ESTUDIO Y DISEÑO DE HORMIGONES ESTRUCTURALES BASADOS EN LA INCORPORACIÓN DE SUBPRODUCTOS SIDERÚRGICOS: VIABILIDAD TECNOLÓGICA

Euskal Herriko Unibertsitatea
Universidad del País Vasco
University of the Basque Country
Escuela Técnica Superior de Ingeniería, Bilbao
TESIS DOCTORAL
ESTUDIO Y DISEÑO DE HORMIGONES
ESTRUCTURALES BASADOS EN LA INCORPORACIÓN
DE SUBPRODUCTOS SIDERÚRGICOS:
VIABILIDAD TECNOLÓGICA
Autor
IDOIA ARRIBAS GARCÍA
Directores
Dr. José Tomás San José Lombera
Dr. Iñigo Javier Vegas Ramiro
Bilbao, Septiembre 2011
Lo importante es no dejar de hacerse preguntas
Albert Einstein
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Agradecimientos
AGRADECIMIENTOS
En primer lugar quiero dedicar unas líneas de agradecimiento a todas aquellas personas
que han contribuido a hacer realidad esta Tesis Doctoral.
A mis codirectores de Tesis, el Dr. José Tomás San José y el Dr. Iñigo Vegas, por
confiar en mi capacidad investigadora y apoyarme de manera incondicional en este gran
reto. A los dos, sinceramente gracias:
Al Dr. José Tomás San José, por hacerme participe de los conocimientos adquiridos a lo
largo de una dilatada experiencia profesional y darme fuerzas para seguir adelante.
Al Dr. Iñigo J. Vegas por su implicación, compromiso y presencia activa en cada paso
de esta investigación.
Mi agradecimiento a Jesús Díez, Director de Rehabilitación de TECNALIA, así como al
Dr. Javier. I. Urreta, Director de la Unidad de Construcción de TECNALIA, por
ofrecerme la oportunidad de formarme como investigador, facilitando cada fase del
proceso. Quisiera también extender mi agradecimiento al Dr José Antonio Ibáñez, por
su implicación en aspectos mineralógicos y microestructurales, así como, a María Cano,
Responsable del Laboratorio de Química y Certificación de TECNALIA, por
facilitarme los equipos y personal técnico, en particular, gracias a Félix Rodríguez por
compartir a mi lado penas y alegrías en las etapas experimentales y a María Zorrilla por
su colaboración en esta investigación. Y como no, gracias a todos mis compañeros, que
me han ayudado sin cesar con ánimos constantes.
Asimismo, quisiera agradecer al profesor Javier Jesús González, su interés en esta
investigación, su disposición y doctas aportaciones a lo largo de todo el proceso.
Gracias, de igual modo, a la Dra. Miren Etxeberria, no sólo por facilitarme equipos y
personal técnico para la determinación de los módulos de deformación longitudinal,
sino por su simpatía y amabilidad, haciendo mi estancia en Barcelona muy agradable.
También agradecer a las Dras. Rosario García y Raquel Vigil, su colaboración en
aspectos químicos y mineralógicos.
Gracias al Ministerio de Ciencia e Innovación por la financiación del proyecto CLEAM,
marco de la presente Tesis Doctoral.
Mi agradecimiento, también a las empresas que han colaborado en el suministros de
materiales, tecnología ARCELOR MITTAL, CORRUGADOS AZPEITIA,
CEMENTOS REZOLA-Arrigorriaga, HORMOR, S.A, en la persona de Modesto
Etxeberria,, así como a HORMIGONES Y MINAS (Grupo Italcementi), en las personas
de José Antonio Hurtado y Santiago Beceiro.
Como no, a mis amigos que, como siempre, me han apoyado en esta etapa, gracias por
hacerme reír y dejar a un lado los problemas. Eskerrik asko!
Por último, dedico este trabajo a mis seres más queridos, a mi familia, y en especial a
mis padres, por que una vez más han estado a mi lado, con todo el cariño. A ellos les
debo cuanto soy. Y con todo mi corazón, a Ritxar, él sabe porqué.
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Resumen de la Tesis
RESUMEN DE LA TESIS
La intensidad productiva de escoria negra de acería de Horno Eléctrico de Arco (EAF),
dentro de la CAPV, ha dado lugar a la acumulación de escorias siderúrgicas en acopios
y vertederos, sin una alternativa de reutilización técnica y económicamente viable, a
excepción de su aplicación esporádica como material de relleno, lo cual plantea, a corto
plazo, serios problemas, para las propias empresas, y en general, para el medio ambiente
y la sociedad.
Durante los últimos años, la preocupación y respeto por el medioambiente, unido al
progresivo agotamiento de los recursos naturales, ha impulsado iniciativas hacia el
desarrollo sostenible, como el reciclado de los subproductos industriales. En este
contexto, surge la valorización de la escoria siderúrgica EAF, orientada a la producción
de árido siderúrgico de alta calidad para su uso como material granular en hormigones.
Investigaciones y desarrollos previos avalan los áridos siderúrgicos como un material
con excelentes propiedades para su empleo en la construcción. Sin embargo, para la
normalización de su uso en el mercado, se antoja necesaria una mayor investigación
orientada a aclarar ciertas incertidumbres tecnológicas asociadas a los efectos del árido
siderúrgico en matrices de cemento, muy especialmente, en el hormigón estructural,
tanto
en
términos
físico-mecánicos,
aspectos
microestructurales
(morfología,
composición mineralógica, interfase árido/pasta) como en lo que se refiere al
comportamiento de estos hormigones en cuanto a la durabilidad. Además, en esta Tesis
Doctoral se pretende dar un salto de escala, diseñando y construyendo elementos a
escala real, con el fin de establecer recomendaciones de diseño y verificar su viabilidad
tecnológica.
El objetivo principal de la presente Tesis Doctoral es colaborar en la generación de
conocimiento sobre las prestaciones mecánicas y de durabilidad de los hormigones de
propósito estructural, elaborados con áridos siderúrgicos. A tal fin, se articula un plan
de trabajo en torno a cuatro capítulos experimentales.
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Resumen de la Tesis
En el primero, se caracterizan los materiales constituyentes del hormigón: cemento,
filler, arena silícea, árido calizo y árido siderúrgico EAF, determinando sus
características mineralógicas y físico-químicas. A este respecto, los áridos siderúrgicos
están formados, básicamente, por óxidos de hierro, calcio, y silicio, acompañados de
óxidos de aluminio, magnesio y manganeso. Presentan una densidad y absorción, 20% y
240% mayor, respectivamente, que el árido calizo. Cumple todos los requisitos
establecidos por la Instrucción de Hormigón Estructural (EHE 08) para un árido de
hormigón, con una resistencia a la fragmentación y un índice de lajas significativamente
mejores que el árido calizo.
En el segundo, se lleva a cabo un estudio de dosificaciones de los hormigones
elaborados a partir de áridos siderúrgicos. La incorporación de este tipo de áridos al
hormigón reduce significativamente la trabajabilidad de la masa. A fin de paliar la
carencia de finos que posee la fracción fina siderúrgica, se incorpora filler calizo a la
dosificación. Su presencia aporta mayor continuidad entre los áridos y la pasta de
cemento, sin bien no resulta eficaz para mejorar la trabajabilidad. Por tanto, con objeto
de aportar fluidez a la masa, contrarrestando la rugosidad característica de los áridos
siderúrgicos, se añade un árido fino de morfología redondeada que aporte fluidez a la
masa como la arena de naturaleza silícea.
En el tercero, se determinan las propiedades físico-mecánicas (resistencias a flexión y
compresión y módulo de deformación longitudinal) en estado endurecido de los
hormigones siderúrgicos fabricados respecto a un hormigón calizo de referencia. La
incorporación de áridos siderúrgicos al hormigón influye de la siguiente manera: mayor
densidad, ganancia de resistencia a compresión, invariabilidad en el comportamiento
elástico, así como un contacto más íntimo en la zona de interfase árido
siderúrgico/matriz, con una microporosidad significativamente menor que en el caso de
los áridos naturales.
Por último en el cuarto, se abordan aspectos relativos a la durabilidad de los hormigones
siderúrgicos fabricados, evaluando su efectividad ante ciclos de hielo-deshielo, ataque
selenitoso o en presencia de yeso, alta temperatura y humedad relativa, así como
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Resumen de la Tesis
ambiente marino, analizando, también, posibles afecciones en la durabilidad de la
armadura de acero. La incorporación de áridos siderúrgicos al hormigón proporciona
mejoras de resistencia ante fenómenos de hielo-deshielo y ataque selenitoso, ofreciendo
una respuesta similar al hormigón calizo frente al resto de ambiente agresivos.
En la fabricación de hormigones siderúrgicos estructurales se recomienda la
incorporación de árido siderúrgico en el 100% del la fracción gruesa y el 25% de la
fracción fina, completando el 75% restante de la fracción fina con arena silícea o bien
árido calizo para abaratar costes. El uso de aditivos superplastificantes, basados en
polímeros derivados de ácidos policarboxílicos, permite alcanzar trabajabilidades
fluidas o líquidas. Para el diseño de hormigones siderúrgicos de densidad controlada
resulta necesario el uso de aireantes.
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Resumen de la Tesis
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Índice
ÍNDICE
CAPÍTULO 1.- PRÓLOGO ...........................................................................................1
1.1. CONTEXTO.............................................................................................................1
1.2. EL PROBLEMA ......................................................................................................3
1.3. OBJETIVOS Y ALCANCE .....................................................................................8
1.4. ESTRUCTURA DE LA TESIS................................................................................9
CAPÍTULO 2.- ANTECEDENTES .............................................................................13
2.1. EL SECTOR DE LA CONSTRUCCIÓN: INNOVACIÓN Y
SOSTENIBILIDAD ...............................................................................................13
2.2. INNOVACIÓN EN EL HORMIGÓN: NUEVAS TENDENCIAS .......................16
2.3. HACIA LA SOSTENIBILIDAD: UNA NUEVA CONSTRUCCIÓN .................18
2.4. ESCORIAS NEGRAS: APLICACIONES CONSTRUCTIVAS...........................24
2.4.1
Escorias siderúrgicas .................................................................................24
2.4.2
Escoria de Horno Eléctrico de Arco, EAF .................................................27
2.4.3
Aplicaciones de la escoria siderúrgica: fabricación de hormigón ............37
2.4.4
Patentes relacionadas con el uso de árido siderúrgico en hormigones.....47
2.5. DURABILIDAD DEL HORMIGÓN.....................................................................48
2.5.1
Hielo/Deshielo ............................................................................................49
2.5.2
Ambiente marino ........................................................................................49
2.5.3
Corrosión....................................................................................................53
2.5.4
Ataque de sulfatos.......................................................................................56
2.6. COMPORTAMIENTO MEDIOAMBIENTAL DEL HORMIGÓN
ELABORADO CON ÁRIDO SIDERÚRGICO ....................................................57
2.7. CONCLUSIONES RELATIVAS A LOS ANTECEDENTES ..............................62
CAPÍTULO 3.- MATERIALES...................................................................................65
3.1. INTRODUCCIÓN..................................................................................................65
3.2. ÁRIDOS SIDERÚRGICOS ...................................................................................65
3.2.1
Proceso de tratamiento de las escorias negras en las acerías
Corrugados Azpeitia (CA) y Arcelor Mittal (ACB) ....................................66
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Índice
3.2.2
Muestreo de los áridos siderúrgicos ..........................................................73
3.2.3
Caracterización morfológica de los áridos siderúrgicos ...........................73
3.2.4
Caracterización química de los áridos siderúrgicos..................................75
3.2.5
Caracterización mineralógica de muestras de árido siderúrgico..............80
3.2.6
Caracterización microestructural del árido siderúrgico ...........................83
3.2.7
Caracterización física de los áridos siderúrgicos......................................89
3.3. ÁRIDO CALIZO....................................................................................................94
3.3.1
Caracterización morfológica del árido calizo ...........................................94
3.3.2
Caracterización química del árido calizo ..................................................94
3.3.3
Caracterización mineralógica del árido calizo..........................................96
3.3.4
Caracterización microestructural del árido calizo ....................................97
3.3.5
Caracterización física del árido calizo ......................................................99
3.4. ARENA SILÍCEA ................................................................................................102
3.4.1
Caracterización morfológica de la arena silícea.....................................102
3.4.2
Caracterización química de la arena silícea............................................102
3.4.3
Caracterización física de de la arena silícea ...........................................103
3.5. CEMENTO PÓRTLAND ....................................................................................104
3.5.1
Caracterización química del cemento ......................................................104
3.5.2
Caracterización física del cemento ..........................................................105
3.6. CONCLUSIONES RELATIVAS A LA CARACTERIZACIÓN DE LOS
MATERIALES.....................................................................................................107
CAPÍTULO 4.- DOSIFICACIÓN ...........................................................................111
4.1. INTRODUCCIÓN................................................................................................111
4.2. DISEÑO DE DOSIFICACIONES .......................................................................112
4.3. CONCLUSIONES DEL DISEÑO DE DOSIFICACIONES DE
HORMIGONES ELABORADOS CON ÁRIDO SIDERÚRGICO.....................131
CAPÍTULO 5.- PROPIEDADES FÍSICO-MECÁNICAS EN ESTADO
ENDURECIDO..............................................................................135
5.1. INTRODUCCIÓN................................................................................................135
5.2. ABSORCIÓN Y DENSIDAD..............................................................................136
5.3. RESISTENCIA A COMPRESIÓN ......................................................................137
5.3.1 Metodología experimental........................................................................138
- xii -
Índice
5.3.2
Resultados y discusión..............................................................................139
5.3.3
Análisis microestructural de los hormigones ...........................................145
5.4. MORTEROS SIDERÚRGICOS FRENTE A UN MORTERO DE ÁRIDO
NATURAL ...........................................................................................................154
5.4.1 Metodología experimental........................................................................154
5.4.2
Propiedades mecánicas de los morteros ..................................................156
5.4.3
Porosidad, densidad y distribución de tamaños de poro de los
morteros....................................................................................................160
5.4.4
Análisis microestructural .........................................................................163
5.5. MÓDULO DE DEFORMACIÓN LONGITUDINAL.........................................184
5.5.1 Metodología experimental........................................................................185
5.5.2
Resultados y discusión..............................................................................186
5.6. CONCLUSIONES RELATIVAS A LAS PROPIEDADES EN ESTADO
ENDURECIDO ....................................................................................................191
CAPÍTULO 6.- DURABILIDAD DE LOS HORMIGONES ELABORADOS
A PARTIR DE ÁRIDOS SIDERÚRGICOS ...............................193
6.1. INTRODUCCIÓN................................................................................................193
6.2. PENETRACIÓN DE AGUA BAJO PRESIÓN...................................................196
6.2.1 Metodología experimental........................................................................196
6.2.2
Resultados y discusión..............................................................................196
6.3. DURABILIDAD ANTE CICLOS DE HIELO-DESHIELO ...............................199
6.3.1 Metodología experimental........................................................................200
6.3.2
Resultados y discusión..............................................................................203
6.4. DURABILIDAD A ELEVADA TEMPERATURA Y HUMEDAD
RELATIVA ..........................................................................................................211
6.4.1 Metodología experimental........................................................................212
6.4.2
Resultados y discusión..............................................................................213
6.5. DURABILIDAD ANTE ATAQUE SELENITOSO ............................................218
6.5.1 Metodología experimental........................................................................220
6.5.2
Resultados y discusión..............................................................................223
6.6. REACTIVIDAD ÁLCALI-ÁRIDO .....................................................................227
6.7. DURABILIDAD ANTE AMBIENTE MARINO................................................230
6.7.1 Metodología experimental........................................................................231
6.7.2
Resultados y discusión..............................................................................232
- xiii -
Índice
6.8. CONCLUSIONES RELATIVAS A LA DURABILIDAD .................................253
CAPÍTULO 7.- LIXIVIACIÓN...............................................................................255
7.1. INTRODUCCIÓN................................................................................................255
7.2. CARACTERIZACIÓN AMBIENTAL DE LOS ÁRIDOS SIDERÚRGICOS
COMO MATERIAL GRANULAR .....................................................................255
7.2.1 Metodología de evaluación ambiental del material granular..................256
7.2.2
Resultados de lixiviación del material granular ......................................256
7.3. CARACTERIZACIÓN AMBIENTAL DE LOS ÁRIDOS SIDERÚRGICOS
COMO MATERIAL MONOLÍTICO ..................................................................257
7.3.1 Metodología de evaluación ambiental del material monolítico...............258
7.3.2
Caracterización de los materiales frente a la lixiviación:
Determinación de los valores de emisión/lixiviación (Ei) para el
escenario de uso .......................................................................................258
7.3.3
Modelización de la lixiviación a largo plazo (100 años): Cálculo de
los valores de inmisión (Ii) a 100 años. Comparación con los valores
de inmisión máxima aceptable (Imáx)......................................................262
7.4. CONCLUSIONES................................................................................................264
CAPÍTULO 8.- PUESTA EN OBRA DE HORMIGÓN SIDERÚRGICO A
ESCALA REAL. EDIFICIO KUBIK.........................................267
8.1. INTRODUCCIÓN................................................................................................267
8.2. EDIFICIO KUBIK ...............................................................................................268
8.2.1
Losa de cimentación .................................................................................273
8.2.2
Muros de sótano .......................................................................................276
8.3. OTRAS EXPERIENCIAS RECIENTES CON HORMIGÓN SIDERÚRGICO.279
8.4. CONCLUSIONES................................................................................................281
CAPÍTULO 9.- CONCLUSIONES Y LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN
FUTURA ........................................................................................283
9.1. INTRODUCCIÓN................................................................................................283
9.2. CONCLUSIONES................................................................................................283
9.3. LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN FUTURA ........................................................289
CAPÍTULO 10. BIBLIOGRAFÍA ...........................................................................291
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Lista de Figuras
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1. Distribución de los centros productores de escoria negra en la
CAPV ..........................................................................................................3
Figura 1.2. Yacimientos de árido calizo en la CAPV Yacimientos de árido
calizo en la CAPV .......................................................................................4
Figura 1.3. Plantas de hormigón y distribución de acerías en la CAPV ........................6
Figura 2.1. Evolución del sector de construcción en la UE-27. (Eurostat
2009)..........................................................................................................15
Figura 2.2. Cono en el que se recoge la escoria negra líquida.....................................24
Figura 2.3. Recogida de la escoria negra líquida en el cono........................................24
Figura 2.4. Piscina para escoria líquida con paredes de la propia escoria ...................25
Figura 2.5. Vertido de la escoria negra líquida recogida en el cono............................25
Figura 2.6. Detalle del vertido de la escoria en la piscina ...........................................25
Figura 2.7. Escoria negra vertida en la piscina ............................................................25
Figura 2.8. Bloques de escoria negra formados por su enfriamiento en el
fondo del cono ...........................................................................................25
Figura 2.9. Detalle del proceso de enfriamiento de la escoria negra. .........................25
Figura 2.10. Carga de chatarra en la cesta. ....................................................................29
Figura 2.11. Alimentación del horno con la chatarra cargada en la cesta......................29
Figura 2.12. Acopio de escoria negra ............................................................................30
Figura 3.1. Zona de acopio de escoria para su tratamiento..........................................67
Figura 3.2. Escorias recién almacenadas desde el proceso de fusión ..........................67
Figura 3.3. Tolva de alimentación del peine de primera criba.....................................68
Figura 3.4. Peine de admisión de escorias de tamaño < 180mm .....................................
Figura 3.5. Escoria rechazada por el peine ..................................................................68
Figura 3.6. Fracción de rechazo en la admisión...........................................................68
Figura 3.7. Cinta transportadora ..................................................................................69
Figura 3.8. Cinta magnética para la separación del material férrico............................69
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Lista de Figuras
Figura 3.9. Alimentación del molino principal ............................................................69
Figura 3.10. Molino principal ........................................................................................69
Figura 3.11. Detalle de la cinta cribadora; alimentación desde la segunda
cinta magnética ..........................................................................................70
Figura 3.12. Detalle de las dos bandejas y sistema de vibración por muelles ...............70
Figura 3.13. Detalle de los silos catalogados según los diferentes tamaños..................71
Figura 3.14. Mandíbula de cierre y apertura de los silos de almacenaje .......................71
Figura 3.15. Cono donde se vierte la escoria caliente....................................................71
Figura 3.16. Vehiculo especial de transporte de la escoria caliente hasta el
foso ............................................................................................................71
Figura 3.17. Foso de escorias.........................................................................................72
Figura 3.18. Vertido de la escoria en el foso .................................................................72
Figura 3.19. Almacenamiento y cribado primario .........................................................72
Figura 3.20. Cribado secundario ....................................................................................72
Figura 3.21. Muestra de árido siderúrgico de ACB (escala en cm) ...............................73
Figura 3.22. Muestra de árido CA (escala en cm) .........................................................74
Figura 3.23. Difractograma del árido siderúrgico CA ...................................................81
Figura 3.24. Difractograma del árido siderúrgico ACB ................................................82
Figura 3.25. Aspecto general de la microestructura del árido ACB ..............................84
Figura 3.26. Detalle de la matriz....................................................................................84
Figura 3.27. Cristales ricos en calcio .............................................................................84
Figura 3.28. Disolución en calcita .................................................................................85
Figura 3.29. Detalle de disolución en calcita .................................................................85
Figura 3.30. Esfera rica en hierro...................................................................................86
Figura 3.31. Agregados de hierro...................................................................................87
Figura 3.32. Detalle de agregado de hierro....................................................................87
Figura 3.33. Proceso de recristalización de hierro .........................................................87
Figura 3.34. Detalle del proceso de recristalización de hierro.......................................87
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Lista de Figuras
Figura 3.35. Aspecto general de agregados de hierro ....................................................88
Figura 3.36. Distribución granulométrica de la primera y segunda remesa de
áridos siderúrgicos de CA .........................................................................90
Figura 3.37. Distribución granulométrica de la primera y segunda remesa de
áridos siderúrgicos de ACB.......................................................................90
Figura 3.38. Histograma de distribución de tamaños de poro del árido
siderúrgico CA...........................................................................................92
Figura 3.39. Histograma de distribución de tamaños de poro del árido
siderúrgico ACB ........................................................................................92
Figura 3.40. Muestra de árido calizo (escala en cm) .....................................................94
Figura 3.41. Composición mineralogíca del árido natural calizo ..................................97
Figura 3.42. Aspecto general de los cristales de calcita.................................................98
Figura 3.43. Calcita de recristalización..........................................................................98
Figura 3.44. Depósito amorfo rico en hierro sobre calcita.............................................98
Figura 3.45. Distribución granulométrica del árido natural calizo ................................99
Figura 3.46. Histograma de distribución de tamaños de poro del árido
natural calizo ...........................................................................................101
Figura 3.47. Muestra de árido «Arena arija» (escala en cm) .......................................102
Figura 3.48. Distribución granulométrica de la arena silícea ......................................103
Figura 4.1. HAS-CA-Ajuste a la curva de Fuller.......................................................114
Figura 4.2. HAS-CA-Ajuste a la curva de Bolomey .................................................114
Figura 4.3. HAS-ACB-Ajuste a la curva de Fuller ....................................................114
Figura 4.4. HAS-ACB-Ajuste a la curva de Bolomey...............................................114
Figura 4.5. HP-Ajuste a la curva de Fuller ................................................................114
Figura 4.6. HP-Ajuste a la curva de Bolomey ...........................................................114
Figura 4.7. Proceso de amasado.................................................................................115
Figura 4.8. Adición de agua de amasado ...................................................................115
Figura 4.9. Aspecto del hormigón tras el proceso de amasado.................................116
Figura 4.10. Ensayo de cono de Abrams .....................................................................116
Figura 4.11. Medida de la consistencia........................................................................116
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Lista de Figuras
Figura 4.12. Probetas de 150mm de diámetro y 300 mm de altura .............................117
Figura 4.13. Aspecto de la masa de hormigón HAS-CA .............................................120
Figura 4.14. Cono HAS-CA.........................................................................................120
Figura 4.15. Cono HCA300 .........................................................................................122
Figura 4.16. Cono HCA325 .........................................................................................122
Figura 4.17. Cono HCA350 .........................................................................................122
Figura 4.18. Cono HCA25A ........................................................................................125
Figura 4.19. Cono HCA50A ........................................................................................125
Figura 4.20. Cono HCA75A ........................................................................................125
Figura 4.21. Curva granulométrica de la fracción de árido fino total
correspondiente a los hormigones siderúrgicos y calizo .........................127
Figura 4.22. Cono HCA ...............................................................................................129
Figura 4.23. Cono HACB ............................................................................................129
Figura 4.24. Cono HPA ...............................................................................................129
Figura 5.1. Equipo utilizado para la determinación de resistencia ............................139
Figura 5.2. Resistencia a compresión relativa de los hormigones .............................141
Figura 5.3. Evolución de resistencia a compresión de los hormigones HPA,
HCA y HABC..........................................................................................142
Figura 5.4. Resistencia a tracción indirecta relativa de los hormigones ....................143
Figura 5.5. Aspecto de la superficie de fractura de los hormigones HPA,
HCA y HACB, respectivamente..............................................................143
Figura 5.6. Histograma de distribución de tamaños de poro del hormigón
calizo, HPA, y de los hormigones siderúrgicos, HCA y HACB ............145
Figura 5.7. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM ............................148
Figura 5.8. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM.
