varillas perpendicular a la velocidad del pulso
Para la situación mostrada en la Fig. 4.31a, si la longitud de la trayectoria a través de las secciones transversales de las varillas es Ls, el efecto posible máximo está dado por la Fig. 4.31b para diferentes diámetros de varilla y calidades de concretos, donde Vc es la velocidad real en el concreto.
En este caso, al valor de γ se utiliza en la Ec. 3.17 para obtener el factor de corrección, k. el efecto de las varillas en la estimación del pulso es complejo y la velocidad efectiva en el acero es menor que aquella colocada paralelamente a la trayectoria del pulso.