Distribución de la porosidad, en color negro...........................................148
Figura 5.9. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM ............................149
Figura 5.10. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM.
Distribución de la porosidad, en color negro...........................................149
Figura 5.11. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM..........................150
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Lista de Figuras
Figura 5.12. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM.
Distribución de la porosidad, en color negro...........................................150
Figura 5.13. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM..........................151
Figura 5.14. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM.
Distribución de la porosidad, en color negro...........................................151
Figura 5.15. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM.............................152
Figura 5.16. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM.
Distribución de la porosidad, en color negro...........................................152
Figura 5.17. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM.............................153
Figura 5.18. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM.
Distribución de la porosidad, en color negro...........................................153
Figura 5.19. Equipo de amasado de morteros..............................................................156
Figura 5.20. Fabricación de morteros ..........................................................................156
Figura 5.21. Resistencia relativa a compresión de los distintos morteros
siderúrgicos frente al mortero calizo, MPA17.........................................157
Figura 5.22. Resistencia relativa a compresión de los distintos morteros
siderúrgicos frente al mortero calizo, MPA17.........................................159
Figura 5.23. Histograma de distribución de tamaños de poro de los morteros
MCA1, MCA4, MCA8, MACB1 MACB4 MACB7 y MPA17
a 28 días de edad......................................................................................162
Figura 5.24. Histograma de distribución de tamaños de poro de los morteros
MCA1, MCA4, MCA8, MACB1 MACB4 MACB7 y MPA17
a 90 días de edad......................................................................................162
Figura 5.25. Vista general del mortero «MCA1-28d» (ancho de imagen
2,6mm) mediante microscopía óptica......................................................165
Figura 5.26. Detalle de la zona de interfase de los áridos siderúrgicos CA y
la pasta del mortero «MCA1-28d» (ancho de imagen 0,65mm)
mediante microscopía óptica ...................................................................165
Figura 5.27. Microtextura del mortero MCA1-28d mediante SEM ............................166
Figura 5.28. Microtextura del mortero MCA1-28d mediante SEM ............................166
Figura 5.29. Distribución de los componentes principales del mortero
MCA1-28d curado a 28 días, mediante fluorescencia de
energías dispersadas de rayos X ..............................................................167
- xix -
Lista de Figuras
Figura 5.30. Vista general del mortero «MACB1-28d» (ancho de imagen
2,6mm) mediante microscopía óptica......................................................169
Figura 5.31. Detalle de la zona de interfase de los áridos siderúrgicos CA y
la pasta del mortero «MACB1-28d» (ancho de imagen
0,65mm) mediante microscopía óptica....................................................169
Figura 5.32. Microtextura del mortero MACB1-28d mediante SEM..........................170
Figura 5.33. Microtextura del mortero MACB1-28d mediante SEM..........................170
Figura 5.34. Distribución de los componentes principales del mortero
MACB1-28d curado a 28 días, mediante fluorescencia de
energías dispersadas de rayos X ..............................................................171
Figura 5.35. Vista general del mortero «MPA17-28d» (ancho de imagen
2,6mm) mediante microscopía óptica......................................................173
Figura 5.36. Detalle de la zona de interfase de los áridos siderúrgicos CA y
la pasta del mortero «MPA17-28d» (ancho de imagen 0,65mm)
mediante microscopía óptica ...................................................................173
Figura 5.37. Microtextura del mortero MPA17-28d mediante SEM...........................174
Figura 5.38. Microtextura del mortero MPA17-28d mediante SEM...........................174
Figura 5.39. Distribución de los componentes principales del mortero
MPA17-28d curado a 28 días, mediante fluorescencia de
energías dispersadas de rayos X ..............................................................175
Figura 5.40. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM ............................176
Figura 5.41. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................176
Figura 5.42. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM ............................177
Figura 5.43. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................177
Figura 5.44. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM ............................178
Figura 5.45. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................178
Figura 5.46. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM ............................179
Figura 5.47. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................179
Figura 5.48. Microtextura del mortero MACB4-28d mediante SEM..........................180
- xx -
Lista de Figuras
Figura 5.49. Microtextura del mortero MACB4-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................180
Figura 5.50. Microtextura del mortero MACB4-28d mediante SEM..........................181
Figura 5.51. Microtextura del mortero MACB4-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................181
Figura 5.52. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM..........................182
Figura 5.53. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................182
Figura 5.54. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM..........................183
Figura 5.55. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM.
Distribución de la porosidad....................................................................183
Figura 5.56. Determinación del módulo de elasticidad longitudinal ...........................185
Figura 5.57. Curvas tensión-deformación del hormigón patrón HPA para un
régimen de tensiones inferior al 40% de la de rotura ..............................187
Figura 5.58. Curvas tensión-deformación del hormigón patrón HCA para un
régimen de tensiones inferior al 40% de la de rotura ..............................188
Figura 5.59. Curvas tensión-deformación del hormigón patrón HACB para
un régimen de tensiones inferior al 40% de la de rotura .........................189
Figura 6.1. Ensayo penetración de agua bajo presión de hormigón HPA .................197
Figura 6.2. Ensayo penetración de agua bajo presión de hormigón HCA .................197
Figura 6.3. Ensayo penetración de agua bajo presión de hormigón HACB ..............197
Figura 6.4. Ciclo de hielo/deshielo ............................................................................201
Figura 6.5. Disposición de prismas en contenedor metálico .....................................201
Figura 6.6. Cámara climática .....................................................................................201
Figura 6.7. Medida de ultrasonidos............................................................................202
Figura 6.8. Determinación del peso ...........................................................................202
Figura 6.9. Evolución del módulo dinámico relativo en función del número
de ciclos hielo-deshielo ...........................................................................203
Figura 6.10. Evolución del peso durante el ensayo de hielo/deshielo
(prismas de 80x80x400mm3 ....................................................................204
- xxi -
Lista de Figuras
Figura 6.11. Aspecto superficial de las probetas de hormigón siderúrgico
HCA y HACB tras 300 ciclos y del hormigón calizo, HPA, tras
245 ciclos hielo-deshielo .........................................................................206
Figura 6.12. Esquema de las secciones estudiadas en las probetas sometidas
a ciclos de hielo-deshielo.........................................................................207
Figura 6.13. A la izquierda secciones A, B y C de uno de los prismas
(80x80x400mm3) de hormigón siderúrgico HCA sometido a
245 ciclos de H-D. A la derecha imagen tratada para evidenciar
posibles fisuras o fenómenos disruptivos ................................................208
Figura 6.14. A la izquierda secciones A, B y C de uno de los prismas
(80x80x400mm3) de hormigón siderúrgico HACB sometido a
245 ciclos de H-D. A la derecha imagen tratada para evidenciar
posibles fisuras o fenómenos disruptivos ................................................209
Figura 6.15. A la izquierda secciones A, B y C de uno de los prismas
(80x80x400mm3) de hormigón siderúrgico HPA sometido a
245 ciclos de H-D. A la derecha imagen tratada para evidenciar
posibles fisuras o fenómenos disruptivos ................................................210
Figura 6.16. Ensayo de humedad/sequedad en cámara climática ................................213
Figura 6.17. Aspecto de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB
sometidas a 70ºC y 90% HR en cámara climática durante 365
días de exposición....................................................................................214
Figura 6.18. Aspecto de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB
mantenidas a 20ºC y 90%HR en cámara húmeda durante 365
días...........................................................................................................214
Figura 6.19. Variación de la longitud de las probetas de hormigón HPA,
HCA y HACB sometidas a 70ºC y 90%HR en cámara
climática durante 365 días .......................................................................215
Figura 6.20. Variación de la longitud de las probetas de hormigón HPA,
HCA y HACB mantenidas en cámara húmeda durante 365 días ............215
Figura 6.21. Variación del peso de las probetas de hormigón HPA, HCA y
HACB sometidas a 70ºC y 90%HR en cámara climática
durante 365 días.......................................................................................216
Figura 6.22. Variación del peso de las probetas de hormigón HPA, HCA y
HACB mantenidas en cámara húmeda durante 365 días ........................216
Figura 6.23. Disposición de probetas de 40x40x160mm.............................................223
Figura 6.24. Disposición de probetas de 25x25x285mm.............................................223
- xxii -
Lista de Figuras
Figura 6.25. Curva de evolución del incremento longitudinal de mezclas
selenitosas con árido siderúrgico y con árido natural..............................224
Figura 6.26. Curva de distribución de tamaños de poro del mortero patrón
elaborado con arena silícea normalizada a 28 y 90 días de
hidratación selenitosa ..............................................................................225
Figura 6.27. Curva de distribución de tamaños de poro del mortero CA
elaborado con árido siderúrgico a 28 y 90 días de hidratación
selenitosa .................................................................................................226
Figura 6.28. Expansión de los morteros en el ensayo de reactividad álcaliárido.........................................................................................................230
Figura 6.29. Aspecto de la superficie de fractura de las probetas de
hormigón sobre las que se ha pulverizado nitrato de plata 0,1N
a 66 ciclos de inmersión en agua de mar .................................................235
Figura 6.30. Aspecto de la superficie de fractura de las probetas de
hormigón sobre las que se ha pulverizado nitrato de plata 0,1N
a 230 ciclos de inmersión en agua de mar ...............................................236
Figura 6.31. Penetración de iones cloruro en función de la profundidad de la
probeta de hormigón tras 66, 108 y 230 ciclos de inmersión en
agua de mar..............................................................................................238
Figura 6.32. Medidas de resistividad y potencial de corrosión mediante un
corrosímetro.............................................................................................240
Figura 6.33. Evolución del potencial de corrosión en función del número de
ciclos de inmersión en agua de mar.........................................................243
Figura 6.34. Aspecto de la superficie de fractura de los hormigones, con
cemento tipo SR, tras pulverizado de nitrato de plata 0,1N a 66
ciclos de inmersión en agua de mar.........................................................249
Figura 6.35. Penetración de iones cloruro en función de la profundidad de
las probetas de hormigón tras 66 ciclos de inmersión en agua
de mar ......................................................................................................250
Figura 6.36. Evolución del potencial de corrosión en función del número de
ciclos de inmersión en agua de mar...............................................................
Figura 7.1. Esquema del ensayo de tanque ................................................................259
Figura 7.2. Ensayo de tanque sobre monolitos ..........................................................259
Figura 7.3. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en
tanque: V .................................................................................................260
- xxiii -
Lista de Figuras
Figura 7.4. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en
tanque: Ba ................................................................................................260
Figura 7.5. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en
tanque: F ..................................................................................................261
Figura 7.6. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en
tanque: SO4 ..............................................................................................261
Figura 8.1. Vista general del edificio KUBIK ...........................................................268
Figura 8.2. Esquema de la losa y los muros de sótano del edificio KUBIK..............269
Figura 8.3. Detalle constructivo de la losa y los muros de sótano del
edificio KUBIK .......................................................................................270
Figura 8.4. Curva de dosificación propuesta por HyM frente a Fuller.
Fuente: Hormigones y Minas (FyM - Italcementi Group) ......................272
Figura 8.5. Mallazo de capa compresora para losa de cimentación..........................274
Figura 8.6. Hormigonado losa de cimentación ..........................................................274
Figura 8.7. Detalle de la puesta en obra del hormigón y vibrado ..............................274
Figura 8.8. Vista general de la losa de cimentación...................................................274
Figura 8.9. Ensayo de cono de Abrams .....................................................................275
Figura 8.10. Llenado de moldes...................................................................................275
Figura 8.11. Curva de evolución de la resistencia a compresión del la losa
de cimentación con la edad de curado .....................................................275
Figura 8.12. Encofrado de medio muro de sótano .......................................................276
Figura 8.13. Detalle del armado del muro de sótan .....................................................276
Figura 8.14. Hormigonado de medio muro de sótano .................................................277
Figura 8.15. Vista general de la losa de cimentación y muros de sótano ....................277
Figura 8.16. Ensayo de cono de Abrams en toma de hormigón de muro de
sótano.......................................................................................................277
Figura 8.17. Llenado de moldes en toma de hormigón de muro de sótano .................277
Figura 8.18. Curva de evolución de la resistencia a compresión del muro de
sótano con la edad....................................................................................278
Figura 8.19. Vertido del hormigón siderúrgico en la acera .........................................280
Figura 8.20. Vista general de los tramos de acera hormigonados................................280
- xxiv -
Lista de Tablas
LISTA DE TABLAS
Tabla 1.1.
Distribución de acerías de escoria negra en la CAPV .................................4
Tabla 2.1.
Previsiones de la evolución de la producción en construcción
en Europa...................................................................................................14
Tabla 2.2.
Constituyentes cristalinos detectados por DRX en escorias
EAF............................................................................................................30
Tabla 2.3.
Composición química expresada en óxidos de las escorias EAF..............31
Tabla 2.4.
Metales pesados en escorias EAF..............................................................32
Tabla 2.5.
Propiedades mecánicas de las escorias EAF .............................................33
Tabla 2.6.
Dosificación y propiedades mecánicas de hormigones en
investigaciones relativas a hormigones siderúrgicos de los
últimos años...............................................................................................46
Tabla 3.1.
Caracterización química de las muestras de árido siderúrgico
mediante FRX............................................................................................76
Tabla 3.2.
Contenidos en cal y magnesia libre en los áridos siderúrgicos .................77
Tabla 3.3.
Caracterización química de los áridos siderúrgicos frente a los
límites establecidos en la EHE08 ..............................................................78
Tabla 3.4.
Análisis químico del contenido en Fe(II) y Fe(III) ...................................80
Tabla 3.5.
Mineralogía de los áridos siderúrgicos ACB y CA ...................................82
Tabla 3.6.
Microanálisis químico de los constituyentes de la matriz y
agregados en el interior del árido siderúrgico procedente de
ACB mediante energía dispersiva de rayos X (EDX) ...............................85
Tabla 3.7.
Microanálisis químico de los constituyentes en el exterior del
árido siderúrgico ACB mediante energía dispersiva de rayos X
(EDX) ........................................................................................................86
Tabla 3.8.
Análisis químico de los constituyentes del interior del árido
siderúrgico CA mediante energía dispersiva de rayos X (EDX)...............88
Tabla 3.9.
Análisis químico de los constituyentes de la superficie del
árido siderúrgico CA mediante energía dispersiva de rayos X
(EDX) ........................................................................................................89
Tabla 3.10. Porosidad, densidad real, tamaño de poro promedio y
distribución de tamaño de poro .................................................................91
- xxv -
Lista de Tablas
Tabla 3.11. Caracterización físico-mecánica de los áridos siderúrgicos
frente a los límites establecidos en la EHE08............................................93
Tabla 3.12. Composición química de la muestra de árido calizo .................................95
Tabla 3.13. Caracterización química del árido calizo frente a los límites
establecidos en la EHE08 ..........................................................................96
Tabla 3.14. Análisis químico de los constituyentes del árido calizo
mediante energía dispersiva de rayos X (EDX) ........................................98
Tabla 3.15. Absorción y densidad del árido natural calizo.........................................100
Tabla 3.16. Caracterización físico-mecánicas y químicas del árido natural
calizo frente a los límites establecidos en la EHE08 ...............................101
Tabla 3.17. Caracterización química de la muestra de arena silícea ..........................103
Tabla 3.18. Caracterización del cemento....................................................................104
Tabla 3.19. Densidad del CEM I 52,5R .....................................................................105
Tabla 3.20. Superfície específica del CEM I 52,5R ...................................................106
Tabla 4.1.
Dosificación preliminar de los hormigones con árido
siderúrgico y árido natural calizo ............................................................119
Tabla 4.2.
Dosificación de HCA300, HCA325 y HCA350 con árido
siderúrgico CA (kg/m3) ...........................................................................121
Tabla 4.3.
Dosificación de HCA25A, HCA50A y HCA75A con árido
siderúrgico CA.........................................................................................124
Tabla 4.4.
Dosificación de HCA, HACB y HPA .....................................................128
Tabla 5.1.
Absorción, Densidad seca y Densidad saturada según UNE EN
12390-7:09...............................................................................................136
Tabla 5.2.
Resistencias a compresión de HPA, HCA y HACB a distintas
edades según UNE EN 12390-3:2009 .....................................................140
Tabla 5.3.
Resistencias a tracción indirecta de HPA, HCA y HACB a
distintas edades de curado según UNE EN 12390-6:2010 ......................142
Tabla 5.4.
Porosidad, tamaño de poro promedio y distribución de tamaño
de poro de la pasta de cemento de los hormigones mediante
porosimetría por intrusión de mercurio ...................................................144
Tabla 5.5.
Dosificación de los morteros siderúrgicos MCA1, MCA4,
MCA8, MACB1, MACB4, MACB7 y el mortero patrón calizo
MPA ........................................................................................................155
- xxvi -
Lista de Tablas
Tabla 5.6.
Resistencias a compresión los morteros siderúrgicos MCA1,
MCA4, MCA8, MACB1, MACB4, MACB7 y el mortero
patrón MPA17 a distintas edades ............................................................158
Tabla 5.7.
Porosidad, Densidad y Tamaño de poro promedio de la matriz
de los morteros mediante porosimetría por intrusión de
mercurio...................................................................................................161
Tabla 5.8.
Módulo de elasticidad de los hormigones HPA, HCA y HACB
a 28 días de edad según UNE 83316:1996 ..............................................186
Tabla 5.9.
Factores y su influencia sobre el módulo de elasticidad del
hormigón siderúrgico respecto al hormigón calizo .................................190
Tabla 6.1.
Profundidad de penetración de agua bajo presión de los
hormigones HPA, HCA y HACB a 28 días de edad ...............................198
Tabla 6.2.
Registro de resistencias a compresión a 0, 158, 245 ciclos
hielo/deshielo...........................................................................................204
Tabla 6.3.
Comparativa de resistencias a compresión del hormigón
sometido a 99 y 365 días en cámara climática y el hormigón
en cámara húmeda ...................................................................................217
Tabla 6.4.
Composición química del yeso................................................................220
Tabla 6.5.
Densidades específicas de los áridos .......................................................221
Tabla 6.6.
Dosificación mezclas selenitosas.............................................................221
Tabla 6.7.
Dosificaciones de morteros selenitosos...................................................222
Tabla 6.8.
Curva de evolución del incremento longitudinal de mezclas
selenitosas con árido siderúrgico y con árido natural..............................224
Tabla 6.9.
Porosidad, densidad y tamaño de poro promedio de los
morteros sometidos a 28 y 90 días de ataque selenitoso .........................226
Tabla 6.10. Densidades especificas de los áridos .......................................................228
Tabla 6.11. Dosificaciones de morteros para ensayo de reactividad álcaliárido.........................................................................................................228
Tabla 6.12. Registro de resistencias a compresión a 0, 66 y 230 ciclos de
inmersión en agua de mar........................................................................233
Tabla 6.13. Registro de resistencia a tracción indirecta a 66 y 230 ciclos de
inmersión en agua de mar........................................................................234
Tabla 6.14. Registro de la profundidad media y máxima de cloruro en los
hormigones tras 66, 108, 180 y 230 ciclos de inmersión en
agua de mar..............................................................................................237
- xxvii -
Lista de Tablas
Tabla 6.15. Análisis del agua de mar utilizada en el ensayo de ambiente
marino antes y después de 30 ciclos de inmersión ..................................239
Tabla 6.16. Potencial de corrosión. Valores de referencia .........................................241
Tabla 6.17. Resistividad. Valores de referencia .........................................................241
Tabla 6.18. Medidas de resistividad y potencial de corrosión a 0, 53, 108,
180 y 230 ciclos de exposición marina....................................................242
Tabla 6.19. Dosificación de hormigones siderúrgicos y calizo con cemento
tipo SR .....................................................................................................246
Tabla 6.20. Registro de resistencias a compresión a 0 y 66 ciclos de
inmersión en agua de mar de los hormigones con cemento tipo
SR ............................................................................................................247
Tabla 6.21. Registro de resistencia a tracción indirecta a 66 ciclos de
inmersión en agua de mar........................................................................248
Tabla 6.22. Registro de la profundidad media y máxima de los iones
cloruro en hormigones tras 66 ciclos de inmersión en agua de
mar ...........................................................................................................248
Tabla 6.23. Medidas de resistividad y potencial de corrosión a 0 y 66 ciclos
de exposición marina ...............................................................................251
Tabla 7.1.
Comparativa entre los valores de lixiviación obtenidos y los
valores límites establecidos en el Decreto 34/2003 CAPV .....................257
Tabla 7.2.
Características del escenario de aplicación .............................................263
Tabla 7.3.
Comparativa de Inmisión e Inmisión máxima aceptable ........................264
Tabla 8.1.
Propiedades de los áridos siderúrgicos como árido de hormigón
desglosadas por husos granulométricos...................................................271
Tabla 8.2.
Resistencia a Compresión del HA30/F/20/IIa+Qa en las
pruebas industriales. Fuente: Hormigones y Minas (FyMItalcementi Group)...................................................................................272
Tabla 8.3.
Módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson del hormigón
siderúrgico aplicado en la losa de cimentación .......................................276
Tabla 8.4.
Módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson del hormigón
siderúrgico aplicado en los muros de sótano...........................................279
- xxviii -
Prólogo
CAPÍTULO 1.- PRÓLOGO
1.1. CONTEXTO
La industria siderúrgica genera como subproducto industrial escoria siderúrgica, que
viene creciendo junto a la fabricación de fundición y acero, desde hace
aproximadamente tres milenios.
Durante finales del s. XX y la primera década del s. XXI, la producción masiva de
acero, y por ende de escorias, ha superado el propósito de una posible reutilización de
las escorias siderúrgicas en otros ámbitos de la actividad humana.
Este escenario ha dado lugar a su acumulación en acopios y vertederos, generalmente
próximos a las zonas de fabricación. Hecho que plantea, a corto plazo, serios problemas,
tanto para las propias empresas como para el medio ambiente y la sociedad, en general.
La evolución de los valores sociales ha desarrollado una preocupación y respeto por el
medioambiente, tratando de garantizar un uso prudente de los recursos naturales, el
ahorro de energía y la disminución de vertidos industriales. Esta circunstancia ha
impulsado una toma de conciencia hacia el desarrollo sostenible, estableciendo políticas
de recuperación de los espacios degradados, así como el reciclado de los subproductos
industriales. En este contexto, uno de los grandes desafíos que afronta nuestra sociedad
1
Capítulo 1
es la búsqueda de estrategias que promuevan la valorización de la escoria siderúrgica,
orientados a la producción de árido siderúrgico de alta calidad.
Durante las últimas décadas, coincidiendo con el período de bonanza del sector de la
construcción, se han aprovechado importantes cantidades de residuos y subproductos
industriales. Sin embargo, la mayor parte de las actuaciones se han orientado hacia
aplicaciones donde la incorporación del material valorizado no se asocia a mejoras en
las propiedades físicas y mecánicas (enfoque prestacional). Los actuales desafíos pasan
por desarrollar procesos donde el material reciclado constituya no sólo una ventaja
económica, sino también medioambiental, social y funcional.
La aplicación de una normativa, cada vez más exigente, por parte de la administración,
junto al progresivo agotamiento de los recursos naturales (extracción de las canteras), ha
provocado que la actividad extractiva de áridos para la construcción, se encuentre
sometida a una problemática económica y ambiental creciente. Este hecho, unido a la
creciente concienciación y demanda medioambiental por parte de nuestra sociedad,
invita a plantear el desarrollo de un modelo más sostenible de consumo de árido, en el
que se minimicen las actividades extractivas de árido natural, a la vez que se reutilicen
subproductos como las escorias transformadas en áridos siderúrgicos, tras su
consecuente valorización.
La valorización de la escoria en árido siderúrgico será económicamente eficiente en
tanto se acredite que se trata, no de un residuo a eliminar, sino de un material con
excelentes propiedades para su empleo en la construcción, tal y como lo acreditan
investigaciones y desarrollos previos, por lo que se justifica la profundización en el
conocimiento de este material, y sus posibles aplicaciones, mediante nuevas estrategias
científicas.
2
Prólogo
1.2. EL PROBLEMA
La intensidad productiva de escoria negra de acería de Horno Eléctrico de Arco (EAF),
dentro de la CAPV, es un ejemplo único a escala nacional. La producción anual
nacional de este subproducto industrial asciende a unos 2 millones de toneladas de las
cuales prácticamente un millón de toneladas corresponden a la CAPV.
La ausencia de una alternativa de uso técnica y económicamente viable para este
subproducto, a excepción de su aplicación esporádica como material de relleno, ha dado
lugar a su acumulación en acopios y vertederos, generalmente próximos a las zonas
productivas siderúrgicas. Ello comienza a ser un problema a corto plazo, para las
propias empresas y, en general, para el medio ambiente y, por extensión, para la
sociedad.
La localización de los centros productivos de escoria negra de acería de horno eléctrico
de arco de la CAPV se plasma en el mapa recogido en la Figura 1.1. Las acerías
correspondientes a cada número ilustrado en el mapa se detallan en la Tabla 1.1.
Curioso destacar cómo el centro de masas productivo, también coincidiría,
aproximadamente, con el correspondiente a la propia población de la CAPV.
Figura 1.1. Distribución de los centros productores de escoria negra en la CAPV
3
Capítulo 1
Tabla 1.1. Distribución de acerías de escoria negra en la CAPV
Referencia
Empresa
Ubicación
1
Acería Compacta de Bizkaia, ACB.
Sestao (Bizkaia)
2
Nervacero
Valle de Trápaga (Bizkaia)
3
4
Sidenor
Basauri (Bizkaia)
Vitoria (Araba)
5
Tubos Reunidos
Amurrio (Araba)
6
Productos Tubulares
Valle de Trápaga (Bizkaia)
7
8
Aceralia
Bergara (Gipuzkoa)
Olaberria Gipuzkoa)
9
Corrugados Azpeitia
Azpeitia (Gipuzkoa)
10
Arcelor
Zumárraga (Gipuzkoa)
11
12
GSB Acero
Azkoitia (Gipuzkoa)
Legazpi (Gipuzkoa)
13
Aceros Olarra
Loiu ( Bizkaia).
14
Acería de Alava
Amurrio (Araba)
Por otro lado, los recursos de piedra caliza en la CAPV disponibles son cada vez
menores. Existen 555 explotaciones de este recurso natural, de las cuales únicamente 37
están activas. La Figura 1.2 muestra la ubicación física de estas explotaciones de caliza,
según los diferentes territorios históricos de la CAPV.
Figura 1.2. Yacimientos de árido calizo en la CAPV
4
Prólogo
La sustitución parcial, o incluso total, del árido natural por árido siderúrgico en la
fabricación de hormigones con fines estructurales, siempre según los criterios de mejora
anteriormente indicados, supondría no sólo una sustancial reducción en el consumo de
árido natural sino además una inherente mejora en las prestaciones técnicas del
hormigón. A este respecto, hay que decir que la cantidad de árido para hormigón, con
propósitos estructurales, consumida, por ejemplo en la CAPV, el año 2009 ascendió a
9,6Mt/año, según la asociación vasca del árido (Euskal Arido). Asumiendo unas
condiciones normales de consumo, ni tan altos como en 2007 o anteriores, ni tan bajos
como 2008/2009, podríamos estimar una cifra de extracción media de árido en la CAPV
de 10Mt/año. Suponiendo que un 60% tiene aplicación en hormigón estructural (entre
edificación y obra civil es fácil alcanzar un 70% de uso estructural) cabe esperar una
aplicación media anual de 6Mt/año de árido para hormigón estructural. De igual modo,
en la CAPV, podríamos estimar un volumen de 1Mt/año de escoria negra, capaz de
sustituir a idéntica cantidad de árido natural para hormigón estructural, con la
correspondiente reducción en el impacto extractivo de las canteras vascas.
Se ha de tener en cuenta, además, que en la CAPV existen un total de 61 plantas de
hormigón. Los territorios históricos de Bizkaia y Gipuzkoa concentran el 90% de las
mismas, así como el 85% de las acerías de horno eléctrico de arco.
Con objeto de poner de manifiesto la proximidad entre los centros productores de la
escoria negra y sus potenciales consumidores, se ha plasmado en un único mapa,
recogido en la Figura 2.3, la distribución geográfica de las acerías de horno eléctrico de
arco y las plantas de hormigón en la CAPV.
5
Capítulo 1
Acería
Planta de hormigón
Figura 1.3. Plantas de hormigón y distribución de acerías en la CAPV
A la vista de su distribución geográfica en la CAPV, los áridos siderúrgicos procedentes
de acerías de horno eléctrico de arco podrían ser suministrados a una gran parte de las
plantas de hormigón de la CAPV, recorriendo escasos kilómetros para dar servicio a
cualquiera de las obras que vaya a abordarse en el territorio vasco. A este respecto, se ha
de destacar que la mayor densidad de los áridos siderúrgicos frente a los áridos naturales
supondría mayor volumen para estos últimos, y por tanto mayor número de camiones
para transportar un determinado peso de áridos. Este inconveniente quedaría
sobradamente compensado por la reducción en la extracción de árido natural de las
canteras.
Por otro lado, es preciso recordar que para consolidar la aplicación del árido siderúrgico
en el hormigón, y especialmente en el caso de hormigón estructural, resultan
imprescindibles dos aspectos fundamentales. Primero, el absoluto compromiso del
gestor de las escorias, asegurando el procesado y control de calidad de los áridos
siderúrgicos resultantes, en exigencias equiparables a las de los áridos naturales.
6
Prólogo
Segundo, y no por ello menos importante, la participación de fabricantes y aplicadores
de los hormigones estructurales, que se constituyen en otro eslabón principal de la
cadena de valor: materia prima-transformador/generador producto-aplicador.
En resumen, el uso de los áridos siderúrgicos como áridos para la producción de
hormigón supone ahorro energético, menor impacto medioambiental, y con arreglo a
investigaciones previas, sin demérito de las prestaciones del hormigón. Una vez
expuestas la ventajas del empleo de los áridos siderúrgicos en el hormigón, para la
normalización de su uso en el mercado, se antoja necesaria una mayor investigación
orientada a aclarar ciertas incertidumbres tecnológicas asociadas al efecto del árido
siderúrgico en matrices de cemento, y especialmente en el hormigón estructural, tanto
en términos físico-mecánicos, aspectos microestructurales (morfología, composición
mineralógica, interfase árido/pasta) como en lo que se refiere al comportamiento de
estos hormigones en cuanto a la durabilidad.
Además, hasta el momento, todos los estudios realizados en relación al árido
siderúrgico se han articulado a nivel de probeta de mortero u hormigón. En esta tesis se
pretende dar un salto de escala, diseñando y construyendo elementos a escala real, con
el fin de establecer recomendaciones de diseño. Con objeto de verificar in-situ, su
trabajabilidad, medios auxiliares, formación del personal y, en definitiva, su viabilidad
tecnológica, se construirán una losa de cimentación y los muros de sótano de un edificio
real. Todo ello, mediante bombeo de hormigón con unas cuotas de sustitución del árido
siderúrgico de casi un 80% en volumen, para un edificio laboratorio de TECNALIA
(KUBIK), que constituirá un hito a nivel internacional en cuanto al empleo de
innovadoras soluciones constructivas y, por lo tanto, nuevos materiales de construcción.
Como colofón a este apartado, podría decirse, por tanto, que el motivo fundamental de
la presente Tesis Doctoral lo constituye el reto de la incorporación de los áridos
siderúrgicos como materia prima “noble” en el hormigón de propósito estructural, así
como, el estudio de su viabilidad tecnológica (colocación en obra), prestaciones físicomecánicas y durabilidad.
7
Capítulo 1
1.3. OBJETIVOS Y ALCANCE
Esta Tesis Doctoral pretende, por un lado, cubrir el vacío existente sobre la utilización
de subproductos industriales, como son los áridos siderúrgicos, en su papel de áridos de
hormigón con fines estructurales.
Procurándose, además, aportar conocimiento al mundo científico sobre las prestaciones
que ofrecen este tipo de hormigones en cuanto a su durabilidad en ambientes agresivos.
De modo tal que, el objetivo principal de esta tesis es estudiar y diseñar hormigones
estructurales basados en la incorporación de áridos siderúrgicos alcanzando una
viabilidad óptima para la construcción de estructuras.
Para ello, se han planteado los siguientes objetivos específicos:
•
Valorar las mejoras introducidas por la interacción árido-pasta, en las
propiedades de estos hormigones, tanto desde el punto de vista mecánico como
estructural.
•
Profundizar en el conocimiento del comportamiento que ofrecen los hormigones
estructurales, basados en la incorporación de áridos siderúrgicos, en cuanto a su
durabilidad frente al ataque de sulfatos, aguas salinas, etc.
•
Aplicación de hormigón fabricado con árido siderúrgico en edificio piloto:
estudio dosificaciones, viabilidad de colocación en obra, y profundizar en la
tecnología de colocación del hormigón fabricado con árido siderúrgico mediante
bombeo.
Por todo ello, con la elaboración de la presente Tesis Doctoral, se diseñarán y validarán
nuevos hormigones estructurales fabricados a partir de áridos siderúrgicos.
En resumen, cabe esperar que los resultados y conclusiones obtenidas en este trabajo
ofrezcan un conocimiento exhaustivo del comportamiento de hormigones estructurales
8
Prólogo
fabricados con árido siderúrgicos y su aplicación en obra civil, de cara a un mercado de
la construcción en franca contracción y necesitado de nuevos enfoques.
1.4. ESTRUCTURA DE LA TESIS
La presente Tesis Doctoral se articula en torno a nueve capítulos, tal y como se resume
a continuación:
ƒ
Capítulo 1. Prólogo
El primer capítulo resume el contexto y explica el problema que justifica la
investigación planteada, enuncia los objetivos y alcance de la Tesis Doctoral, y
define su estructura.
ƒ
Capítulo 2. Estado del Arte
En este segundo capítulo, se recoge una revisión del estado del conocimiento en
el que se sintetizan las investigaciones previas relativas a la caracterización y la
aplicación de los áridos siderúrgicos, procedentes de la primera fusión del acero
en horno eléctrico de arco.
ƒ
Capítulo 3. Caracterización de materiales
En el tercer capítulo, se presenta y discute las características físico-químicas y
mineralógicas de los diferentes materiales a utilizar en los capítulos
experimentales.
ƒ
Capítulo 4. Dosificación
Se describe el desarrollo del ajuste de la dosificación de los hormigones basados
en la incorporación de áridos siderúrgicos, hasta alcanzar los objetivos fijados en
el diseño.
9
Capítulo 1
ƒ
Capítulo 5. Propiedades en el estado endurecido
En el quinto capítulo se investigan las propiedades físico-mecánicas, en estado
endurecido, de hormigones elaborados con áridos siderúrgicos procedentes de
dos acerías diferentes, frente a las propiedades de un hormigón de árido calizo,
de uso habitual en el entorno de la presente Tesis Doctoral. Inicialmente, se
estudia el efecto de los áridos siderúrgicos en las resistencias mecánicas y el
módulo de deformación longitudinal. Adicionalmente, se completa el capítulo
con un estudio microestructural comparativo de la zona de interfase de los áridos
siderúrgicos y naturales con la pasta de cemento, tanto a escala de mortero como
en el ámbito del hormigón.
ƒ
Capítulo 6. Durabilidad
El sexto capítulo se centra en aspectos de durabilidad. Se plantea el estudio del
comportamiento de los hormigones siderúrgicos frente a un hormigón
convencional, sometidos ambos a mecanismos de degradación tanto de índole
físico (exposición ante ciclos severos de hielo-deshielo, alta temperatura y
humedad relativa) como químico (ataque en ambiente marino, ataque
selenitoso), contemplando también su efecto sobre las posibles armaduras de
acero.
ƒ
Capítulo 7. Lixiviación
En el séptimo capítulo, se estudia el potencial de lixiviación de los hormigones
siderúrgicos y su impacto sobre el medio, en términos de riesgo asumible.
ƒ
Capítulo 8. Experiencias a escala real
En el octavo capítulo, se describen las experiencias que hasta el momento se
conocen, relativas a la colocación en obra de hormigón siderúrgico a escala real,
con especial énfasis en la construcción de la losa de cimentación y muros de
sótano del edificio KUBIK, de TECNALIA.
10
Prólogo
ƒ
Capítulo 9. Conclusiones y líneas de investigación
En el noveno capítulo, se llevará a cabo un análisis exhaustivo de todos los
resultados obtenidos, y se recopilará las conclusiones generales más relevantes
obtenidas a lo largo de la presente Tesis Doctoral. Finalmente, se propondrán las
investigaciones futuras para continuar trabajando en aspectos clave relacionados
con hormigones siderúrgicos estructurales y que no hayan podido abordarse en
el transcurso de la presente Tesis Doctoral.
11
Capítulo 1
12
Antecedentes
CAPÍTULO 2.- ANTECEDENTES
2.1. EL SECTOR DE LA CONSTRUCCIÓN: INNOVACIÓN Y
SOSTENIBILIDAD
La construcción es un sector económico que suele denominarse “motor de las
economías” y desempeña, por lo tanto, un gran papel en el desarrollo económico de
cualquier país.
Se estima que durante el ejercicio 2010 que el sector de la construcción decrecía un 2,8%, si bien se prevé un cambio de tendencia durante los ejercicios 2011-12, momento
en el que se preveía que los países emergentes lideren la recuperación del sector merced
al crecimiento de la actividad en estos mercados [Oxford Economics, 2009]. Se espera
que la actividad constructora mundial mueva 12,7 billones de dólares (8,8 billones de
euros) en 2020, un 70% más que en 2009, frente a los datos de la CAPV [Eustat, 2009]
que revelan cómo, a fecha del primer trimestre 2011 en comparación con el 2005, el
índice de producción de la construcción bajaba al 87% de lo generado en el 2005.
La construcción constituye el mayor sector industrial europeo con el 11,5% del PIB y
un 25% de la producción industrial total de la UE-27 [Eurostat, 2009]. Desde esta
perspectiva contextual, la contribución del sector de la construcción a la economía
española se situó en una media en un 12% durante la década anterior, muy por encima
del 6% correspondiente al conjunto de la UE [Caja Laboral, 2009], o del 8% del de la
CAPV, según la mismas fuentes anteriores del Eustat. En la Tabla 2.1 se incluyen datos
13
Capítulo 2
consolidados en Europa sabiendo que, como ya es habitual en estas estadísticas, los
datos 2010-2011 aún no estarán disponibles hasta finalizar el ejercicio 2012.
Tabla 2.1. Previsiones de la evolución de la producción en construcción en Europa
2009
Localización
Previsión 2010
Total
construcción
Residencial
Total
construcción
Residencial
Alemania
-0,5
-1,6
-0,5
-1,6
España
-16,4
-32,0
-16,4
-32,0
Francia
-1,9
-6,5
-1,9
-6,5
Italia
-5,0
-12,5
-5,0
-12,5
Reino Unido
-3,2
-14,4
-3,2
-14,4
Países del Este (*)
4,8
-3,1
4,8
-3,1
Zona Euroconstruct
-4,3
-13,3
-4,3
-13,3
(*) Polonia, Hungría, Repúblicas Checa y Eslovaca
En lo referente a los datos sectoriales, según Seopan, la caída total en la edificación fue
del -9,1% mientras que en la obra civil creció un 4,5%. Dentro de la edificación, la obra
nueva residencial fue la más afectada, se redujo un 13,5%, mientras que la obra nueva
no residencial experimentó una reducción algo menor, siendo del 6%. Por último, la
rehabilitación y mantenimiento de edificios experimentó la menor caída (-4,5%).
Por otro lado, según datos también del Eustat, cabe señalar cómo en la CAPV los
resultados de la actividad industrial de la construcción (“operaciones continuadas”)
entre los ejercicios del 2008 al 2009, supuso una reducción de casi el 50% dando, en
definitiva, una idea clara del impacto tan negativo que ha tenido la crisis en el sector,
también en este ámbito geográfico, aunque con menor peso en su PIB que en el resto del
Estado, tal y como antes se refería. Finalmente, en el caso europeo la evolución queda
patente en la Figura 2.1.
14
Antecedentes
Figura 2.1. Evolución del sector de construcción en la UE-27. (Eurostat 2009)
La actividad ligada a las estructuras de hormigón puede situarse en torno al 2,4% del
PIB, en lo que hace referencia a los sectores industriales relacionados sólo con los
materiales y productos incluidos en la Instrucción EHE, sin incluir la propia actividad
constructora.
El sector de la construcción consume más del 60% de las materias primas extraídas de
la Tierra, según las conclusiones de Vital Signs [Worldwatch Institute, 2005]. La
transformación de dichas materias primas en materiales de construcción genera
aproximadamente el 50% de todas las emisiones de CO2 [Kangas, 2004; San José et al,
2009], siendo responsable del 7 % de las emisiones de CO2.
El hormigón, como material de construcción por excelencia, es un referente con alto
grado de impacto económico en el mercado de la edificación y la obra civil. Las
posibilidades de mejora del hormigón, en cuanto al consumo de recursos naturales,
siguen siendo prometedores, con amplios márgenes de innovación y desarrollo en los
componentes del hormigón (cemento, aditivos y áridos), de acuerdo a los nuevos
paradigmas de sostenibilidad ambiental, económica y social.
15
Capítulo 2
2.2. INNOVACIÓN EN EL HORMIGÓN: NUEVAS TENDENCIAS
El hormigón se considera un material formado por áridos ocluidos en una matriz de
cemento. Teorías más recientes señalan la naturaleza heterogénea de la pasta de
cemento y de sus productos de hidratación. Esta diferencia microestructural se
manifiesta entre el conjunto de la pasta de cemento y ésta en su zona de transición (de
50 a 100μm de espesor), alrededor de las partículas de árido grueso. Por todo ello, los
hormigones, en general, deben estudiarse por separado en tres fases: pasta de cemento,
zona de transición y áridos.
Tradicionalmente, las líneas de investigación en torno al hormigón se han orientado
hacia la mejora de prestaciones tanto en su estado fresco, como una vez endurecido. Las
propiedades del hormigón dependerán de las de sus componentes básicos, de la
proporción de ellos y de las características físico-químicas de la interfase. El entorno de
la interfase entre el árido y la pasta de cemento es un campo destacado de estudio, por
ser ésta la zona clave de comportamiento resistente del hormigón. Es en esta zona de
transición donde las teorías actuales (teoría eslabón débil de Weibull) dicen que la
fisuración del hormigón comienza a formarse. Por lo tanto, la mejora de la resistencia
del hormigón pasará por la intervención en esa zona.
La complejidad del proyecto constructivo viene dado por el variado número y tipología
de los agentes que intervienen. Desde el diseño, hasta la ejecución, pasando por la
selección de los materiales, se necesitan unos sólidos conocimientos del material y su
utilización. En cuanto al estado fresco del hormigón, uno de los aspectos más
importantes es su aptitud para la colocación en obra. A este respecto, los avances
actuales en España [Ache, 2008] se dirigen al carácter autocompactante.
Otro tipo de hormigón importante, a la hora de realizar una adecuada selección de
soluciones para las estructuras, es el hormigón proyectado. Este tipo de hormigón es
ampliamente utilizado, tanto en el sostenimiento, como en el revestimiento de túneles y
obras subterráneas. Su utilización generalizada en este campo ha motivado un desarrollo
16
Antecedentes
tecnológico importante tanto en los materiales, componentes del hormigón (cemento,
áridos y aditivos), como en su maquinaria, aplicación y control de calidad.
Por otro lado, un tipo interesante, también, de hormigón, es el hormigón con fibras.
Históricamente, las fibras han sido utilizadas para mejorar y reforzar diferentes tipos de
materiales de construcción. Estas fibras, anteriormente, eran de origen vegetal. En
tiempos modernos, las fibras de vidrio, acero [Laranjeira, 2009] y poliméricas, han
ganado popularidad para remediar y mejorar problemas en el hormigón [EHE, 2008].
Para el caso de hormigones de baja densidad es posible el uso de arcilla expandida
(AE). La arcilla expandida es un material que se microniza hasta polvo, con lo que se
forman pequeñas esferas, que se someten a procesos de expansión a 1200ºC, para
producir gránulos esféricos de baja densidad y alta resistencia superficial. Utilizando la
AE como árido, se han conseguido hormigones de hasta 600MPa, con densidades
inferiores a 1.900 kg/m3, denominados hormigones ligeros.
Desde los años 80 se vislumbra en España la conjunción en un hormigón de una fase
orgánica (resina polimérica) y otra inorgánica (áridos) para dar origen al hormigón
polimérico. Se puede considerar un hormigón con polímero como un sistema trifásico,
constituido por una fase dispersa formada por el árido, una fase continua formada por el
cemento y/o el polímero, y una cierta porosidad impuesta por el proceso de fabricación
[San-José et al, 2009].
Durante la última década el avance de la química ha permitido comprender fenómenos
de hidratación y endurecimiento del cemento, y por ende del hormigón, desde una
escala atómica. Asimismo, la nanotecnología aplicada al hormigón tiene como objetivo
influir en la escala atómica para obtener nuevas prestaciones del material [Manzano,
2009].
En la coyuntura actual, dos son las tendencias que se están observando en las empresas
del sector: reducir al máximo los costes para hacer frente a la caída de la demanda o
17
Capítulo 2
arriesgar en nuevas estrategias que produzcan un mayor fortalecimiento en el resurgir de
la actividad. Algunas de las oportunidades del sector (edificación o infraestructura civil)
pasan por desarrollar sistemas más seguros, sostenibles y de bajo consumo energético.
La investigación en nuevos sistemas de conocimiento para el desarrollo de hormigones
que conduzcan a una “construcción más sostenible”, constituye una de las prioridades
presentes y futuras.
2.3. HACIA
LA
SOSTENIBILIDAD:
UNA
NUEVA
CONSTRUCCIÓN
A finales de la década de los 80 del siglo XX surge el concepto de sostenibilidad a partir
del informe Brundtland [Brundtland, 1989]. Esta definición inicial, ha evolucionado
bajo los diversos puntos de vista de los agentes institucionales, sociales y económicos.
El sector empresarial por su parte, define la sostenibilidad como un sistema de
producción y consumo capaz de garantizar una mayor equidad, calidad de vida y
equilibrio ecológico a generaciones futuras [Philips, 2001].
Para un sector como el de la construcción, el concepto sostenibilidad obliga a alcanzar
soluciones técnicas viables en diferentes ámbitos durante los diferentes estadios en el
ciclo de la vida de la estructura: diseño, ejecución, mantenimiento durante su vida útil y
demolición [Peris Mora, 2007]. Dichos ámbitos abarcan aspectos medioambientales,
normativos, sociales y económicos. Además, tal y como afirman algunos autores [SanJosé et al, 2010], se requiere de un enfoque sistémico que aglutine dichos ámbitos
[Reyes, 2008], objetivando aspectos, muchas de las veces, subjetivos y cuantificando,
con rigor y transparencia, el “valor de los sostenible”, como ya se presenta en la propia
EHE (Anejo 13), y más al detalle en otras publicaciones [San-José et al, 2008].
18
Antecedentes
La evaluación de la sostenibilidad en la construcción es algo imprescindible dentro de la
sostenibilidad global, derivado de la importante interactuación que lo construido ejerce
sobre su entorno. Se ha de ser consciente, además, de que la diversidad tipológica
existente en la construcción (puentes, viviendas, presas, oficinas, planta industrial, etc.),
hace que, desde el punto de vista de la evaluación de la sostenibilidad, aparezca una
mayor complejidad.
Por todo ello, parece adecuado pensar en la necesidad de la existencia de modelos
diferentes de evaluación [Mives, 2006], según la tipología estructural: residencial,
servicios, infraestructuras, etc.
El hecho constructivo conlleva determinados impactos ambientales, tales como un
consumo profuso de recursos naturales y un consumo intensivo de energía,
especialmente, durante las fases de ejecución y explotación de activos.
Entre los principales impactos medioambientales asociados al proceso de fabricación
del hormigón, cabe destacar los siguientes:
•
La explotación de canteras, a partir de las cuales se extraen las materias primas
para la fabricación del clínker y los áridos necesarios para la posterior
fabricación del hormigón. Esto constituye un importante consumo de recursos y
espacios naturales.
•
La deposición en vertedero de gran cantidad de residuos originados durante la
construcción y el derribo de los edificios. El reciclaje y el aprovechamiento de
los residuos de construcción y demolición constituye una solución que orientado
a reducir el impacto ambiental, asociado al vertido.
•
Las actividades de manipulación, almacenamiento y procesado de materiales en
forma pulverulenta conllevan emisión de partículas e importantes volúmenes de
emisiones de gases de efecto invernadero. Por cada tonelada de clínker de
cemento Pórtland producido, se libera alrededor de una tonelada de dióxido de
carbono (CO2) – principal contribuyente a dichas emisiones responsables del
calentamiento global del planeta.
19
Capítulo 2
•
En lo relativo al cemento, a pesar de que la actividad de fabricación de cemento
se compagina con la protección del entorno, optimizando el comportamiento de
las instalaciones de fabricación e invirtiendo en medios de reducción de diversos
impactos ambientales [Mora Peris, 2007], el proceso de fabricación de cemento
consume alrededor de 4GJ de energía por tonelada de clínker producido
[Malhotra, 2002].
El desarrollo del hormigón en la industria de la construcción se ha de hacer compatible,
en el siglo XXI, con nuevas y crecientes exigencias sociales, como son la conservación
de los recursos naturales (disminución de su consumo) y el incremento de la durabilidad
de los productos obtenidos, es decir, con el desarrollo sostenible.
Consciente de los impactos anteriores, los fabricantes de hormigón llevan varios años
trabajando en la dirección del desarrollo sostenible, armonizando la respuesta a la
demanda de producto con el respeto a las necesidades humanas y medioambientales. En
décadas recientes, se han lanzado una serie de iniciativas pioneras, focalizadas hacia la
edificación residencial y de oficinas, contemplando la totalidad del ciclo de vida, desde
la extracción de materias primas hasta la demolición y/o reutilización [Tzikopoulos et
al, 2005]. Se trata de construir, sobre la base de unos principios dirigidos a reducir las
emisiones de CO2 y reemplazar parcialmente recursos naturales incorporando residuos o
subproductos industriales en su fabricación, ofreciendo a su vez una solución ecológica
y segura a la gestión de determinados flujos residuales. Dichos principios son los que se
enumeran a continuación:
1. Conservación y reutilización de recursos.
2. Utilización de recursos reciclables y renovables en la construcción.
3. Consideraciones respecto a la gestión del ciclo de vida de las materias primas
utilizadas, con la correspondiente prevención de residuos y de emisiones.
4. Reducción en la utilización de la energía.
5. Incremento de la calidad en los materiales, edificaciones y ambiente urbanizado.
6. Protección del Medio Ambiente.
7. Creación de un ambiente saludable y no tóxico en los edificios.
20
Antecedentes
La generación de residuos es cada vez mayor en los países desarrollados y con
economías emergentes. Sin embargo, existe un amplio abanico de posibilidades para el
aprovechamiento de los recursos minerales embebidos en los residuos, merced al
incesante avance científico-tecnológico, desarrollado en los últimos años.
El Artículo 1.1 de la Ley española de Residuos [Ley 10/98, 1998], adopta el principio
de jerarquía de 5 niveles: prevención, reutilización, reciclaje, valorización energética y
eliminación (vertedero, incineración sin recuperación energética o con baja
recuperación energética). Sobre la base de tales criterios, la industria del hormigón
aprovecha los recursos materiales o energéticos presentes en los residuos, actuando de
las siguientes maneras:
•
Valorización energética de determinados tipos de residuos orgánicos
utilizándolos como combustibles alternativos en la fabricación del cemento.
Cabe destacar los neumáticos fuera de uso, harinas animales, residuos de madera
y plástico, residuos peligrosos líquidos, etc.
•
Valorización material de residuos como materias primas para la fabricación de
adiciones y áridos: áridos reciclados, áridos siderúrgicos u otros materiales
granulares de origen artificial.
El aprovechamiento de residuos valorizados o subproductos industriales como
materiales alternativos a las materias primas de origen natural para fines constructivos
es una de las vías para integrar el aprovechamiento sostenible en la industria de la
construcción [Metha et al, 2001].
El uso de materiales alternativos depende en gran medida de las diferencias que existan,
a nivel local, entre la disponibilidad de éstos y de materias primas de origen natural, así
como de la existencia de políticas comunes dirigidas a desincentivar el vertido de
residuos y productos industriales a favor de opciones de valorización de los mismos.
21
Capítulo 2
Las consideraciones medioambientales, relativas al aprovechamiento de residuos y
subproductos, van dirigidas, fundamentalmente, a limitar la movilidad de potenciales
contaminantes presentes en aquéllos, al objeto de no condicionar la calidad de suelos,
aguas superficiales y de prevenir riesgos a ecosistemas y salud humana.
Todos los esfuerzos hacia la sustitución parcial o total de materias primas (áridos,
adiciones del cemento, calizas, óxidos de hierro, alúmina, etc.) por subproductos
industriales, tiene amplias posibilidades de negocio, siempre y cuando se demuestre la
viabilidad técnico-ambiental. En España, existen residuos o subproductos que por su
origen, generación y características resultan potencialmente atractivas para su
utilización en construcción. Atendiendo a los criterios descritos anteriormente, cabe
destacar:
1. Las escorias negras de acería de horno eléctrico. [Amaral, 1999; Maslehuddin et
al, 2003; Manso et al, 2006; Pellegrino, 2009].
2. Los residuos de construcción y demolición [Vázquez Ramonich et al, 1997;
Vegas et al, 2008].
3. Las escorias blancas de acería de horno eléctrico. [Losañez, 2005; Rodríguez,
2008].
4. Productos resultantes de la activación térmica de lodos de papelera [Vegas,
2009].
5. Las escorias de incineración de los residuos sólidos urbanos (RSU), las escorias
Waeltz, etc. [Vegas et al, 2008].
6. Las cenizas volantes procedentes de la depuración de humos de procesos
térmicos [Malhotra et al, 2002].
Entre ellos, tan sólo las cenizas volantes encuentran una salida sostenida en la
fabricación de cemento, CEM II, como consecuencia de las ventajas económicas,
medioambientales y de prestaciones que su uso reporta al sector cementero. El resto de
materiales citados anteriormente, aún se enfrenta a recelos por parte de los potenciales
aplicadores, si bien el número de plantas de valorización o tratamiento de residuos ha
crecido exponencialmente durante los últimos diez años.
22
Antecedentes
Diferentes grupos nacionales e internacionales de investigación, están trabajando con
resultados y previsiones muy prometedoras. La presente Tesis Doctoral se centrará en el
estudio de áridos procedentes de escorias negras de acerías de horno eléctrico de arco
para su uso en hormigón estructural. Las escorias negras conforman un subproducto
inerte, que puede convertirse en un “apreciado” sustituto parcial de los áridos naturales
en el hormigón y, ya como estudio muy consolidado, en las carreteras tanto en capas de
rodadura, como bases y subbases.
En relación con su aplicación al hormigón, la escoria negra no puede plantearse
únicamente como un tipo de árido que deba cumplir con todos los requisitos de los
áridos naturales [Frías et al 2010], hasta ahora empleados en el hormigón. La presente
Tesis Doctoral y sus conclusiones, deben contemplarse también en referencia a su
influencia sobre las propiedades y durabilidad del hormigón, así fabricado. En este
orden de cosas, resulta como relevante profundizar sobre la influencia del árido
siderúrgico en la demanda de agua de amasado, docilidad, consistencia de la masa y, en
definitiva, capacidad de preparación y puesta en obra de la masa.
El recorrido hacia un escenario ideal de consumo sostenido y sostenible de materiales
alternativos en aplicaciones constructivas pasa, inexorablemente, por garantizar un
marco económico o legal que incentive su utilización, el cumplimiento de las
especificaciones técnicas asociadas al tipo de uso, así como avalar que el uso de estos
materiales no produce impactos nocivos para la salud o el medioambiente. Asimismo,
debe ir acompañado del esfuerzo, a modo de ejemplo, por parte de las
Administraciones, como grandes promotores de obra pública y de edificación, para
asumir parte del consumo, una mejora en la clasificación en origen de determinados
residuos, un encarecimiento de las tasas de vertido, un marco genérico que establezca
un mínimo de criterios de protección ambiental, así como nuevas investigaciones y
desarrollos que diversifiquen el mercado.
23
Capítulo 2
2.4. ESCORIAS NEGRAS: APLICACIONES CONSTRUCTIVAS
En el presente capítulo se recoge un breve repaso del origen y características de las
escorias siderúrgicas, así como sus posibles aplicaciones.
2.4.1 Escorias siderúrgicas
En general, se denomina escoria siderúrgica al producto del enfriamiento y
solidificación del material que sobrenada y flota sobre los caldos líquidos de las
aleaciones férreas en cualquier estado intermedio o final de la fabricación siderúrgica.
En las Figuras 2.2 a 2.9 se recogen imágenes del vertido y enfriamiento de la escoria
negra. Existen varios tipos de escorias siderúrgicas y cada tipo constituye siempre un
material complejo o compuesto de varios materiales más sencillos, que se encuentra
también en estado mayoritariamente líquido a las temperaturas del caldo férreo y cuya
densidad es apreciablemente menor que la del caldo, por lo que la flotación está
asegurada.
Figura 2.2. Cono en el que se recoge la
escoria negra líquida
24
Figura 2.3. Recogida de la escoria negra
líquida en el cono
Antecedentes
Figura 2.4. Piscina para escoria líquida
con paredes de la propia escoria
Figura 2.5. Vertido de la escoria negra
líquida recogida en el cono
Figura 2.6. Detalle del vertido de la
escoria en la piscina
Figura 2.7. Escoria negra vertida en la
piscina
Figura 2.8. Bloques de escoria negra
formados por su enfriamiento en el fondo
del cono
Figura 2.9. Detalle del proceso de
enfriamiento de la escoria negra
25
Capítulo 2
El papel que desempeña la escoria es triple e incluye los siguientes aspectos:
- Proteger el caldo del contacto con la atmósfera evitando la entrada de gases.
- Aislar térmicamente, disminuyendo la perdida de calor y un gradiente de temperatura
alto en el metal líquido.
- Producir una serie de reacciones químicas de afino o purificación del metal.
El proceso de fabricación de hierros, aceros y fundiciones no es único, sino que puede
haber procesos industriales diferentes para hacer una misma cosa y, desde luego, el
proceso varía si lo que se fabrica es sustancialmente distinto: hierro dulce, acero al
carbono para conformado en frío, acero de baja aleación, acero de alta aleación o
fundición férrea para moldeo u otros.
Cada proceso de fabricación siderúrgico produce un tipo de escoria que, si bien no es
sustancialmente diferente de las demás, sí que posee unas características propias que las
diferencian de las otras, tales que pueden inducir un aprovechamiento como
subproducto totalmente diferente de las demás. Por ello, consideraremos seis grandes
grupos de escorias como las más importantes, aunque no las únicas, de la fabricación
siderúrgica:
- Escoria de horno alto (BF slag en la terminología anglosajona)
- Escoria de convertidor al oxígeno (BOF slag)
- Escoria de horno eléctrico de arco (EAF slag)
- Escoria de horno cuchara (LF slag)
- Escoria de convertidor AOD, VOD
- Escoria de cubilote
El estudio de la presente Tesis Doctoral está centrado en la escoria negra procedente de
la fabricación de acero mediante horno eléctrico de arco (EAF), así como en la
aplicación de productos granulares derivados en hormigón estructural.
26
Antecedentes
2.4.2 Escoria de Horno Eléctrico de Arco, EAF
La ruta de fabricación de acero mediante el horno eléctrico de arco (EAF) parte de una
carga que se coloca precalentada en la solera del horno. Dicha carga se compone de
chatarra (componente mayoritario 50-90%), de prerreducidos de hierro y de materiales
formadores de escoria (cal, sílice, magnesia, alúmina) en una proporción adecuada para
formar la escoria y proteger el revestimiento refractario.
La fabricación de acero basada en la fusión de chatarra y en ocasiones de prerreducidos
de hierro, en horno eléctrico de arco, ha experimentado un crecimiento muy importante
en las últimas décadas. Así, la producción de acero en España en 2008, mediante este
procedimiento ya alcanzó cerca de 9 millones de toneladas al año, lo que representó
alrededor del 65% de la producción total. En el caso de la Unión Europea la producción
anual de acero de EAF alcanzó 51 millones de toneladas.
Las principales ventajas de la fabricación de acero en EAF son las siguientes:
− Fabricación de cualquier tipo de acero, con los únicos límites de la calidad de la
materia prima.
− Se pueden emplear todo tipo de cargas: chatarra, hierro de reducción directa,
lingote de hierro, arrabio, etc.
− Baja inversión comparada con la ruta integral.
− El proceso de fusión se puede programar y automatizar.
− Alta eficacia del proceso.
Los componentes esenciales del horno eléctrico de arco son:
− La cuba del horno, con el dispositivo de colada y el sistema de cierre del mismo.
La cuba es generalmente cilíndrica y está cubierta de refractario. El diámetro
define el peso de colada. En general, los hornos actuales tienen un tamaño de 58m con una capacidad entre 60 y 150Tn.
− El sistema de vuelco que permite la salida del caldo a la cuchara.
27
Capítulo 2
− Las paredes, en las que actualmente casi todos los EAF tienen paneles
refrigerados por agua, fabricados de chapa o tubulares de acero.
− La bóveda, refrigerada por agua, dotada de un sistema giratorio que permite
efectuar la apertura total de la parte superior del horno.
− Los electrodos de grafito, que atraviesan la bóveda y establecen el arco eléctrico
a partir del paso de la corriente eléctrica.
− Los brazos portaelectrodos.
− Un sistema de regulación electrónica y de accionamiento hidráulico que mueve
los electrodos a gran velocidad para regular el arco eléctrico, manteniendo
constante la corriente en el arco.
− Un sistema de cables flexibles, refrigerados por agua que transporta la corriente
eléctrica a los brazos. Se conectan al transformados a través del embarrado de
cobre.
− El transformador eléctrico que transforma la corriente eléctrica de alta tensión,
30000V, a los voltajes que se necesitan en el arco eléctrico, entre 250 y 1200.
− La instalación se completa con un conjunto de sistemas de aparellaje, control
eléctrico y una captación de humos.
Hoy en día, el horno EAF tiene como principal función la fusión de la carga, para lo que
está especialmente dotado. El proceso del horno eléctrico de arco tiene el siguiente
modelo y secuencia de operaciones:
− Carga de chatarra
− Fusión
− Oxidación y defosforación
− Calentamiento
− Colada
La chatarra se transporta en cestas hasta el horno. Además de la chatarra o el hierro
prerreducido, las cestas incluyen los fundentes y agentes carbonosos (cal y carbón). Una
vez llenado el horno con la primera cesta, comienza el proceso de fusión. El volumen de
chatarra necesaria para completar una colada es muy superior al volumen de la cuba del
28
Antecedentes
horno por lo que se añaden sucesivas cestas. En la Figura 2.10 se muestra el proceso de
carga de la chatarra en la cesta y en la Figura 2.11 se ilustra la cesta cargada de chatarra
instantes previos a proceder a la alimentación del horno.
Figura 2.10. Carga de chatarra en la cesta
Figura 2.11. Alimentación del horno con la
chatarra cargada en la cesta
El proceso de fusión de la chatarra se completa con la fase de oxidación y
defosforación, mediante el soplado del caldo por medio de la lanza de oxígeno, que
permite la eliminación del fósforo y otros metales del caldo por oxidación de los
mismos y su posterior conducción hacia la escoria. Además del fósforo, objetivo
principal del soplado, se eliminan también, en forma de óxidos, el silicio, el manganeso,
el cromo e inevitablemente, una pequeña cantidad de hierro.
Cuando la chatarra se ha fundido en su totalidad, se inyecta de manera combinada
oxígeno y coque, reduciendo el óxido de hierro de la siguiente manera:
FeO +C → CO ↑ atmósfera +Fe ↓ al baño
El CO produce el hervido del baño líquido en el fondo del horno y la espumación de la
escoria, consiguiéndose una alta eficacia del arco eléctrico y la recuperación de parte del
hierro oxidado de la escoria. Combinando varias de las técnicas del convertidor, algunos
hornos han iniciado la adaptación del proceso de poscombustión de este CO,
quemándolo en el interior del horno hasta convertirlo en CO2, con las ventajas de
29
Capítulo 2
disminución de la temperatura y el volumen de los gases de salida del horno y mejora
de la eficiencia energética.
La generación de escoria negra objeto de esta Tesis Doctoral, tiene lugar en los procesos
de fusión y desfosforación del horno eléctrico de arco. La escoria producida se
almacena en acopios a la intemperie como ilustra la Figura 2.12.
Figura 2.12. Acopio de escoria negra
2.4.2.1 Composición mineral
En la composición mineral de las escorias EAF predominan los óxidos y los silicatos,
tales como silicato bicálcico, silicato tricálcico, cal libre, wüstita, espinela, ferrita
dicálcica, fase magnética (Fe3O4 y Fe2O3) [Smolzyk, 1980; Luxán,1995].
Tabla 2.2. Constituyentes cristalinos detectados por DRX en escorias EAF.
Óxidos de hierro
Compuestos de de calcio y
magnesio
Silicatos
FeO
Wüstita
2CaO.Si02
Larnita
(Ca(OH)2
Portlandita
Fe203
Hematies
CaMg(Si04)2
Merwinita
CaCO3
Calcita
Fe304
Magnetita
Ca2AI3SiO7
Gelenita
Eventualmente:
CaO
Cal libre
MgSiO3
Clinoenstatita
MgO
Periclasa
(Ca,Fe,Mg)2SiO4
Bredigita
30
Antecedentes
El silicato bicálcico posee una destacada presencia en la escoria (30-60%), por su
formación a altas temperaturas y por la descomposición parcial del silicato tricálcico
durante el enfriamiento, para producir silicato bicálcico y cal libre. Esta cal libre así
producida está distribuida uniformemente en la matriz compacta de la escoria cristalina
y no debe producir problemas de expansividad [Bakker,1988]. Los problemas pueden
provenir de la cal no completamente disuelta en la matriz, en partículas groseras ó
expuestas a la porosidad accesible.
La presencia mayoritaria de óxidos de hierro, confieren a la escoria de horno eléctrico
EAF su característico color negro. Entre ellos, la fase magnética presente proviene del
enfriamiento del Fe3O4 producido en estado líquido a 1600ºC, que se asocia con el
Fe2O3 al descender la temperatura formando una fase sólida única con ambos
compuestos químicos.
2.4.2.2 Composición química
Las escorias
negras están compuestas principalmente por hierro, calcio, silicio y
aluminio. La composición típica de escorias negras procedentes de la producción de
acero en horno de arco eléctrico se recogen en la Tabla 2.3 [Vázquez, et al. 2001].
Tabla 2.3. Composición química expresada en óxidos de las escorias EAF
Fe2O3
CaO
SiO2
Al2O3
MgO
MnO
Cr2O3
32-46%
25-33%
10-16%
5-10%
3,3-6,4%
2-6,5%
1-2,5%
La escoria negra EAF revela un índice de basicidad cal/sílice de orden de 2,5 a 3
unidades, y en ella la presencia de cal libre es generalmente pequeña. La magnesia libre,
se puede presentar en proporciones comprendidas entre 0% y 5%. La magnesia total se
reparte del siguiente modo: una parte de ella está fijada o combinada en otros
componentes, sean férricos o sean silicatos y aluminatos; el resto queda como magnesia
libre amorfa (no hidratable) o cristalina (periclasa hidratable). La presencia de periclasa
induce expansión potencial lenta o diferida en el tiempo, hasta transformarse en brucita,
provocando variación dimensional en la escoria negra. Sin embargo, esta magnesia libre
31
Capítulo 2
es capaz de fijar metales pesados o con peligro medioambiental en forma de espinelas
en combinación con la alúmina [Frías et al, 2002], de modo que su existencia en
concentraciones reducidas posee ventajas apreciables.
El contenido en hierro de la escoria negra EAF está en torno a 20-30%. Se encuentra en
todos sus estados de oxidación posibles, en forma de wüstita (Fe+2), hematites (Fe+3) y
magnetita (Fe+2 y Fe+3). Su presencia confiere a esta escoria una parte muy importante
de sus propiedades específicas, como son la alta densidad, la resistencia al desgaste y la
resistencia a la abrasión. En general, se considera despreciable el contenido de hierro
metálico, debido a la separación magnética asociado al proceso de valorización y
reciclaje de estas escorias. Con todo, siempre aparece alguna partícula de este tipo en la
masa de la escoria negra a temperatura ambiente y el análisis químico detecta con
claridad la presencia y proporción de hierro metálico en ella.
La Tabla 2.4 recoge rangos típicos de contenidos en metales pesados de las escorias de
fabricación de acero. Su presencia es baja, en general, salvo en el caso del cromo que,
aportado por la chatarra, sufre una severa oxidación en la operación de soplado del
caldo. En la escoria negra EAF su contenido puede llegar a un 2,2% si la chatarra es alta
en cromo, aunque en la fabricación de acero al carbono su presencia en la escoria es
notablemente menor, del orden de 0,1%.
Tabla 2.4. Metales pesados en escorias EAF
32
Elementos
Cantidad (mg/kg)
As
3
Cd
<1
Cu
<100
Hg
<0,5
Ni
<200
Pb
<30
Zn
<30
Antecedentes
2.4.2.3 Propiedades mecánicas
Las escorias de acería eléctrica evidencian propiedades físico-mecánicas muy atractivas
para su uso en ingeniería civil y otras aplicaciones constructivas.
En la Tabla 2.5 se observan elevadas propiedades mecánicas de la escoria negra EAF,
comparadas con rocas de altas prestaciones tales como, granito y basalto, de uso común
en construcción y en ingeniería civil.
Tabla 2.5. Propiedades mecánicas de las escorias EAF
Propiedad
Escoria EAF
Basalto
Granito
Resistencia a Compresión (MPa)
>130
>250
>160
Desgaste de los Ángeles (%)
12-20
9-20
12-27
Coeficiente de Pulido Acelerado
54-57
45-56
45-58
Coeficiente de Absorción (%)
1-6
<0,5
0,3-1,2
Coeficiente de Heladicidad (%)
<0,3
<0,8
0,8-2
Incremento por Volumen (%V)
1-5
--
--
Densidad Aparente (g/cm3)
3,5
2,95
2,7
Densidad Total (g/cm3)
1,8
2,95
2,7
2.4.2.4 Estabilidad volumétrica
En general, existe un primer problema de estabilidad volumétrica durante el
enfriamiento de la escoria siderúrgica debido al cambio alotrópico que tiene lugar en el
silicato bicálcico. A temperaturas entre 500ºC y 400ºC, la forma cristalina en equilibrio
beta β desaparece y se transforma en forma gamma γ con un incremento de volumen del
10 a 12% en dicha transformación de fase. Esto provoca la fractura de las escorias
siderúrgicas durante el enfriamiento, de modo que no se constituye en una roca maciza
sino cuarteada, lo cual favorece su manipulación y molienda o machaqueo.
33
Capítulo 2
En un segundo estadio, la inestabilidad volumétrica de las escorias de acería en general,
depende, fundamentalmente, de dos factores:
a) Hidratación de la cal libre
b) Hidratación de la magnesia libre
a) Hidratación de la cal libre
Para producir aceros de alta calidad se precisan, por razones metalúrgicas, elevadas
adiciones de cal. Como consecuencia de este hecho, las escorias de acería que se forman
tienen contenidos altos de CaO.
La cal, en las escorias enfriadas, está ligada principalmente en forma de silicatos, tri- y
bicálcicos (C3S, C2S), también como ferritos y aluminatos y como cal libre o residual,
no disuelta en el desarrollo del proceso de producción de acero [Piret et al, 1982]. Dicha
cal libre puede, en presencia de humedad, hidratarse y producir, debido a la mayor
exigencia de volumen de la fase hidratada, un deterioro de la estructura de la escoria de
acería. Además del contenido de cal libre, la porosidad, y consiguientemente la
accesibilidad para la humedad, es un criterio esencial respecto a la resistencia al
hinchamiento. Los resultados experimentales obtenidos en investigaciones previas
[Losañez, 2005] revelan que las escorias de acería con un contenido de poros del 2 % en
volumen pueden contener hasta un 8 % de CaO libre, mientras que un 6 % en volumen
de poros lleva asociado un 4 % de CaO libre sin causar un aumento del volumen. Esto
pone de manifiesto la importancia de la porosidad y consiguientemente la accesibilidad
de la humedad hacia la cal libre para que ocurran las reacciones de hidratación que
producen un aumento de volumen.
Las reacciones que tienen lugar durante el proceso de hidratación de la cal libre se
desarrollan de acuerdo a la secuencia siguiente:
1) Hidratación de la cal
CaO (56 g) + H2O (18 g) → Ca (OH)2 (74 g) + Calor
donde la hidratación de 1 cm3 de CaO produce 1,926 cm3 de Ca (OH)2.
34
Antecedentes
2) Carbonatación posterior:
CaO (56 g) + H2O + CO2 → CaCO3 (100 g)
donde la hidratación y carbonatación de 1 cm3 de CaO produce 2,14 cm3 de CaCO3.
b)Hidratación de la magnesia libre
Adicionalmente, la presencia de MgO libre, puede influir negativamente en la
estabilidad o resistencia al hinchamiento de una escoria la presencia de MgO libre. En
las escorias, la magnesia libre puede encontrarse de tres formas distintas:
•
Óxido de magnesio (MgOlibre) no combinado cristralizado en forma de periclasa.
•
Óxido de magnesio (MgOlibre) no combinado presente en la fase vítrea de la escoria.
•
Wüstita de magnesio y hierro (Fe2Mg)O, con más de 70% en peso óxido de
magnesio (MgO) en su composición mineralógica.
La fase más reactiva frente a la hidratación es la periclasa, presentando menor
reactividad la wüstita de magnesio, con mas del 70 % en peso de MgO, y casi nula la
magnesia contenida dentro de la fracción vítrea [Frías et al, 2002]. La hidratación de la
periclasa para producir hidróxido de magnesio en forma de brucita atiende a la siguiente
reacción:
MgO (40 g) + H2O (18 g) → Mg (OH)2 (58 g) + Calor
donde la hidratación de 1 cm3 de MgO produce 2,16 cm3 de Mg (OH)2.
De acuerdo con estudios realizados por el Dr. Manso sobre la escoria negra EAF
[Manso, 2001], la magnesia libre en forma cristalina de periclasa constituye una parte
muy significativa de la expansividad potencial de la escoria. No obstante, la presencia
de magnesia libre sólo afecta a la estabilidad de las escorias si su contenido supera el
4% en peso.
Existen otros factores de influencia sobre la resistencia al hinchamiento, como son la
porosidad de la escoria, el tamaño de grano de la cal libre y el tamaño granulométrico
de la escoria. Así, es preciso someter las escorias negras EAF a diversos tratamientos
35
Capítulo 2
previos para asegurar su estabilidad propiciando, con anterioridad a su utilización, los
fenómenos de expansividad mediante una exposición inducida a la intemperie que
asegure posteriormente su comportamiento inerte [González, 1999].
Los primeros estudios sobre los fenómenos de hinchamiento e inestabilidad volumétrica
de las escorias fueron realizados en 1988 por Piret [Piret et al, 1988]. En este trabajo se
analizó la expansión de las escorias, estableciendo la necesidad de realizar ensayos
acelerados de estabilidad dimensional para conocer los fenómenos de expansión de las
escorias negras. Fijaron, también, el envejecimiento a la intemperie como una variable a
considerar en el comportamiento final del producto. El volteo de las escorias en los
depósitos y acopios se revela como un remedio eficaz para su estabilización, ya que se
propician los fenómenos de expansión mediante la hidratación de la cal y magnesia
libres, antes de ser utilizadas en la fabricación de otros materiales. La simple
disposición de las escorias en vertedero sin volteos añadidos sólo se estima útil en los
primeros 20cm de profundidad, por lo que la práctica de moverlas periódicamente es
muy adecuada para conseguir un producto homogéneo y adecuado para usos
posteriores.
En otros estudios [Manso, 2001; Best, 1987], también se infiere la necesidad del volteo
periódico de los acopios de escoria negra EAF machacada, al objeto de homogeneizar
las condiciones ambientales sobre toda la masa. No sólo es precisa la acción de la
humedad sobre la escoria, sino que también resulta decisiva en su proceso de
estabilización la influencia de la variación térmica del día a la noche, la insolación
(ciclos humedad – sequedad) y la carga actuante debida al peso de la parte alta de los
montones sobre la parte baja. El hecho es que al cabo de 90 días de exposición a la
intemperie en época invernal la escoria negra EAF removida periódicamente posee una
expansividad potencial inferior al 0,5%, que resulta ser admisible para todas las
aplicaciones posteriores posibles para dicho material, en especial para la elaboración de
hormigón. Otros autores [Frías et al, 2010] demuestran que la estabilización volumétrica
de la escoria negra se puede garantizar en pérdidas comprendidas entre 72 horas y 45
36
Antecedentes
días de maduración. Actualmente, algunas acerías vascas garantizan expansividades
inferiores al 0,5% tras dos días de enfriamiento, volteo y humectación.
2.4.3 Aplicaciones de la escoria siderúrgica: fabricación de hormigón
Las alternativas de uso que se plantean son dos y están perfectamente diferenciadas en
función de la necesidad o no de realizar algún tipo de procesado previo a su uso, es
decir:
-
Empleo directo sin tratamiento físico-mecánico previo.
-
Transformación en producto granular estable mediante procesos de machaqueo,
separación magnética y cribado. El producto granular resultante atiende al nombre
de árido siderúrgico de escoria negra EAF.
La aplicación directa de las escorias, o indirecta después de un proceso de
transformación previo, es función de sus propiedades y características, además de su
estabilidad volumétrica.
2.4.3.1 Usos tradicionales de la escoria negra
Las escorias negras valorizadas se han empleado, tradicionalmente, en la consolidación
de suelos, preparación de bases y subbases para secciones de carreteras y calzadas en
caminos, para capas de rodadura e incluso en vías férreas [Rubio, 1991; Thomas, 1983],
justificado por su excelente resistencia a la abrasión [Jones, 2001; Piret, 1982].
El uso de áridos siderúrgicos en la ejecución de secciones de carreteras constituye la
salida comercial mayoritaria en Europa. A nivel autonómico/local, la norma para el
Dimensionamiento de Firmes de la Red de carreteras del País Vasco (2006) incluye 3
anejos específicos que regulan el uso de árido siderúrgico en zahorras, mezclas
bituminosas y grava-escoria.
La aplicación de este material como material fino de relleno acompañando a rocas de
mayor tamaño en escolleras ha sido muy puntual, debido a que la falta de uniformidad
37
Capítulo 2
en las características del producto implica un control muy riguroso de su
comportamiento dimensional [Geiseler et al, 1986].
La escoria negra se ha utilizado, asimismo en obras fluviales (con tamaño de partículas
superior a 10mm.) a modo de escollera fina de relleno, cubierta después con escollera
más gruesa [Geiseler et al, 1986]. En dicho empleo, la estabilidad volumétrica ha de ser
rigurosamente garantizada, así como la inocuidad de sus compuestos solubles en agua.
No obstante, éste ha sido un empleo minoritario y coyuntural.
Otras investigaciones [Luxán, 1995], plantearon incertidumbres sobre la compatibilidad
de las escorias y algunos conglomerantes hidráulicos. Los estudios abordaron la
caracterización física, química y mineralógica, así como su comportamiento como
adición y consiguiente reactividad, de dos tipos de escorias negras procedentes de
factorías cercanas a Madrid. A partir de los resultados obtenidos, concluyó que las
escorias negras analizadas resultaban aptas para su uso como áridos en bases y
subbases, mezclas asfálticas y como adición en mezclas con cemento Pórtland para la
fabricación de hormigón.
Como adición inerte al cemento Portland [Sawaddee, 1997] junto con microsílice y
superplastificante se llevó a cabo una Tesis Doctoral, con una aplicabilidad baja, en
principio, en la Unión Europea.
En un marco de mayor exigencia ambiental por parte de las diferentes administraciones,
junto a una correcta evolución en los procesos de valorización y estabilización de las
escorias, las calidades de los productos derivados son tales que permiten desplegar su
comercialización hacia mercados de mayor valor añadido. En este contexto, están
surgiendo iniciativas empresariales que demandan conocimiento sobre la viabilidad del
uso del árido siderúrgico como material granular alternativo en la fabricación de
hormigón.
38
Antecedentes
2.4.3.2 Hormigón con árido siderúrgico EAF
Uno de los primeros estudios sobre hormigones con áridos siderúrgicos se llevó a cabo
en Londres en 1987 [Srinivas et al, 1987]. Este estudio se planteó con el ánimo de
explorar las posibilidades que ofrece utilizar escorias oxidantes procedentes de horno
eléctrico de arco como árido fino para la fabricación de hormigón. Para ello, se
realizaron diversas series de hormigones con distintos porcentajes de sustitución de
cemento y arena por escoria oxidante y reductora. A partir de los resultados obtenidos
se concluyó que la escoria oxidante no presentaba comportamiento expansivo frente a la
escoria reductora, probablemente debido, en estas últimas, a la hidratación de la cal
(CaO) libre. Además, se constató que el hormigón con arena siderúrgica presentaba un
comportamiento mecánico, similar e incluso superior al hormigón convencional. Se
argumentó que la naturaleza física de la escoria podría contribuir al desarrollo de una
mejor zona de transición árido/pasta de cemento, aumentando la resistencia a tracción.
Asimismo, Abdulaziz [Abdulaziz et al, 1996] comparó las propiedades obtenidas en un
hormigón con un 60% de árido de origen siderúrgico (fracción 10-20mm) frente a un
hormigón elaborado con árido natural. La resistencia a compresión, resistencia a flexión
y resistencia a tracción indirecta resultaron similares a un hormigón calizo de referencia,
mientras que, el módulo de elasticidad de los hormigones que incorporaban árido
siderúrgico como fracción gruesa alcanzaron valores un 23% superiores al patrón.
Durante ese mismo año, se realizó un estudio del potencial de utilización de la escoria
de horno eléctrico como árido en hormigón [Bäverman et al, 1997]. En este trabajo se
analizó la resistencia a compresión, la carga de rotura y lixiviación en hormigones,
sustituyendo la arena por la fracción fina de árido siderúrgico de EAF procedente de
Suecia, comparando los resultados con los obtenidos para un hormigón convencional.
Se concluyó que la incorporación de finos no inducía impactos ambientales negativos.
Asimismo, la resistencia a compresión y cargas de rotura de ambos tipos de hormigones
resultaron similares, si bien el hormigón siderúrgico manifestó un comportamiento más
frágil que el hormigón convencional.
39
Capítulo 2
En la Universidad Politécnica de Barcelona, se desarrolló la Tesis de Barra [Barra,
1996], en la que se analizó cuestiones relativas a la durabilidad de estos hormigones.
Años más tarde, en la misma Universidad, Luciana Amaral en su Tesis Doctoral
[Amaral, 1999] realizó un estudio exhaustivo sobre el uso de hormigón de materiales
granulares procedentes de escoria negra tomadas en acerías catalanas, caracterización
exhaustiva bajo el punto de vista físico, químico y mineralógico. Tras caracterizar la
escoria, estudiar su potencial expansivo y profundizar acerca de su reactividad
hidráulica para dar geles CSH a largo plazo, se diseñaron dos tipos de hormigones
siderúrgicos con consistencia plástica (55±2mm). En uno de los hormigones la fracción
gruesa de árido calizo se remplazó por árido siderúrgico de escoria negra, mientras que
en el segundo se sustituyó la arena caliza por arena siderúrgica.
Se estudiaron las propiedades físicas y mecánicas de ambos tipos de hormigones,
constatando que los hormigones fabricados con árido siderúrgico de escoria negra
poseen resistencias a compresión alrededor de un 10% superior a la presentada por los
hormigones calizos, para una misma relación a/c y el mismo asentamiento. A su vez el
hormigón con grava siderúrgica manifestaba mayor resistencia que el hormigón con
arena siderúrgica.
Los hormigones siderúrgicos presentan resistencias a flexotracción a 28 días
ligeramente superiores a las exhibidas por el hormigón calizo, mientras que a 90 días
resultaron ser del mismo orden. En cuanto a los módulos de elasticidad longitudinal, se
constató que los áridos siderúrgicos no introducen cambios significativos en el
comportamiento elástico del hormigón y que el elevado valor de módulo obtenido es
consecuencia de la mayor resistencia del hormigón siderúrgico.
Especial atención merece el estudio de la zona de contacto entre el árido grueso y la
pasta de cemento. Se observó que la zona de transición del árido grueso siderúrgico con
la pasta de cemento resultaba ser menos porosa que la zona de contacto de la grava
caliza con la pasta.
40
Antecedentes
En cuanto a durabilidad, los hormigones elaborados con grava y arena siderúrgica
fueron sometidos a diversos ambientes agresivos, mediante ensayos de carbonatación,
agua de mar, reacción álcali-árido y ataque por sulfatos. Los hormigones fabricados con
áridos siderúrgicos no presentaron comportamiento expansivo ni en el ensayo
reactividad álcali–árido, ni por ataque de sulfatos.
La profundidad de carbonatación se llevó a cabo mediante dos metodologías de ensayo:
una de envejecimiento acelerado y otra de envejecimiento natural. La carbonatación de
los hormigones en el ensayo acelerado indicó que las profundidades de carbonatación se
situaron en el mismo rango para todos los hormigones, excepto para el hormigón con
árido siderúrgico que resultó ligeramente superior debido, probablemente, a su mayor
permeabilidad. Sin embargo, en el caso de la carbonatación natural el hormigón de
arena caliza carbonató más que el hormigón de arena silícea, siendo en este caso la
diferencia entre ellos menor. Esto evidenció un claro contraste en el progreso de la
carbonatación mediante el método natural y el método acelerado. En cuanto a los
efectos de agua de mar se pudo advertir que la penetración de los cloruros resultó ser
mayor en el hormigón de referencia.
En el siglo XXI, cabe destacar las Tesis Doctorales dirigidas por el Dr. González: Tesis
del Dr. Manso [Manso, 2001] y la Dra Milagros Losañez [Losañez, 2005]. Esta última
tuvo como objetivo establecer las leyes del aprovechamiento de las escorias blancas de
horno de cuchara (LSF) y las escorias negras de horno eléctrico de arco (EAF) para
aplicaciones constructivas. Se abordó la fabricación de morteros de albañilería usando la
escoria blanca como adición a los morteros tradicionales. Adicionalmente, se estudió la
preparación de un suelo-cemento para su uso en pavimentación de caminos rurales
empleando la escoria blanca como árido fino, con propiedades conglomerante y la
escoria negra como árido grueso. Finalmente, se investigó la fabricación de hormigones
en masa con la utilización conjunta de escorias negras y escorias blancas estabilizadas.
41
Capítulo 2
En cuanto a la aplicación de hormigón, las principales conclusiones derivadas de las
Tesis, arriba citadas, se resumen a continuación:
-
La escoria negra EAF es un material adecuado como árido para fabricar
hormigones, siempre y cuando se garantice la estabilidad volumétrica.
-
Los hormigones siderúrgicos presentan trabajabilidad seca-plástica en fresco,
buena resistencia mecánica e impermeabilidad en estado endurecido, así como
una alta densidad.
-
La durabilidad del hormigón elaborado con escoria negra EAF es comparable a
la de los hormigones ordinarios.
Otros estudios [Beshr et al, 2003; Maslehuddin et al, 2003], presentan una comparación
entre las propiedades mecánicas y el comportamiento frente a diversos ensayos de
durabilidad de hormigones elaborados con áridos naturales de caliza machacada y
hormigones con sustituciones parciales de árido siderúrgico procedente de escoria negra
de EAF. La resistencia a compresión registró un incremento del 7% en el caso de un
65% de sustitución de áridos calizos por áridos siderúrgicos, mientras que la resistencia
a flexión y tracción indirecta resultaron similares a las obtenidas en el caso del
hormigón patrón con áridos calizos.
El Dr. Manso [Manso et al, 2004; Manso, et al 2006] verificó la eficacia del tratamiento
de estabilización de los áridos sometiéndolos a condiciones de ensayo extremas para
medir su posible expansión. Además realizó estudios de durabilidad de hormigones
elaborados con sustituciones, de la fracción fina y la fracción gruesa, del árido
siderúrgico EAF hasta el 100%, corrigiendo la carencia de finos con adición de elevadas
cantidades de filler calizo. Los hormigones fabricados con áridos siderúrgicos
evidencian propiedades mecánicas similares a las de un hormigón convencional y un
comportamiento aceptable frente a condiciones medioambientales adversas, si bien la
durabilidad de este tipo de hormigones, frente a un ataque por sulfatos, resultó ser
ligeramente inferior a la de un hormigón elaborado con árido natural. Esto último
contradice las conclusiones inferidas en trabajos previos [Amaral, 1999]. Asimismo, se
estableció que la elevada porosidad presente en los áridos siderúrgicos EAF afecta a la
42
Antecedentes
resistencia de estos hormigones frente a ciclos hielo/deshielo. En estos estudios se
concluyó que las principales premisas de un hormigón elaborado con áridos
siderúrgicos de escoria negra para garantizar un correcto nivel de durabilidad son una
elevada resistencia a compresión y una reducida relación agua/cemento.
Por otro lado, Jigar [Jigar, 2006] realizó un estudio comparativo de las propiedades de
hormigones fabricados con sustituciones del 25%, 50%, 75%, y 100% árido de origen
siderúrgico y adición de aireante frente a un hormigón elaborado con árido natural. La
resistencia a compresión, flexión y tracción indirecta obtenida en el caso de los
hormigones con árido siderúrgico resultaron similares a las de un hormigón
convencional. Además, respecto a la durabilidad, los resultados probaron que
sustituciones de porcentajes superiores a un 50% de árido natural por árido siderúrgico
no inducen una merma en la durabilidad del hormigón sometido a condiciones de
heladicidad. No obstante, se observó una rotura prematura de la probeta de hormigón
fabricada con 100% de sustitución de árido siderúrgico sin adición de aireante.
Frente a la tesis del Dr. Manso, Takashi [Takashi et al, 2007] constató que la resistencia
frente a ciclos hielo/deshielo de un hormigón elaborado con áridos siderúrgicos es
mayor que la de otro fabricado con áridos reciclados y a su vez similar a la de un
hormigón convencional de áridos de naturales.
En la Univesidad de Padova, Pellegrino [Pellegrino et al, 2009] fijó como objetivo de su
estudio aumentar los datos disponibles relativos a las propiedades mecánicas y la
durabilidad de los hormigones fabricados a partir de áridos siderúrgicos EAF, así como
aportar claves para la mejora del comportamiento de este tipo de hormigones frente a la
durabilidad no sólo mediante el uso de aditivos (aireantes y superplastificantes), sino
también trabajando sobre la curva granulométrica de los áridos. Los resultados de
resistencia a compresión manifestaron a la edad de 28 días de curado un incremento del
30% en el caso del hormigón con árido siderúrgico de escoria negra frente al árido
natural, así como un incremento del 10% y 8% de resistencia a tracción indirecta y
módulo de elasticidad, respectivamente. La mejora observada en las propiedades
43
Capítulo 2
mecánicas de los hormigones con árido siderúrgico de escoria negra se atribuyó a la
mayor rugosidad de la superficie de este tipo de áridos y por ende a una mayor cohesión
entre ellos y la pasta de cemento. En cuanto al estudio de durabilidad, se llevaron a cabo
tres tipos de ensayos de envejecimiento acelerado, inmersión en agua a 70ºC durante 32
días, 25 ciclos hielo-deshielo y 30 ciclos de humedad-sequedad. Como resultado del
ensayo de inmersión en agua a 70ºC durante 32 días, se observó la pérdida de un 5% de
resistencia a compresión de los hormigones fabricados con áridos siderúrgicos frente a
un incremento del 9% en el caso del hormigón tradicional. Respecto a los resultados
obtenidos tras 25 ciclos hielo-deshielo, la pérdida de resistencia a compresión de los
hormigones fabricados con áridos siderúrgicos fue de un 7% frente a leve incremento en
el caso del hormigón tradicional. Por último, 30 ciclos de humedad-sequedad dieron
lugar a la pérdida de resistencia a compresión en ambos casos, siendo más notable para
los hormigones fabricados con árido siderúrgico, 26%, a pesar de no mostrar signos de
deterioro superficial.
Otra iniciativa liderada por Matsunaga y su equipo de investigación [Matsunaga et al,
2009] fue la fabricación de un hormigón denominado “Ferroform” a partir de escorias
siderúrgicas GGBFS, cenizas volantes y activados alcalino (polvo de cal, cal apagada,)
en lugar de cemento Pórtland. Las propiedades mecánicas obtenidas fueron similares a
los correspondientes a un hormigón convencional. En cuanto al comportamiento de
dicho hormigón relativo a la durabilidad, se constató que el coeficiente de abrasión era
menor en el caso del hormigón “Ferroform”, por lo que se consideró adecuado para su
uso en estructuras portuarias. Asimismo, los resultados de resistencia a fatiga a flexión
resultaron equivalentes a las de un hormigón estructural.
Por su parte, Papayianni [Papayianni et al, 2010] analizó la posibilidad de aprovechar
estos subproductos como áridos para fabricar hormigón. En su estudio constataron un
incremento del 10% en la resistencia a compresión en el caso de sustituir el árido grueso
por árido siderúrgico EAF y hasta un 20% si además del árido grueso se sustituye el
50% del árido fino, así como un incremento del 27% de la energía de fractura, atribuido
al incremento de tenacidad de los de los áridos siderúrgicos EAF y a la mejora de la
44
Antecedentes
zona de interfase entre la pasta de cemento y los áridos, con elevada densidad y
ausencia de fisuras u otras discontinuidades.
Las investigaciones lideradas por la Dra. Etxeberria de la UPC [Etxeberria, 2010]
concluyeron que los hormigones con sustitución de la fracción gruesa por árido
siderúrgico muestran una ganancia en su resistencia a compresión en torno a un 38%
con relación al hormigón elaborado con árido natural. Los valores de resistencia a
tracción indirecta y módulo de elasticidad fueron similares a los correspondientes a un
hormigón convencional.
Recientemente, Polanco y colaboradores [Polanco et al, 2011] analizaron aspectos
relativos a la durabilidad de hormigones con una sustitución del 100% de la fracción
gruesa y el 50% de la fracción fina por áridos siderúrgicos, obteniendo resultados
satisfactorios ante ambientes agresivos de ciclos de humedad/sequedad, ciclos
hielo/deshielo, asi como alta temperatura y humedad relativa.
Debido al carácter casi pionero de todos estos trabajos, sin duda debe profundizarse en
el conocimiento de la tecnología de los hormigones que incorporan áridos siderúrgicos
no sólo a nivel local sino a nivel mundial, especialmente, en los países en que la
producción de acero EAF es dominante.
En la Tabla 2.6 se recoge a modo de resumen las dosificaciones empleadas, así como
los resultados mecánicos obtenidos en varias investigaciones relativas a hormigones
siderúrgicos que han tenido lugar en los últimos años.
De la revisión aquí expuesta correspondiente a un periodo ligeramente superior a una
década, se infieren ciertas contradicciones en el comportamiento del hormigón
siderúrgico expuesto a determinados ambientes agresivos. Asimismo, cabe profundizar
acerca de la influencia de la microestructura del hormigón siderúrgico en las
propiedades mecánicas y durabilidad de aquél en estado endurecido. Por todo lo
anterior, la presente Tesis Doctoral se orientará hacia la generación de mayor grado de
conocimiento que permita dilucidar las lagunas existentes.
45
Capítulo 2
Tabla 2.6. .Dosificación y propiedades mecánicas de hormigones en investigaciones relativas a hormigones siderúrgicos de los últimos años
Componentes y
Parámetros
Dosificaación (kg/m3)
Grava siderúrgica
Gravilla siderúrgica
Arena siderúrgica
Grava caliza
Arena caliza
Arena silícea
Finos calizos
Cemento
a/c
Aditivo flui
air
s
GGBF
Otros
Ca(OH)2
C. volantes
Consistencia (mm)
Resistencia a compresión
28d (MPa)
fcm28,s/fcm28,p
Resistencia a flexión 28d
(MPa)
fct,m,fl28,s/fct,m,fl28,p
Módulo de Elasticidad
(MPa)
Ecm28,s/Ecm28,p
Densidad (kg/cm3)
Notas:
46
Abdulaziz
et al, 1997
Amaral
1999
Manso et al, 2004
Manso et al, 2006
931
652
--715
--350
0,62
------
1250
---856
--448
0,50
------
--1011
1044
--
50
Losanez
2005
Pellegrino
et al, 2009
Matsunaga
et al, 2009
Papayianni
et al 2010
Polanco
et al,
2011
1508
1080
750
--350
0,6
------
540
-540
--360
0,6
------
55
20
-411
0,50
------
950
515
430
----310
0,60
------
345
550
480
---480
310
0,60
------
-1184
592
--592
-396
0,60
------
902
621
581
----317
0,52
2,7
371
37
273
-----(186l agua)
5,6
-----
55
55
0
70
20
150
220
26,1
51,8
48,7
20,6
34,8
46,6
42,3
23,2
77,9
54,1
46,6
1,03
1,06
1,13
0,57
0,96
--
1,30
--
1,21
1,38
--
3,4
7,4
7,1
--
--
--
--
4,0
10,0
3,3
--
1,03
34,3
(28d)
1,23
2775
1,04
41,8
(90d)
1,02
2600
1,06
41,1
(90d)
1,17
2580
--
--
--
--
--
1,20
0,92
--
--
--
--
30,7
24
--
36,2
--
--
--
-2730
1,28
2972
-2400-2600
---
0,99
2730
-2730
fcm28,s/fcm28,p: relación entre la resistencia a compresión del hormigón con árido siderúrgico y un hormigón patrón
fct,m,fl28,s/fct,m,fl28,p: relación entre la resistencia a flexotracción del hormigón con árido siderúrgico y un hormigón patrón
Ecm28,s/Ecm28,p: relación entre el módulo de elasticidad del hormigón con árido siderúrgico y un hormigón patrón
1527
-1005
639
--639
-400
0,35
1,6
Etxeberria
et al, 2010
---Vebe
100
Antecedentes
2.4.4 Patentes relacionadas con el uso de árido siderúrgico en
hormigones
Existen 2 patentes relacionadas con el uso de escorias de acería en hormigones. Dichas
patentes son exclusivamente de ámbito japonés.
A continuación se detalla título, participantes y un breve resumen de las dos patentes
encontradas:
Título: “Premix aggregate for e.g. (for example) concrete, comprises fine aggregate
containing iron, oxide, copper slag and ferronickel slag, and coarse aggregate
containing iron ore, barite, electric furnace oxidized slag or metal dust molten slag”.
Investigadores: Hamada T, Higo Y, Yoshimoto M
Corporación: TAIHEIYO CEMENT CORP (ONOD)
Resumen: Mezcla compuesta por áridos finos procedentes de óxido ferroso, óxido
férrico, hierro metálico, escorias de cobre y escorias de ferroníquel como compuestos
principales y áridos gruesos procedentes de mineral de hierro, barita, escoria oxidada de
arco eléctrico o polvo molido metálico procedente de escoria. El porcentaje en volumen
de fracción fina sobre fracción total de áridos está en torno a 0,7-0,9. Para la elaboración
de la mezcla se han requerido un convertidor de polvo y un separador de piezas
metálicas de la escoria granulada de alto horno. Es especialmente adecuada para su uso
en morteros y hormigones de alta densidad para la construcción de bloques y muros de
protección, pantallas protectoras contra la radiación. Se consiguen eliminar los
problemas de falta de homogeneidad en las mezclas, con un transporte más eficiente y
limpio.
Título: “High density concrete, for wave countermeasure compact, consist of kneaded
material containing highly efficient air entraining water reducing agent, and
aggregates containing copper granulated slag and electric furnace oxidizing slag”.
Investigadores: Gomi S., Minagawa I., Yamazaki N., Masuda Y.
Corporación: RINKAI KENSETSU KK
47
Capítulo 2
Resumen: El hormigón de alta densidad consiste en una mezcla de cemento, fracción
fina y fracción gruesa de áridos reforzada con armadura. Se incorpora un agente aireante
reductor de agua de gran efectividad. Las fracciones fina y gruesa contienen escoria
granulada de cobre y escoria oxidada de arco eléctrico. Su uso se dirigirá hacia la
fabricación de hormigones diseñados como protecciones contra la radiación en reactores
nucleares como barreras de contención, como muros rompeolas para construcciones
marinas, bloques para los espigones de puerto, paneles acústicos, suelos, paredes,
cunetas, acantilados. También para bancadas de maquinaria pesada. Proporciona
excelentes resultados a flexo-tracción.
Las bases de datos consultadas, para la búsqueda de patentes existentes desde el año
2000 relacionadas con el uso de escorias de acería en hormigones, fueron las siguientes:
• ISI Derwent Innovations Index. Registro de patentes existentes a nivel
mundial desde 1963.
• Esp@cenet. Oficina Europea de Patentes con más de 60 millones de
patentes a nivel mundial.
• UPSTO. Oficina de Patentes y Marcas de los Estados Unidos,
proporciona una base de datos constituida únicamente por patentes
americanas registradas desde 1967.
2.5. DURABILIDAD DEL HORMIGÓN
La durabilidad de un hormigón correctamente diseñado se mide por su resistencia a la
acción del viento, ataques químicos y abrasión mientras mantiene sus propiedades de
diseño.
Los factores que más influyen son la presencia de agua y el mecanismo de transporte, a
través de los poros y fisuras, de gases, agua y agentes agresivos disueltos. Los poros se
ubican en la pasta de cemento, que constituye la interfaz entre los distintos granos de
árido [Montoya, 2000].
48
Antecedentes
La red capilar, ubicada en la pasta de cemento, está constituida por poros de gel de
tamaños medios en torno al nanómetro, por poros capilares con radios medios del orden
de micras y macroporos del orden de milímetros. Las dos últimas tipologías influyen, de
manera determinante, en la durabilidad. En tales circunstancias, cuanto más refinada sea
la red de poros, mayor dificultad ofrecerá el material al transporte de potenciales
agentes nocivos [Vegas, 2009].
2.5.1 Hielo/Deshielo
Los fenómenos de hielo-deshielo son una de las principales causas de degradación de
morteros y hormigones ubicados en regiones frías [Cao et al, 2002]. En España, la
mayor incidencia de dichas acciones se ha de situar en localizaciones del tercio norte,
así como en zonas de alta montaña, si bien en estas últimas resulta más infrecuente
emplazar estructuras de hormigón.
Las dos principales teorías relativas a los fenómenos de hielo-deshielo en los
hormigones se basan en las investigaciones llevadas a cabo por Powers [Powers, 19451953; Penttala, 2006]. En primer lugar la teoría de la presión hidráulica, que sigue en
vigor en condiciones de saturación, sugiere que el agua se mueve desde el espacio
capilar donde se formó hielo hacia otras zonas de la matriz. Sin embargo, Powers
dedujo que el agua sigue la dirección contraria, desde los poros de menor tamaño
cercanos hacia los poros donde se formó hielo, debido a la presión osmótica causada por
la concentración de cationes (Ca2+, K+, o Na+) que permanecen en disolución, ya que
éstos no son incorporados a la estructura del hielo. Este incremento en la concentración
de sales provoca el movimiento del agua hacia las formaciones de hielo para tratar de
restablecer el equilibrio de concentraciones. Los materiales porosos poseen un grado de
saturación crítico que, tras sucesivos ciclos hielo-deshielo, da lugar a su deterioro.
2.5.2 Ambiente marino
Las estructuras de hormigón expuestas en ambiente marino han mostrado un
rendimiento excelente durante décadas. El agua de mar en sí misma no resulta un
49
Capítulo 2
ambiente particularmente agresivo para el hormigón armado; sin embargo, el ambiente
marino puede erigirse como muy perjudicial, debido a la combinación de diversos
factores:
− Factores químicos relativos a la presencia de iones cloruro y sulfato disueltos en el
agua de mar o transportados en la humedad del aire.
− Factores geométricos relativos a la fluctuación del nivel del mar (mareas, olas,
tormentas, etc.)
− Factores físicos, como hielo-deshielo, humedad-sequedad, etc.
− Factores mecánicos, como la acción cinética de las olas, la erosión causada por las
partículas de arena en suspensión, los desechos que flotan en el mar, etc.
El desarrollo de todos estos mecanismos de agresión está íntimamente relacionado con
la facilidad con la que los agentes agresivos puedan penetrar en el hormigón. Cuanto
más densa e impermeable sea la matriz del hormigón, como en un hormigón de altas
prestaciones, mayor será la protección frente a un ambiente marino.
Una estructura expuesta al ambiente marino durante años sufre desde la superficie
exterior hacia el interior de la estructura diversas alteraciones, como, formación de
aragonito y bicarbonato debido al ataque por el CO2, formación de brucita y
monocloroaluminato, ataque por sulfatos con formación de yeso, etringita o incluso
thaumasita, y penetración de iones cloruro que dan lugar a la corrosión del armado del
hormigón. En resumen, desde el punto de vista químico, el hormigón sometido a
ambiente marino puede sufrir ataque por sulfatos y ataque por cloruros.
Por su parte, los sulfatos pueden atacar el hormigón reaccionando con los compuestos
hidratados de la pasta de cemento endurecida [Kosmatka et al, 2008]. Es preciso
recordar que los sulfatos se difunden más lentamente que los cloruros como
consecuencia del mayor radio atómico de los primeros. La formación, en primer lugar,
de cloro-aluminatos de calcio hidratado, sal de Friedel (3CaO.Al2O3.CaCl2.10H2O),
dificulta inicialmente ulteriores ataques agresivos por sulfatos. No obstante, los sulfatos
50
Antecedentes
acaban por penetrar en la matriz de hormigón, pudiendo reaccionar con el aluminato
tricálcico residual sin hidratar, con los aluminatos hidratados, incluso con la propia sal
de Friedel, dado que ésta es más soluble y menos estable termodinámicamente que la
etringita y thaumasita. Los productos expansivos, yeso, etringita y thaumasita, una vez
rellenos los poros del hormigón, pueden introducir suficiente presión como para alterar
la pasta de cemento, dando lugar a fisuración y finalmente pérdida de cohesión y
resistencia e incluso disgregación del hormigón. Afortunadamente, la etringita posee
cierta solubilidad en el agua del mar por lo que su efecto expansivo no es tan enérgico.
Por otra parte, el hidróxido de magnesio o brucita, es conocido por bloquear los poros y
proteger el remanente de gel de cemento C-S-H, protegiéndolo gracias a su baja
solubilidad, en las zonas de hormigón sumergidas. Sin embargo, este hecho se produce
a edades tempranas y posteriormente, el deterioro debido a la presencia de brucita se
convierte en el efecto dominante [Turker (1997)], donde el catión Mg2+ reacciona
directamente con el gel de silicato cálcico hidratado (CSH) transformándolo en gel de
silicato magnésico hidratado (MSH), menos cohesivo, más poroso y reticulado.
3CaO 2SiO2 xH2O + 3Mg SO4 (10+x)H2O → 3(CaSO4 2H2O) + 3Mg(OH)2 +
2SiO2H2O
4Mg(OH)2 + SiO2 nH2O → 4MgO SiO2 8,5H2O + (4+n)H2O
Sorrentino [Sorrentino et al, 1994] demostró que para un hormigón de elevada
resistencia, 80 MPa, el resultado es la formación de una serie de capas compactas de
yeso, dragonita y brucita, que forman una barrera que previene de ataques posteriores,
sin expansión alguna incluso tras una exposición de 3 años en agua de mar. Sin
embargo en un hormigón de resistencia moderada, 40MPa, el sulfato magnésico
presente en el agua de mar provoca la descalcificación del gel C-S-H para formar M-SH, y la formación de gran cantidad de yeso y etringita secundaria.
Además del deterioro químico, durante el ataque por sulfatos tiene lugar otro
mecanismo denominado “cristalización de sales”, que supone repetidos ciclos de
51
Capítulo 2
disolución de sales sólidas y su recristalización en el interior de los poros. A este hecho
hay que añadir que ligeros cambios de temperatura y humedad relativa causan
reacciones reversibles que dan lugar a la formación de Na2SO4 10H2O, MgSO4 H2O y
MgSO4 6H2O, acompañadas de una expansión importante a pesar de no suponer
cristalización de sal. Estas expansiones provocan fuertes tensiones, que pueden conducir
a la rotura de la matriz de cemento. [Mehta, 1993] destacó que las primeras
manifestaciones de ataque por sulfatos en el hormigón, no vienen dadas por la
expansión o la figuración sino por la pérdida de adherencia y de resistencia.
Además del deterioro químico, durante el ataque por sulfatos tiene lugar otro
mecanismo denominado “cristalización de sales”, con especial incidencia en la zona de
salpicadura, donde las sales en disolución son absorbidas por el hormigón por
capilaridad, produciéndose posteriormente la evaporación del agua y la concentración
de
estas
sales,
que
cristalizan
dando
lugar
a
repetidos
ciclos
de
disolución/recristalización, cuya presión llega a producir la disgregación del hormigón.
A este hecho hay que añadir que ligeros cambios de temperatura y humedad relativa
causan reacciones reversibles que dan lugar a la formación de Na2SO4 10H2O, MgSO4
H2O y MgSO4 6H2O, acompañadas de una expansión importante, a pesar de no suponer
cristalización de sal. Estas expansiones provocan fuertes tensiones, que pueden conducir
a la rotura de la matriz de cemento. Mehta [Mehta, PK. 1993] destacó que las primeras
manifestaciones de ataque por sulfatos en el hormigón, no vienen dadas por la
expansión o la fisuración, sino por la pérdida de adherencia y de resistencia.
La sustitución de un 30% de cemento Pórtland por cenizas volantes o bien un 62% por
escoria granulada de alto horno mejora notablemente el comportamiento de un mortero
u hormigón frente a este tipo de agresión [Rozière, et al, 2009].
Por otra parte, los iones cloruro pueden estar presentes en el hormigón en dos formas
distintas:
− Combinados: unidos química o físicamente a los minerales del cemento o a los
productos de hidratación, por ejemplo, combinados químicamente con el
aluminato tricálcico para formar la sal de Friedel: 3CaOAl2O3CaCl210H2O. Este
52
Antecedentes
compuesto es relativamente insoluble y levemente expansivo. La formación de
esta sal "inmoviliza" temporalmente los iones cloruro, reduciendo su movilidad
para alcanzar a las armaduras y romper su condición pasiva. Por tanto, se
considera que los cementos con un bajo contenido en aluminato tricálcico tienen
menor capacidad para fijar cloruros.
− Libres: en la solución de los poros del hormigón. Estos iones cloruro que quedan
disueltos en la fase acuosa de los poros son los responsables de inducir corrosión
en el hormigón armado.
Como dato histórico, se ha estimado que el coste de reparación de carreteras y
estructuras marinas en Europa, en 1996, ascendió a más de medio billón de euros, sin
contar las consecuencias del corte del tráfico. El problema en Estados Unidos es aún
mayor, por ejemplo, el coste de reparación de los puentes en 1990 ascendió a 10
billones de euros y ha continuado ascendiendo a razón de 250 millones de euros por año
[Dhir et al, 1998].
2.5.3 Corrosión
El acero embebido en un hormigón armado se encuentra protegido por la naturaleza
alcalina del hormigón. Su elevado pH, en torno a 12,5, induce la formación de una capa
de pasivación en la superficie de las armaduras. Sin embargo, esta capa protectora
puede perderse debido al descenso de la alcalinidad por efecto de la carbonatación del
hormigón o bien, debido a la penetración de iones cloruros a través de la capa pasivante.
Por un lado, la carbonatación en el hormigón es un proceso por el que el dióxido de
carbono presente en el ambiente penetra en el seno del hormigón, reaccionando con el
hidróxido de calcio para formar carbonato cálcico. Este hecho no causa daños en la
matriz de del hormigón, si bien reduce baja significativamente la alcalinidad del
hormigón. Así, cuando la carbonatación alcanza la posición de las armaduras, éstas
quedan desprotegidas ante el fenómeno de la corrosión.
53
Capítulo 2
Por otro lado, los iones cloruro pueden estar presentes en el hormigón en dos formas
distintas: combinados, por ejemplo, con el aluminato tricálcico para formar la sal de
Friedel o libres en la fase acuosa de los poros del hormigón. Estos iones cloruro que
quedan disueltos en los poros son los responsables de inducir corrosión en el hormigón
armado. Una vez alcanzado el umbral del 0,15% de cloruros solubles en agua en el
hormigón, estos iones penetran la capa de protección de las armaduras, y comienza el
proceso electroquímico de la corrosión, con la formación de una pila eléctrica a lo largo
de la armadura o entre las diferentes barras. De modo que, algunas áreas de la barra
actúan como ánodos, y otras, que reciben la corriente son los cátodos, donde se forman
grupos hidroxilo. Éstos reaccionan con el hierro formando hidróxido de hierro (FeOOH,
Fe (OH)2) que, a su vez, se oxida dando lugar a óxido de hierro (Fe2O3). Una vez que
este proceso da comienzo, la velocidad de corrosión del hierro depende de la
resistividad eléctrica del hormigón, el contenido de humedad y la velocidad con la que
migre el óxigeno a través del hormigón hasta el acero.
El transporte de iones cloruros al interior del hormigón, gobernado por un proceso de
difusión que obedece a la ley de Fick, puede variar notablemente con la localización de
la estructura, el grado de exposición al ambiente con cloruros y las condiciones
ambientales relativas a la temperatura y humedad. A nivel interno, la velocidad de
transporte de estos iones depende de la química entre ellos y la matriz del cemento, así
como las condiciones físicas de la zona interfacial entre la pasta de cemento y los áridos
[Song et al, 2008].
El proceso electroquímico de la corrosión comienza con la formación de una pila
eléctrica a lo largo de la armadura o entre las diferentes barras. Así, algunas áreas de la
barra actúan como ánodos, y otras, que reciben la corriente son los cátodos, donde se
forman grupos hidroxilo. Éstos reaccionan con el hierro formando hidróxido de hierro
(FeOH)2, que a su vez, se oxida dando lugar a óxido de hierro (Fe2O3). Un vez que este
proceso comienza, la velocidad de corrosión del hierro depende de la resistividad
eléctrica del hormigón, el contenido de humedad y la velocidad con la que migre el
oxígeno a través del hormigón hasta el acero. La corrosión es un fenómeno expansivo,
54
Antecedentes
ya que se produce un aumento de volumen 4 veces superior al volumen original del
acero. Este hecho induce tensiones internas, que en ocasiones llegan a provocar el
desprendimiento del hormigón que recubre las armaduras.
Una vez alcanzado el umbral del 0,15% de cloruros solubles en agua en el hormigón,
estos iones penetran la capa de protección de las armaduras, se combinan con el hierro
para formar un complejo de hierro soluble que lleva el hierro a la matriz de hormigón,
oxidándose posteriormente [Kosmatka et al, 2008].
En una estructura de hormigón armado la difusión de oxígeno, dióxido de carbono,
iones agresivos y humedad, hasta la superficie de las armaduras tiene lugar a través de
los poros. Por lo tanto, un requisito muy importante para el control de la corrosión del
acero en el hormigón es la reducción de la porosidad. A este respecto, en un ambiente
con cloruros, el uso de adiciones puzolánicas de microsílice en el hormigón mejora la
resistencia y protección contra la corrosión, reduciendo la porosidad del hormigón y
reaccionando con el hidróxido de calcio (Ca(OH)2) para formar gel de silicato cálcico
hidratado (CSH). No obstante, en un ambiente marino, se produce el efecto contrario,
debido a la presencia de iones sulfatos y cationes magnesio [Nausha et al, 1999].
De otra parte, el cálculo de la vida útil de una estructura de hormigón armado en
ambiente marino debe contabilizar el periodo de iniciación (tiempo que tardan los
cloruros en alcanzar el nivel de las armaduras y despasivarlas) y el periodo de
propagación (tiempo que tarda en producirse la fisuración del recubrimiento) de la
corrosión. El ambiente marino presenta diversos grados de agresividad para las
estructuras de hormigón armado, que se subdividen en distintas zonas: zona sumergida,
zona de carrera de mareas, zona de salpicaduras y zona aérea con influencia hasta 5km
de la línea costera. La zona de carrera de mareas y la zona de salpicadura son zonas de
acumulación preferente de iones cloruros. Durante el proceso de secado comienza la
difusión de los gases y su posterior cristalización en el interior de los poros. Por ello, las
zonas del hormigón sometidas a repetidos ciclos de humedad sequedad son muy
vulnerables, desde el punto de vista de la durabilidad. Además, si en una estructura
55
Capítulo 2
marina, la armadura en zona de carrera de mareas está conectada con la armadura
situada en zona de salpicadura, se pueden establecer macro pilas entre la zona anódica
(que sufre la corrosión) en zona de carrera de mareas y la zona catódica en zona de
salpicaduras. Las reacciones que tienen lugar en el ánodo debidas a la presencia de
iones cloruro son las siguientes:
Fe → Fe++ + 2eFe++ + 2Cl- → FeCl2
FeCl2 2H2O→ Fe(OH)2 + 2HCl
La corrosión es un fenómeno expansivo, ya que se produce un aumento de volumen 4
veces superior al volumen original del acero. Este hecho induce tensiones internas que,
en ocasiones, llegan a provocar el desprendimiento del hormigón que recubre las
armaduras.
Cabe recordar que el éxito en la durabilidad de los hormigones en contacto con agua de
mar radica no sólo en el tipo de cemento utilizado, sino también en su contenido, su
compacidad, una relación agua/cemento no superior a 0,40, un recubrimiento adecuado
y un correcto curado, es decir, una reducción de la porosidad. Por ejemplo, en los países
nórdicos, se recomienda que, además, el hormigón posea al menos un 6% de aire
ocluido y elevada resistencia [Kosmatka et al, 2008]
2.5.4 Ataque de sulfatos
Los sulfatos pueden atacar el hormigón reaccionando con los compuestos hidratados de
la pasta de cemento endurecida. Estas reacciones pueden introducir suficiente presión
como para alterar la pasta de cemento, dando lugar a la perdida de cohesión y
resistencia de la pasta de cemento.
− El sulfato de calcio ataca el aluminato de calcio hidratado para formar etringita.
56
Antecedentes
− El sulfato de sodio reacciona con el hidróxido de calcio y con el aluminato de
calcio hidratado para formar yeso y etringita.
− El sulfato de magnesio ataca de manera similar al sulfato de sodio formando
yeso, etringita y brucita.
Los mecanismos de degradación del hormigón dependen de las condiciones de
exposición, tales como temperatura, concentración de sulfatos, etc. En una primera
etapa, se produce la lixiviación de la portlandita, lo que facilita la entrada de los sulfatos
y por tanto, la reacción de difusión, en la que los iones sulfatos reaccionan la portlandita
para formar yeso, que a su vez reacciona con los productos hidratados de C3A para
formar etringita y thaumasita. La formación de yeso, etringita y thaumasita tiene un
carácter expansivo. En una segunda etapa de la degradación, los productos expansivos,
una vez rellenos los poros del hormigón, causan hinchamiento, fisuración y finalmente
pérdida de resistencia e incluso disgregación del hormigón [Kosmatka et al, 2008].
La sustitución de un 30% de cemento Pórtland por cenizas volantes o bien un 62% por
escoria granulada de alto horno mejora notablemente el comportamiento de un mortero
u hormigón frente a este tipo de agresión [Rozière et al, 2009].
Teniendo en cuenta la importancia que tienen los aspectos relativos a la durabilidad en
el hormigón convencional parece lógico abordar un desarrollo experimental en este
ámbito con una profundidad igual de notable para el hormigón elaborado con áridos
siderúrgicos, con el fin de solventar incertidumbres y contradicciones en la literatura
relativas al comportamiento de este tipo de hormigones ante determinados ambientes
agresivos.
57
Capítulo 2
2.6. COMPORTAMIENTO
MEDIOAMBIENTAL
DEL
HORMIGÓN ELABORADO CON ÁRIDO SIDERÚRGICO
La posibilidad de aprovechamiento de un subproducto para una aplicación dada se
evalúa no sólo desde el punto de vista técnico, sino también desde la perspectiva del
posible impacto ambiental que pueda causar.
El empleo de áridos siderúrgicos como áridos para la fabricación de hormigones
conlleva la potencial movilización de determinados contaminantes hacia el suelo, las
aguas subterráneas y/o las aguas superficiales. Por ello es preciso el estudio del
potencial de lixiviación de los hormigones elaborados a partir de áridos siderúrgicos y
su impacto, en términos de riesgo asumible, sobre el medioambiente.
En el ámbito de la Comunidad Autónoma del País Vasco, conforme con lo dispuesto en
el artículo 69 de la Ley 3/1998, de 27 de febrero, General de Protección del Medio
Ambiente del País Vasco, se incentiva la reutilización de subproductos, reciclado y
cualesquiera otras formas de valorización y cierre de ciclos.
El establecimiento de las condiciones o requisitos medioambientales desde el punto de
vista de la protección del suelo y de las aguas superficiales/ subterráneas para la
utilización de los productos granulares valorizados se basa en la determinación del
incremento de carga contaminante para el medio receptor (suelo, aguas) asociado a los
distintos escenarios de uso previstos y su comparación con los valores de carga máxima
permisible establecidos a tal efecto.
Tales valores de carga máxima permisible o valores de inmisión máxima permisible
(Imax) se definen de forma que garanticen la protección de la multifuncionalidad de los
medios receptores. De acuerdo al Decreto Holandés y el Decreto sobre reutilización de
escorias de la CAPV, estas definiciones implican:
•
En el caso de aplicaciones sobre el suelo o en el subsuelo (dentro del suelo): Se
considera como valor de inmisión máximo permisible aquel que supone un
58
Antecedentes
incremento menor del 1% en la concentración de diversos contaminantes
respecto a los valores de referencia establecidos para un suelo natural (VIE-A),
para un periodo de aplicación de 100 años y promediado para una capa de suelo
homogéneo de 1m de espesor. Se asume que estos valores límites implican
igualmente la protección de la calidad de las aguas subterráneas. Sólo en el caso
de cloruros y sulfatos se establece un valor de inmisión máxima permisible
basado en el impacto sobre la calidad de las aguas subterráneas. En este caso se
considera como valor de inmisión máximo permisible aquel que supone un
incremento menor del 100% en la concentración de referencia para las aguas
subterráneas para el primer año de aplicación.
•
En el caso de aplicaciones de estos materiales sumergidos en el agua: Se
considera como valor de inmisión máximo permisible aquel que supone una
reducción temporal en la calidad actual de las aguas, que se traduce en un
incremento de la concentración de distintos contaminantes menor del 10%
respecto a los valores límites establecidos para las aguas superficiales calculado
para un periodo de 4 días. Los valores de inmisión aceptables son por tanto muy
dependientes del flujo de renovación de agua en la corriente de agua superficial
receptora. (De forma general se considera que para un flujo de agua inferior a 1
m3/s la inmisión a las aguas puede ser problemática para la reutilización de los
materiales).
•
La aproximación se basa en la consideración de los efectos por exposición a
largo plazo de los organismos acuáticos. Teniendo en cuenta que la lixiviación
de contaminantes de estos materiales hacia las aguas superficiales disminuirá
con relativa rapidez en el tiempo, se asume que el incremento en la
concentración en las aguas superficiales puede considerarse como temporal
debido igualmente al efecto de dilución del flujo de agua. En estas condiciones
se asume que un incremento hasta el 10% en concentración con respecto a los
límites establecidos para las aguas no supone una superación de los límites de
toxicidad aguda para los organismos acuáticos y que por consiguiente no
pueden suponer efectos adversos inaceptables para este medio.
59
Capítulo 2
•
Respecto a los sedimentos acuáticos, se aplican los mismos valores de inmisión
máximos permisibles correspondientes a las aplicaciones sobre el suelo o en el
subsuelo.
En el caso del Decreto Holandés, así como el caso de la Directiva de vertederos o del
Decreto para la reutilización de las escorias, los valores de inmisión máxima permisible
sólo se han derivado para los compuestos inorgánicos. Por ello, la reutilización de los
materiales en el caso de presencia de compuestos orgánicos implica, según el Decreto
Holandés, el cumplimiento de un segundo requisito referido a la composición del
material: la no superación en cuanto a contenido total de los valores estándar de
concentración establecidos para los compuestos orgánicos (Cmax).
En consonancia con dichos principios, Decreto 34/2003, de 18 de febrero establece el
régimen jurídico aplicable a las operaciones de valorización y posterior utilización en la
Comunidad Autónoma del País Vasco de las escorias procedentes de la fabricación de
acero en hornos de arco eléctrico, con el fin de proteger la salud pública y el medio
ambiente. Dicho Decreto regula las actividades de valorización de escorias,
estableciendo la relación de usos para aplicaciones no ligadas y mezclas bituminosas.
Dicho marco regulatorio no establece consideración ambiental alguna sobre el uso de
áridos siderúrgicos de escoria negra de EAF en aplicaciones ligadas con cemento. En
este sentido, queda una laguna de conocimiento sobre la validación medioambiental de
estos subproductos industriales en tales aplicaciones, teniendo en cuenta los criterios de
aceptación preconizados en la CAPV.
Un estudio comparativo del comportamiento medioambiental que presentan los
hormigones que incorporan áridos siderúrgicos en su composición frente a un hormigón
patrón, desarrollado en el Royal Institute of Tenology de Suiza [Bäverman, 1997],
constató que el factor principal que controla la presencia de metales pesados en el
lixiviado es el pH del líquido en contacto con el hormigón. La presencia de metales en
el lixiviado resultó similar tanto en el caso de hormigones de árido siderúrgico como en
el caso del hormigón patrón, excepto el cromo. No obstante, la mayor presencia de
60
Antecedentes
cromo en el lixiviado del hormigón con árido siderúrgico frente al hormigón patrón para
un pH, considerado normal, de 12,5 se encontraba en torno al valor límite para el agua
de consumo en Suiza. Asimismo, se verificó que la velocidad de liberación, incluso bajo
condiciones extremas, pH 13,5, era muy baja, concluyendo el hormigón fabricado con
árido siderúrgico no suponía ningún problema medioambiental.
Estudios de lixiviación monolítica realizados sobre hormigones elaborados con áridos
siderúrgico [Amaral, 1999] corroboraron que los metales pesados, contemplados en la
normativa holandesa (NEN 7354), se encontraban por debajo de los límites establecidos
por dicha normativa, garantizando que los áridos siderúrgicos estaban estabilizados en
la matriz del hormigón.
Respecto a las conclusiones obtenidas en los ensayos de lixiviación sobre el material
granular no ligado con conglomerante se observó, en general, baja conductividad,
debida al bajo contenido de sales solubles, pH básicos y las fracciones solubles por
debajo de los límites utilizados. Asimismo, se evidenció que el cromo, el zinc y el
plomo son los metales que lixivian aunque están muy por debajo de los límites de
contaminación utilizados [DIN 38414-S4, 1984]. En cuanto a la lixiviación monolítica
de los hormigones con árido siderúrgico, se demostró que la concentración de metales
pesados no excedían los límites de lixiviación acumulada de la legislación holandesa
[NEN 7345, 1993]. En relación al hormigón con árido siderúrgico, el potencial de
lixiviación resultó ser similar o inferior al evidenciado por el hormigón calizo.
Otros estudios de lixiviación llevados a cabo sobre hormigones fabricados a partir de
áridos siderúrgicos procedentes de la fabricación de acero en hornos de arco eléctrico,
en el ámbito de la Comunidad Autónoma Vasca. según el Decreto 34/2003 [Losañez,
2005] constataron que los lixiviados si bien poseían un bajo contenido tanto en sulfatos
como fluoruros, elemento más peligrosos como cromo y níquel, apenas eran
apreciables, poniendo de manifiesto el efecto encapsulador del hormigón.
61
Capítulo 2
Posteriormente, el Dr. Manso reafirmó [Manso et al, 2006] las conclusiones obtenidas
en la Tesis Doctoral de Milagros Losañez [Losañez, 2005] a partir de los ensayos de
lixiviación que llevó a cabo con objeto de determinar la posible incidencia del hormigón
elaborado con áridos siderúrgicos en el ambiente. Para ello, se analizó el contenido en
sulfatos, fluoruros y cromo total presente en el lixiviado de las áridos siderúrgicos. Los
resultados mostraron que los áridos machados, de menor tamaño, produjeron mayor
concentración de sustancias peligrosas, mientras que los áridos de mayor tamaño
presentaron mayor encapsulamiento de las mismas. Asimismo, también se constató un
beneficioso encapsulamiento de los fluoruros y el cromo en el caso de realizar el ensayo
sobre los áridos siderúrgicos embebidos en una matriz de cemento. No obstante, en
cualquiera de los casos los valores obtenidos se encontraban por debajo de los límites
estipulados por la legislación.
Más allá de las referencias citadas, no se han encontrado estudios de lixiviación
específica. En ningún caso, se ha llegado a modelizar el comportamiento de lixiviación
a largo plazo tal y como defiende el Departamento de medio Ambiente del Gobierno
Vasco. En este sentido, la presente investigación profundizará sobre la lixiviación de
determinados parámetros críticos (Se, Mo, V,…) una vez el árido siderúrgico se
encuentra conformando una material de base cemento.
2.7. CONCLUSIONES RELATIVAS A LOS ANTECEDENTES
A partir de la revisión del estado del conocimiento expuesta en este capítulo, se pueden
destacar las siguientes conclusiones:
•
La fabricación de acero produce abundantes cantidades de subproductos
siderúrgicos, que requieren nuevas vías de aprovechamiento y reutilización.
•
La elaboración del hormigón requiere el consumo de grandes cantidades de
recursos naturales, generando impactos medioambientales negativos asociados,
62
Antecedentes
fundamentalmente, a la explotación de yacimientos naturales. Una de las
estrategias del sector de la construcción para conciliar los intereses
empresariales con aspectos medioambientales pasa por utilizar parcialmente
residuos y/o subproductos industriales en detrimento de materia prima de origen
natural.
•
La utilización de subproductos siderúrgicos en la fabricación de hormigón
constituye una tendencia creciente en la última década. El interés por incorporar
árido siderúrgico procedente de escorias EAF en la dosificación del hormigón
reside en su potencial para dotar a éste de mejores propiedades mecánicas que
un hormigón convencional, tal y como recogen diversas investigaciones
incluidas en la bibliografía. Hasta el momento, los hormigones elaborados a
partir de estos subproductos siderúrgicos han sido hormigones en masa.
•
La presente Tesis Doctoral se articulará a partir del conocimiento existente y con
el objetivo principal de sentar las bases de utilización del árido siderúrgico de
escoria negra en la fabricación de hormigón estructural. Para ello, es preciso
profundizar en diversos aspectos tales como:
o Verificar la estabilidad dimensional del hormigón con árido siderúrgico a
largo del proceso de curado del hormigón.
o Asegurar el suministro homogéneo y repetitivo de los áridos siderúrgicos
fraccionados en los diferentes husos granulométricos.
o Profundizar en aspectos de dosificación con el propósito de utilizar el
máximo porcentaje de de árido siderúrgico (fracción gruesa y fracción
fina), garantizando consistencias fluidas y líquidas.
o Explicar los fenómenos microestructurales responsables de las
propiedades mecánicas y de durabilidad que presentan este tipo de
hormigones, así como la posible influencia del árido siderúrgico en la
durabilidad del armado metálico en un hormigón estructural en ambiente
marino.
63
Capítulo 2
o Estudiar la influencia ejercida de los áridos siderúrgicos sobre ciertos
aspectos de durabilidad de los hormigones, al objeto de solventar
incertidumbres
y
contradicciones
en
la
literatura
relativas
al
comportamiento de este tipo de hormigones ante determinados ambientes
agresivos (marino, sulfatos, hielo-deshielo).
o Evaluar el comportamiento, desde un punto de vista medioambiental, de
los hormigones elaborados a partir de áridos siderúrgicos mediante un
proceso de lixiviación, según la metodología y criterios establecidos por
la administración medioambiental de la Comunidad Autónoma Vasca,
muy alineada con las teorías holandesas.
•
Por tanto, los aspectos mencionados anteriormente constituyen un vacío
científico-tecnológico, a cubrir en el marco de la presente Tesis Doctoral,
dirigido a elaborar hormigones estructurales de elevadas prestaciones, así como
analizar el comportamiento de estos últimos frente a diferentes ambientes
agresivos.
64
Materiales
CAPÍTULO 3.- MATERIALES
3.1. INTRODUCCIÓN
Este capítulo tiene como objeto describir y caracterizar los materiales a utilizar en la
fase experimental de la presente Tesis Doctoral.
Las materias primas utilizadas en este trabajo de investigación se citan a continuación:
•
Áridos siderúrgicos procedentes de la valorización de escoria negra de acería de
horno eléctrico de arco
•
Árido calizo
•
Arena silícea
•
Cemento CEM I 52,5 R
En los subsiguientes apartados se detalla la caracterización química, física y
mineralógica de los materiales arriba citados.
3.2. ÁRIDOS SIDERÚRGICOS
El proceso de tratamiento al que son sometidas las escorias negras para su
transformación en áridos siderúrgicos consta de las siguientes etapas genéricas:
1. Vertido en fase de escorias.
2. Enfriamiento mediante aspersión de agua.
65
Capítulo 3
3. Machaqueo. La escoria se machaca en el molino para reducir su tamaño y
facilitar la posterior desferretización.
4. Desferretización. Con objeto de eliminar la mayor cantidad posible de elementos
férricos, tras el machaqueo inicial, las escorias pasan por potentes electroimanes
que atrapan los elementos metálicos.
5. Cribado. El material granular se transporta a través de cintas hasta las cribas,
clasificándose por tamaños.
6. Estabilización. Las escorias son almacenadas en acopios a la intemperie con
humectación y volteo periódicos hasta garantizar valores de expansividad
prácticamente nulos. En el caso de partir de una escoria estabilizada, como es el
caso de la escoria de CA, este proceso no resulta necesario.
El producto granular resultante de la valorización de escorias negras de EAF se
denominan áridos siderúrgicos.
A efectos de la presente Tesis Doctoral, los áridos siderúrgicos son diferenciados por su
lugar de procedencia y proceso de valorización a partir del cual se originan. En este
sentido, se dispone de dos áridos siderúrgicos con origen en las plantas siderúrgicas de
Corrugados Azpeitia S.A. (en adelante, CA) sita en Azpeitia (Gipuzkoa) y Arcelor
Mittal Sestao (en adelante, ACB) sita en Sestao (Bizkaia).
Dichas empresas tienen implantado un proceso de tratamiento, que partiendo de la
escoria negra generada en la etapa de fusión de la chatarra, en horno eléctrico de arco,
producen árido siderúrgico ajustado a diferentes fracciones granulométricas.
3.2.1 Proceso de tratamiento de las escorias negras en las acerías
Corrugados Azpeitia (CA) y Arcelor Mittal (ACB)
En este apartado se describe el proceso de valorización que siguen las plantas
siderúrgicas CA y ACB.
66
Materiales
El tratamiento de las escorias negras en el caso de la acería CA engloba las siguientes
etapas:
1. Regado y volteo inicial de la escoria durante un periodo inferior a 48 horas tras
su vertido sobre una cama fría de escoria en el correspondiente foso
2. Trituración primaria orientada a reducir el tamaño inicial de la escoria
3. Separación y rechazo de las escorias con tamaño superior a 180mm, que son
machacadas y devueltas al proceso
4. Desferretización. Separación del material férrico mediante cinta magnetizada
5. Cribado y clasificación. Esta etapa permite obtener el árido siderúrgico en cinco
fracciones diferentes
6. Almacenaje en silos de los áridos siderúrgicos ya clasificadas
Tras generarse las escorias negras en el proceso de fusión de la chatarra, éstas caen
sobre una cama fría de escorias. Se enfrían mediante volteos sucesivos. Posteriormente,
se acopian en el exterior terminando su enfriamiento mediante regado, durante un
periodo inferior a 48 horas, antes de ser introducidos al proceso de tratamiento (Figura
3.1). Este espacio reservado para el acopio recibe y da salida de forma continua,
aproximadamente, a 22tn de escoria cada 50 minutos, intervalo entre coladas, de tal
forma que no exista acumulación en el acopio. La escoria llega al acopio con gran
diversidad de tamaños, desde pequeñas partículas pseudo-esféricas a grandes bloques,
tal y como se puede apreciar en la Figura 3.2.
Figura 3.1. Zona de acopio de escoria
para su tratamiento
Figura 3.2. Escorias recién almacenadas
desde el proceso de fusión
67
Capítulo 3
La alimentación al sistema de tratamiento primario se realiza mediante una tolva (Figura
3.3) que da paso, mediante un sistema vibrante, a un peine que filtra las escorias de
tamaños mayores de 180 mm (Figuras 3.4 y 3.5). Esta fracción de rechazo se retira a la
espera de un machaqueo mecánico previo a ser devuelto al peine (Figura 3.6).
Figura 3.3. Tolva de alimentación del
peine de primera criba
Figura 3.4. Peine de admisión de escorias
de tamaño < 180mm
Figura 3.5. Escoria rechazada por el
peine
Figura 3.6. Fracción de rechazo en la
admisión
Se obtiene, asimismo, una apreciable cantidad de residuo férrico mezclado entre la
fracción de escoria con potencial de ser reutilizado en el proceso de fusión. Para su
desferretización, las escorias caen a una cinta transportadora (Figura 3.7) sobre la cual
funciona transversalmente una cinta magnetizada, para una primera separación del
material férrico (Figura 3.8).
68
Materiales
Figura 3.7. Cinta
transportadora
Figura 3.8. Cinta magnética para la separación del
material férrico
Esta cinta conduce al molino principal, que desde una entrada de 0/180mm da una
salida de 0/50mm (Figura 3.9 y 3.10).
Figura 3.9. Alimentación del molino principal
Figura 3.10. Molino principal
A la salida del molino, actúa una segunda cinta magnetizada, para una completa retirada
de los residuos férricos presentes en las escorias.
69
Capítulo 3
Tras la extracción del residuo metálico, la escoria machacada desemboca en una
bandeja cribadora vibrante (Figura 3.11), compuesta por niveles de cribado (Figura
3.12), capaces de clasificar el material granular en cinco fracciones diferentes:
− 0/4 mm
− 4/8 mm
− 8/12 mm
− 12/20 mm
− Mayor de 20 mm
El sistema de reciclaje y caracterización tiene una alternativa adicional que consiste en
cortocircuitar las escorias mayores de 20mm, para su introducción en un segundo
molino, que posteriormente vuelve a la cribadora de vibración.
Figura 3.11. Detalle de la cinta
cribadora; alimentación desde la segunda
cinta magnética
Figura 3.12. Detalle de las dos bandejas
y sistema de vibración por muelles
El material granular resultante se almacena en silos, en los cuales permanece aislado de
fuentes de humedad, hasta su salida hacia los diferentes usos que se le puede dar a este
material. Los silos y su mandíbula de salida se muestran en las Figuras 3.13 y 3.14.
70
Materiales
Figura 3.13. Detalle de los silos
catalogados según los diferentes tamaños
Figura 3.14. Mandíbula de cierre y
apertura de los silos de almacenaje
Por su parte, en la acería ACB el proceso de tratamiento de las escorias negras para su
transformación en áridos siderúrgicos sigue un procedimiento similar al descrito
anteriormente. Así, las escorias calientes extraídas del horno se vierten en el cono
(Figura 3.15) y se transportan en vehículos especiales (Figura 3.16) hasta el foso de
escorias donde se depositan sobre piscinas de escorias frías (Figuras 3.17 y 3.18).
Cabe destacar que el enfriamiento de la escoria de partida, estudiada en esta Tesis
Doctoral, resultó ser más lento que en el homónimo llevado a cabo en la acería CA,
puesto que se realizó con menor caudal de agua. Este hecho indujo la formación de
áridos siderúrgicos de menor porosidad en comparación con los obtenidos en CA.
Figura 3.15. Cono donde se vierte la
escoria caliente
Figura 3.16. Vehiculo especial de
transporte de la escoria caliente hasta el
foso
71
Capítulo 3
Figura 3.17. Foso de escorias
Figura 3.18. Vertido de la escoria en el
foso
Una vez enfriada la escoria comienza el proceso de valorización. Siguiendo un proceso
análogo al caso de la acería CA, la escoria es sometida a un proceso de desferretización
granular para eliminar el material férrico que la acompaña. A continuación se procede al
cribado de la escoria en el que se separa la fracción fina. La fracción rechazada se
conduce al molino donde se machaca para obtener las fracciones gruesas, grava y
gravilla (Figuras 3.19 y 3.20).
Figura 3.19. Almacenamiento y cribado
primario
72
Figura 3.20. Cribado secundario
Materiales
3.2.2 Muestreo de los áridos siderúrgicos
El muestreo y el transporte adecuado son requisitos previos para que el análisis de las
muestras ofrezca resultados fiables [UNE EN 932-1:1997]. Para evitar desviaciones en
el muestreo debidas a la heterogeneidad del lote debe tomarse una fracción de muestra
amplia, representativa del lote, en diferentes puntos y a distintas alturas o profundidades
del conjunto del apilamiento. Se ha de tener en cuenta el modo de construcción del
apilamiento, su forma y la posibilidad de segregación. Siguiendo las directrices de la
norma arriba citada, antes de efectuar el muestreo se retiró de la superficie del acopio
una profundidad dos veces la de los áridos de mayor tamaño. A continuación, se
introdujo una pala en el apilamiento inmediatamente encima del punto de toma del
material para evitar que rodara el material superficial situado por encima del punto de
muestreo. Dado que los áridos se encontraban dispuestos en acopio con forma de
pirámide de base rectangular, sin segregación aparente, se efectuaron 5 veces más tomas
de muestras en el tercio inferior y 3 veces más en el medio que en el tercio superior
(5:3:1).
3.2.3 Caracterización morfológica de los áridos siderúrgicos
Los áridos siderúrgicos procedentes de ACB están compuestos por un material de grano
fino y color negro, de compacidad media y alta cohesión, como se puede ver en la
Figura 3.21. Son fragmentos de baja esfericidad con una superficie redondeada e
irregular debido a la acusada macroporosidad. Los macroporos son numerosos y
heterométricos (Ø<10 mm), con una morfología irregular de tipo amigdaloide.
Figura 3.21. Muestra de árido siderúrgico de ACB (escala en cm)
73
Capítulo 3
Este árido presenta en superficie rasgos relevantes de alteración que se dan en dos
vertientes diferentes. El más extenso se corresponde con la formación de calcita blanca
que se distribuye como una fina pátina por la superficie de la escoria, engrosándose en
los recovecos de los macroporos. Esta pátina de calcita aclara el color negro original de
la escoria hacia tonos grises. La presencia de esta pátina sobre algunos áridos
siderúrgicos ya fue descrita por el Dr. Frías [Frías et al, 2010], como consecuencia de la
reacción de compuestos disueltos por lixiviación, debida al riego durante el proceso de
maduración, con el dióxido de carbono atmosférico para formar principalmente
carbonatos cálcicos en forma de calcita. La otra forma de alteración detectada son
nódulos redondeados y alongados de hidróxidos de hierro ocres (limonita) distribuidos
como picaduras al azar y de tamaño heterométrico habitualmente no superior a los
5mm.
Por su parte, los áridos siderúrgicos procedentes de CA están compuestos por un
material de grano fino y color negro, de compacidad baja y alta cohesión, como se
puede observar en la Figura 3.22.
Figura 3.22. Muestra de árido CA (escala en cm)
Son fragmentos de baja esfericidad con una superficie en la que alternan formas suaves
botroidales con otras ásperas e irregulares debidas a la acusada macroporosidad. Los
macroporos son numerosos y heterométricos (Ø<5mm), con una morfología irregular de
tipo vesicular. Este tipo de árido también presenta en superficie rasgos de alteración que
se dan en dos formas diferentes. El más frecuente y ubicuo se corresponde con la
74
Materiales
formación de diminutas (Ø<0,25mm) picaduras blancas y morfología estrellada que se
dan muy próximas por toda la superficie. La otra forma de alteración encontrada, a
semejanza de los áridos siderúrgicos procedentes de ACB, son nódulos redondeados y
alongados de hidróxidos de hierro ocres (limonita) distribuidos como picaduras al azar y
de tamaño heterométrico habitualmente no superior a los 5mm.
3.2.4 Caracterización química de los áridos siderúrgicos
La caracterización química de las diferentes muestras de árido siderúrgico, se llevó a
cabo mediante florescencia de rayos X. El equipo utilizado fue un espectrómetro
secuencial de fluorescencia de rayos X por dispersión de longitud de onda (WDXRF),
de la marca PANalytical, modelo AXIOS, dotado con un tubo de Rh y tres detectores
(flujo gaseoso, centelleo y sellado de Xe). El análisis de una muestra representativa de
los áridos siderúrgicos se realizó, una vez molidos, sobre perla de vidrio en atmósfera de
vacío. La perla se separó por fusión en un microhorno de inducción mezclando con el
fundente Spectrmelt A12 de la casa Merck, la muestra seca y molida en proporciones de
20:1. Para la confección de las rectas de calibrado se utilizaron patrones internacionales
de rocas y minerales.
La determinación del contenido en cal libre de los áridos siderúrgicos se efectuó de
acuerdo a la norma UNE EN 1744-1 [UNE EN 1744-1:1997], en la que se indica como
la cal libre de la muestra granular se extrae mediante etanodiol caliente. El contenido en
iones calcio presente en el extracto obtenido anteriormente se calcula mediante
valoración complexométrica
En lo que se refiere a la determinación de la magnesia libre, presente en los áridos
siderúrgicos, se evaluó según el procedimiento seguido por Kayak y colaboradores
[Kayak et al, 1998], en el que se fuerza el lixiviado de la periclasa o magnesia libre,
presente en los áridos siderúrgicos, mediante tratamiento de los mismos con una mezcla
de glicerina y etanol en presencia de nitrato amónico. Posteriormente, el contenido en
75
Capítulo 3
magnesia libre se determinó mediante una valoración del lixiviado obtenido con EDTA
0,01M [UNE EN 196-2:2006].
El cálculo del contenido en sílice reactiva en los áridos siderúrgicos se realizó, en un
medio ácido, mediante disolución de la muestra en ácido clorhídrico, según la
correspondiente norma [UNE 80225:1993].
La Tabla 3.1 recoge la caracterización química (expresada en porcentaje de óxidos) de
los áridos siderúrgicos utilizados en la presente Tesis Doctoral, obtenidos por FRX de
las muestras analizadas en forma de perla.
Tabla 3.1. Caracterización química de las muestras de árido siderúrgico mediante FRX
Óxidos
Composición química de muestras de árido siderúrgico (%)
CA
ACB
Fe2O3
30,8
27,54
CaO
32,52
25,72
SiO2
17,17
17,88
Al2O3
7,96
11,62
MgO
4,56
3,82
MnO
3,8
4,15
SO3 Total
0,25
0,01
Na2O
0,16
0,06
K2O
0,03
0,03
P2O5
0,58
0,46
TiO2
0,59
0,71
Ambos tipos de árido siderúrgico están compuestos, mayoritariamente, por óxidos de
hierro, calcio, y silicio, que constituyen alrededor del 75% de la composición total,
mientras que la suma de óxidos de aluminio, magnesio y manganeso es
aproximadamente el 20%.
76
Materiales
El contenido de compuestos de azufre total en los materiales granulares objeto de
estudio, expresados en %SO3, es inferior al 0,8% establecido en la Instrucción EHE08,
como umbral de solubilidad máxima para su uso en hormigón. En este sentido, el árido
siderúrgico no contribuiría a potenciales patologías de formación de compuestos
expansivos, tipo ettringita, resultante de la reacción del aluminato tricálcico del cemento
con un exceso de sulfato.
Especial interés merece la determinación del contenido de cal y magnesia libre,
compuestos asociados al potencial de expansión. La Tabla 3.2 recoge los contenidos
porcentuales de estos compuestos.
Tabla 3.2. Contenidos en cal y magnesia libre en los áridos siderúrgicos
Compuestos
Procedimiento
CA
ACB
CaOlibre (%)
UNE 1744-1
0,14
0,16
MgOlibre (%)
[Katyal et al, 1998]
0,094
<0,05
El contenido en cal libre se sitúa por debajo del límite de 0,5% establecido en la
normativa autonómica [Anejo 4 de la Norma para el Dimensionamiento de firmes de la
red de carreteras del país Vasco]. Asimismo, el contenido de magnesia total se sitúa por
debajo del 5%, con un porcentaje de magnesia libre inferior al 0,1%. Estudios previos
[Frías et al, 2010] establecieron que para porcentajes de magnesia total inferior al 5%,
apenas se detecta magnesia libre (valores por debajo del 1%), reduciendo el riesgo de
incrementos volumétricos asociado a la transformación de periclasa a brucita. De
acuerdo a estos resultados, es de esperar que este material no manifieste procesos de
expansión significativos asociados a la hidratación de la cal y magnesia libre (periclasa),
garantizando así la estabilidad dimensional de la aplicación.
Adicionalmente, en la Tabla 3.3 se comparan las características químicas de los áridos
siderúrgicos, con los límites establecidos en la actual Instrucción de Hormigón
Estructural, EHE08.
77
Capítulo 3
Tabla 3.3. Caracterización química de los áridos siderúrgicos frente a los límites
establecidos en la EHE08
Árido siderúrgico
CA
Propiedad y
norma
0/4
4/12
Árido siderúrgico
ACB
12/25
0/6
6/12
Límite según EHE
08
12/20
Fracción
gruesa
Fracción
fina
≤ 0,05% en
hormigón
armado
≤ 0,03% en
hormigón
pretensazo
Contenido en
cloruros (%)
UNE EN 1744-1
< 0,0007
--
--
0,001
--
0,0009
≤ 0,05% en
hormigón
armado
≤ 0,03% en
hormigón
pretensado
Contenido en
compuestos totales
de azufre (%S)
UNE-EN 1744-1
< 0,20
< 0,20
< 0,20
< 0,20
0,12
< 0,20
≤1%
≤ 1%
Contenido en
sulfatos solubles en
ácido (%SO3)
UNE-EN 1744-1
0,42
< 0,20
0,23
< 0,20
0,30
< 0,20
≤ 0,8%
≤ 0,8%
Potencial
reactividad álcalisílice y álcalisilicato
UNE 146507-1
---
No
reactivo
---
---
No
reactivo
---
No presentarán reactividad
potencial con los álcalis del
cemento u otras adiciones
Pérdida de peso por
ciclos de sulfato de
magnésio (%)
UNE EN 1367-2/99
--
--
0,5
--
--
1
18%
Sílice reactiva (%)
UNE EN 80-22593
UNE EN 196-2
19,04%
18,93%
--
La composición química obtenida en ambos casos es la composición típica de las
escorias negras EAF, de acuerdo con los resultados presentados en investigaciones
previas realizadas por otros autores [Amaral, 1999; Motz et al, 2001; Frías et al, 2004;
Manso et al, 2006; Berridi, 2008; Etxeberria et al, 2010].
78
Materiales
Cabe destacar el alto porcentaje de sílice reactiva que presentan ambos tipos de árido
siderúrgico en su composición; en consecuencia, es de esperar cierta reactividad para las
fracciones más finas de estos materiales [Muhmood et al, 2009].
Otro aspecto importante a la hora de fabricar hormigón armado o pretensado, es que el
contenido de cloruros en los áridos siderúrgicos analizados se encuentra muy por debajo
de los límites establecidos en la instrucción EHE08.
En resumen, los áridos siderúrgicos, de ambas procedencias, cumplen todos los
requisitos químicos para su uso en hormigón, establecidos por la Instrucción de
Hormigón Estructural (EHE 08).
Por otro lado, la presencia de altos porcentajes de hierro confieren a estos áridos
siderúrgicos una elevada densidad, tal y como se demostrará en apartados ulteriores. Al
objeto de discernir qué proporción del hierro total se encontraba en estado metálico,
ferroso y/o férrico, se efectuó un análisis químico de los cationes Fe(II) y Fe (III) sobre
los áridos siderúrgicos procedentes tanto de CA como de ACB. Para ello, se realizó una
disolución de las muestras con ácido clorhídrico, realizando dos determinaciones
mediante espectrofotometría: a) contenido total de hierro y b) contenido de hierro
trivalente. La diferencia de ambos determinó la concentración de hierro divalente. Para
la determinación del contenido en hierro trivalente el proceso consistió en la oxidación
de Fe (II) a Fe (III) mediante agua oxigenada, según la siguente reacción.
2Fe2+ + H2O2 + 2H+ → 2Fe3+ + 2H2O
Por otra parte, para la determinación del contenido en hierro total, mediante la adición
de sulfocianuro se formó el complejo Fe(SCN)2+ conforme a la siguiente reacción.
Fe3+ + SCN - → FeSCN2+
Los resultados del contenido de Fe(II) y Fe(III) relativos a los áridos siderúrgicos se
recogen en la Tabla 3.4.
79
Capítulo 3
Tabla 3.4. Análisis químico del contenido en Fe(II) y Fe(III)
Tipo de árido
Fe(total)
Fe(III)
Fe(II)
CA
<5%
26%
18%
ACB
<5%
15%
30%
El hierro metálico presente en ambos tipos de áridos es menor del 5%, encontrándose
por debajo del límite de detección del equipo de medida. Los áridos siderúrgicos
procedentes de ACB presentan aproximadamente el doble de contenido en hierro
divalente que los provenientes de CA. En cuanto a esta característica, el material
granular procedente de CA revela mayor grado de estabilización, atribuible
probablemente a un regado inicial mas intensivo en el caso de la escoria de CA frente a
la de ACB. A tenor de estos resultados, cabría esperar un mayor número de puntos de
oxidación en un hormigón siderúrgico elaborado con áridos procedentes de ACB, que
con áridos de CA, si bien el análisis se realizó a partir de una única muestra, insuficiente
para extraer conclusiones generales.
3.2.5 Caracterización mineralógica de muestras de árido siderúrgico
La composición mineralógica de las escorias negras, y por tanto de los áridos
siderúrgicos como producto final, depende en gran medida de la velocidad de
enfriamiento de la escoria en el proceso de fabricación del acero. Dicha velocidad de
enfriamiento debe mantenerse lenta para que se forme una estructura cristalina. Los
compuestos predominantes en la composición mineralógica de los áridos siderúrgicos
EAF son: silicato dicalcico, silicato tricalcico, mervinita, aluminato cálcico, hematíes,
magnetita, cal libre y magnesia [Patel, 2006].
La composición mineralógica de los materiales se determinó por la técnica de difracción
de rayos X. Para la caracterización se utilizó el método de polvo desorientado, previa
molienda de la muestra. Las medidas difractométricas se efectuaron con un
difractómetro Philips X’Pert Pro MPD pw3040/60, equipado con tubo cerámico de
cobre. Los espectros de polvo desorientado se registraron desde 2 a 75 grados con una
80
Materiales
velocidad de barrido de 2 grados por minuto. El tubo generador de rayos X utiliza como
cátodo un filamento de volframio y como ánodo una placa de cobre (CuKα). La
intensidad de corriente y voltaje aplicados al tubo generador de rayos X ha sido de 40
mA y 40 Kv y las rendijas de divergencia y recepción de 1 y 0,18 grados,
respectivamente. Para su adecuado procesamiento las muestras analizadas fueron
molidas y homogeneizadas automáticamente en un micromolino.
Los difractogramas de los áridos siderúrgicos CA y ACB se muestran, respectivamente,
en las Figuras 3.23 y 3.24.
Figura 3.23. Difractograma del árido siderúrgico CA
81
Capítulo 3
Figura 3.24. Difractograma del árido siderúrgico ACB
Los difractogramas obtenidos identifican las fases minerales indicadas en la Tabla 3.5.
Tabla 3.5. Mineralogía de los áridos siderúrgicos ACB y CA
Fase mineral
ACB
CA
Akermanita-gehlenita
yyyyy
Ca2(Mg,Al)(Si1,5Al0,5O7)
Larnita
yy
Ca2SiO4
Cuarzo
y
SiO2
Ferrito monocálcico
yy
CaFe2O4
Gehlenita
yy
Ca2Al2SiO7
Kirschsteinita
yy
Ca(Fe,Mg)(SiO4)
Magnetita
yyy
yy
Fe3O4
Wüstita
yyyyy
yyyy
FeO
(Los puntos indican cualitativamente la abundancia relativa del mineral)
82
Materiales
La muestra de árido siderúrgico ACB está compuesta principalmente por wüstita y
magnetita, acompañados por larnita y gehlenita, ferrito monocálcico, así como cuarzo
accesorio.
La muestra de árido siderúrgico CA está compuesta principalmente por wüstita y
akermanita-gehlenita, acompañada por magnetita y kirschsteinita.
Cabe destacar la ausencia de picos de cal libre y periclasa en línea con las bajas
concentraciones determinadas en la caracterización química.
Además de la cal libre e hidratada y el magnesio libre (periclasa), los silicatos y
aluminatos de calcio anhidro presentes en los áridos siderúrgicos son compuestos
potencialmente reactivos con el agua y la humedad ambiental. El silicato dicálcico
puede desarrollar propiedades hidráulicas bajo adecuadas condiciones de temperatura,
humedad y catálisis. De este modo, la presencia de larnita (silicato dicalcico) en la
muestra de ACB analizada podría inducir, en sus fracciones finas, una ligera mejora en
la resistencia de un hormigón siderúrgico elaborado con áridos procedentes de ACB
frente a un hormigón fabricado con áridos de CA.
3.2.6 Caracterización microestructural del árido siderúrgico
El estudio microestructural del material siderúrgico se efectuó mediante microscopía
electrónica de barrido (SEM) en un equipo INSPECT FEI COMPANY con fuente de
volframio. Para fijar las muestras en polvo se utilizó un portamuestras metálico con
lámina biadhesiva de grafito. Adicionalmente, se realizaron microanálisis puntuales con
un detector de silicio/lítio y un analizador DX4i de la casa EDAX, mediante energías
dispersivas de rayos X.
Áridos siderúrgicos ACB
Los estudios microestructurales del interior del árido siderúrgico procedente de la acería
83
Capítulo 3
ACB permitieron identificar la presencia de agregados con aspecto masivo y compacto,
tal y como se puede observar en las Figuras 3.25 y 3.26. En los huecos y oquedades se
observan, en la Figura 3.27, los procesos de recristalización laminar, sobre la superficie
de agregados con formas redondeadas.
Figura 3.25. Aspecto general de la
microestructura del árido ACB
Figura 3.26. Detalle de la matriz
Figura 3.27. Cristales ricos en calcio
Los microanálisis realizados mediante energías dispersivas de rayos X, recogidos en la
Tabla 3.6, revelaron que la composición de la matriz compacta es rica en silicio,
aluminio, hierro y calcio, acompañados de pequeñas cantidades de manganeso y cromo,
mientras que los agregados redondeados están enriquecidos en hierro, magnesio y
manganeso y las formas laminares resultan más ricas en calcio.
84
Materiales
Tabla 3.6. Microanálisis químico de los constituyentes de la matriz y agregados en el
interior del árido siderúrgico procedente de ACB mediante energía dispersiva de rayos
X (EDX)
% Óxidos
Matriz
Agregado
MgO
2,40
18,82
Al2O3
23,34
--
SiO2
19,19
--
CaO
37,50
0,62
Cr2O3
0,76
2,37
MnO
2,59
11,95
Fe2O3
14,22
66,24
Total
100
100
En cuanto a la zona exterior se constataen las Figuras 3.28 y 3.29, de forma marcada,
los procesos de disolución en los agregados de calcita. Asimismo, la Figura 3.30 ilustra
las acumulaciones esféricas ricas en hierro y zinc en los huecos de los agregados.
Figura 3.28. Disolución en calcita
Figura 3.29. Detalle de disolución en
calcita
85
Capítulo 3
Figura 3.30. Esfera rica en hierro
En la Tabla 3.7 se detalla la composición química de las formas laminares y las
acumulaciones esféricas depositadas en los huecos de los agregados. Al igual que ocurre
en el interior de estos áridos, las formas laminares son ricas en calcio, mientras que los
agregados redondeados se revelan enriquecidos en hierro, magnesio y manganeso.
Tabla 3.7. Microanálisis químico de los constituyentes en el exterior del árido
siderúrgico ACB mediante energía dispersiva de rayos X (EDX)
% Óxidos
Láminas
Esfera
MgO
0,77
2,36
Al2O3
0,47
1,56
SiO2
6,39
4,48
CaO
86,02
10,04
ZnO
--
9,25
MnO
0,97
6,31
Fe2O3
5,38
66,00
Total
100
100
Áridos siderúrgicos CA
Por su parte, los estudios microestructurales del árido siderúrgico procedente de la
86
Materiales
acería CA permitieron identificar en el interior de los áridos la presencia de agregados
con aspecto masivo y compacto, tal y como se observa en las Figuras 3.31 y 3.32
constituidos predominantemente por hierro. En los huecos y oquedades se detectaron
procesos de recristalización de hierro con formas redondeadas, como se ilustra en las
Figuras 3.33 y 3.34.
Figura 3.31. Agregados de hierro
Figura 3.32. Detalle de agregado de hierro
Figura 3.33. Proceso de recristalización de
hierro
Figura 3.34. Detalle del proceso de
recristalización de hierro
La composición de la matriz compacta, detallada en la Tabla 3.8, es rica en silicio,
aluminio, hierro y calcio, acompañada de pequeñas cantidades de manganeso, titanio y
cromo.
87
Capítulo 3
Tabla 3.8. Análisis químico de los constituyentes del interior del árido siderúrgico CA
mediante energía dispersiva de rayos X (EDX)
% Óxidos
Matriz
Agregado
MgO
2,45
--
Al2O3
13,53
--
SiO2
19,97
2,79
CaO
12,60
1,87
Cr2O3
2,56
--
TiO2
1,13
--
MnO
6,55
0,51
Fe2O3
41,21
94,83
Total
100
100
En la zona externa se mantiene la misma tendencia donde las morfologías suelen ser
agregados con aspecto masivo presentando (Figura 3.35) recristalizaciones esféricas de
hierro.
Figura 3.35. Aspecto general de agregados de hierro
De modo análogo a lo descrito sobre la muestra ACB, la composición de la matriz en el
interior de los áridos es rica en silicio, aluminio, hierro y calcio acompañados de
pequeñas cantidades de manganeso, titanio y cromo, tal y como se muestra en la Tabla
3.9.
88
Materiales
Tabla 3.9. Análisis químico de los constituyentes de la superficie del árido siderúrgico
CA mediante energía dispersiva de rayos X (EDX)
% Óxidos
Matriz ext
Esfera ext
MgO
3,20
4,33
Al2O3
1,48
--
SiO2
29,71
1,37
CaO
29,40
1,53
Cr2O3
3,46
--
TiO2
0,71
--
MnO
7,41
11,25
Fe2O3
24,63
81,52
Total
100
100
3.2.7 Caracterización física de los áridos siderúrgicos
El estudio de las distribuciones granulométricas se determinó de acuerdo a la norma
UNE EN 933-1:1998, a partir de muestras representativas de cada corte por partida
suministrada, tanto del árido siderúrgico procedente de CA como de ACB.
Las curvas de distribución granulométrica acumulada, que representan el porcentaje de
partícula que pasa por cada uno de los tamices correspondientes, se ilustran en las
Figuras 3.36 y 3.37.
La distribución granulométrica de los áridos empleados en un hormigón juega un papel
muy importante en las propiedades del mismo. Por tanto, para la fabricación a nivel
industrial de un hormigón siderúrgico, con determinadas propiedades, es necesaria la
homogeneidad y repetibilidad en la distribución granulométrica entre las diferentes
partidas de áridos.
89
Capítulo 3
100%
% Pasa acumulado
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0,001
0,01
0,1
1
10
100
0%
Abertura de tamices (mm)
CA(0-4) (I)
CA (4-12)(I)
CA(0-4) (II)
CA(12-25)(I)
CA (4-12)(II)
CA(12-25)(II)
Figura 3.36. Distribución granulométrica de la primera y segunda remesa de
áridos siderúrgicos de CA
100%
% Pasa acumulado
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0,001
0,01
0,1
1
10
100
0%
Abertura de tamices (mm)
ACB(0-4)(I)
ACB(0-4)(II)
ACB (4-12)(I)
ACB (4-12)(II)
ACB(12-25)(I)
ACB(12-25)(II)
Figura 3.37. Distribución granulométrica de la primera y segunda remesa de
áridos siderúrgicos de ACB
90
Materiales
En lo que a esto se refiere, los áridos siderúrgicos, tanto de CA como de ACB,
presentan homogeneidad entre partidas en lo relativo a las fracciones gruesas, sin
embargo, la fracción media en el caso del árido de CA, y las fracciones finas de ambos
revelan ligeras variaciones en su distribución granulométrica entre partidas. A este
respecto el contenido en finos por debajo de 0,063μm en ambos tipos de áridos
siderúrgicos varían entre partidas, desde 2,8% al 1,2% en el caso de CA y del 2,0% al
0,8% en el caso de ACB. En cualquier caso, ambos tipos de árido siderúrgico adolecen
de finos, por lo que para su empleo en hormigón, resulta necesaria la incorporación
finos en la fracción fina para cumplir los requisitos establecidos en la normativa.
Por otro lado, mediante porosimetría por intrusión de mercurio, se determinó la
porosidad, densidad, tamaño de poro promedio y distribución de tamaños de poro
correspondientes al árido siderúrgico. Para ello, se empleó un porosímetro modelo
«Autopore IV 9500» de la casa Micromeritics que alcanza una presión de 33000psia
(228MPa), equivalente a una determinación de tamaños de poro de hasta 0,0067μm. En
la Tabla 3.10 se resumen los resultados obtenidos en este ensayo.
Tabla 3.10. Porosidad, densidad real, tamaño de poro promedio y distribución de
tamaño de poro
Muestra
Porosidad
(%)
ρ real
(g/cm3)
Ø poro
promedio
(µm)
Distribución tamaño de
poro
CA
14,45
3,24
6,757
Bimodal en 30µm y 3µm con
asimetría hacia tamaños reducidos.
ACB
7,80
3,23
0,207
Bimodal en 0,01µm y 0,43µm con
asimetría hacia tamaños superiores.
Las Figuras 3.38 y 3.39 ilustran las distribuciones de tamaño de poro correspondientes a
cada uno de los materiales granulares objeto de estudio. El árido siderúrgico ACB
presenta menor porosidad que el CA. Adicionalmente, el diámetro de poro medio del
árido siderúrgico CA es notablemente superior al evidenciado por ACB. Esto explicaría
una mayor absorción del material granular procedente de CA con respecto al árido de
ACB (ver Tabla 3.11), si bien en ambos casos esta propiedad se encuentra por debajo
del 5% fijado por la Instrucción EHE08.
91
7,
0
60 878
,6
30 4 13
,2
17 3 65
,2
8
9, 59
05
4, 7 7
87
2, 1 5
50
1, 4 4
32
0, 7 4
67
0, 8 0
34
0, 9 8
18
0, 3 0
09
0, 5 4
05
0, 0 4
02
0, 6 3
01
0, 3 7
00
0, 9 1
00
57
35
Log Intrusión diferecial (mL/g)
35
7,
39
60 76
,6
5
30 30
,2
5
17 20
,2
75
9, 5
05
7
4, 8
92
6
2, 1
51
9
1, 5
31
4
0, 5
67
9
0, 6
35
0
0, 2
18
3
0, 3
09
5
0, 3
05
0
0, 4
02
6
0, 3
01
3
0, 7
00
9
0, 1
00
57
Log Intrusión diferecial (mL/g)
Capítulo 3
0,030
92
0,025
0,020
0,015
0,010
0,005
0,000
Diámetro de poro (µm)
Figura 3.38. Histograma de distribución de tamaños de poro del árido
siderúrgico CA
0,030
0,025
0,020
0,015
0,010
0,005
0,000
Diámetro de poro (µm)
Figura 3.39. Histograma de distribución de tamaños de poro del árido
siderúrgico ACB
Materiales
Las características físico-mecánicas de los áridos siderúrgicos, se presentan en la Tabla
3.11, donde se comparan con los límites establecidos en la actual Instrucción de
Hormigón Estructural, EHE08.
Tabla 3.11. Caracterización físico-mecánica de los áridos siderúrgicos frente a los
límites establecidos en la EHE08
Árido siderúrgico
Árido siderúrgico
Límite según
CA
ACB
EHE 08
Propiedad
y Norma
Fracción Fracción
0/4
4/12
12/25
0/6
6/12
12/20
gruesa
fina
Densidad s.s.s.
(g/cm3)
UNE-EN 1097-7
3,73
3,06
3,02
3,11
3,09
3,03
---
---
Densidad tras
secado (g/cm3)
UNE-EN 1097-8
3,67
2,94
2,91
3,04
2,99
2,93
---
---
Densidad
aparente (g/cm3)
--
3,33
3,26
--
3,75
3,79
--
--
Absorción (%)
UNE-EN 1097-6
1,61
4,04
3,77
2,23
3,11
3,35
≤ 5%
≤ 5%
Coeficiente de
friabilidad (%)
UNE
83.115:1989
7
--
--
1
--
--
--
≤ 40%
Índice de lajas
UNE-EN 933-3
---
---
1%
---
---
7%
<35%
---
17,5
≤ 40
(≤ 25 para
hormigones
de alta
resistencia)
---
---
≥ 70
(ambientes
I, IIa o IIb)
ó ≥ 75
(resto de
ambientes)
Resistencia a la
fragmentación
UNE-EN 1097-2
Equivalente de
arena
UNE-EN 933-8
Anexo A
Expansividad
(%) UNE -EN
1744-1
---
94
0,1
14
---
0,6
---
---
---
---
89
0,1
---
---
0,1
---
---
La EHE 08 no establece
limitación. Para
aplicaciones no ligadas el
máximo permitido es del
5%, si bien este valor
puede resultar excesivo en
cualquier aplicación ligada
con cemento. Una ligera
expansión del hormigón
inducida por el árido
siderúrgico puede
compensar la retracción
del mismo, en el rango
0,025% -0,035%.
93
Capítulo 3
Los áridos siderúrgicos, de ambas procedencias, cumplen todos los requisitos físicos
establecidos por la Instrucción de Hormigón Estructural (EHE 08). Cabe destacar una
elevada resistencia a la fragmentación manifestada por los dos muestras de áridos
siderúrgicos, poniendo de manifiesto que este tipo de áridos podrían resultar idóneos
para la elaboración de hormigones de alta resistencia.
3.3. ÁRIDO CALIZO
El árido natural calizo se suministró por la cantera de piedra Markomin-Giokoa, situada
en el término municipal de Mañaria (Bizkaia).
3.3.1 Caracterización morfológica del árido calizo
Este árido procede de una roca de grano fino con color gris oscuro, muy compacta y de
elevada cohesión.
Figura 3.40. Muestra de árido calizo (escala en cm)
Se trata de fragmentos subangulosos de una roca caliza compuesta, principalmente, por
calcita. Su textura es masiva, con un aspecto muy homogéneo, sin rasgos de alteración.
3.3.2 Caracterización química del árido calizo
La determinación de la composición química del árido calizo, se efectuó mediante
florescencia de rayos X con el mismo equipo y procedimiento descrito en el apartado
94
Materiales
3.2. La pérdida por calcinación (PPC), se determinó calcinando la muestra en atmósfera
oxidante a 975 ºC durante 1 hora, de acuerdo a la UNE-EN 196-2:2006. La Tabla 3.12
compila la composición química (expresada en porcentaje de óxidos) de los áridos
calizos utilizados en la presente Tesis Doctoral.
Tabla 3.12. Composición química de la muestra de árido calizo
Óxidos (%)
Árido calizo
CaO
51,68
SiO2
3,54
Al2O3
2,52
MgO
0,64
Fe2O3
0,34
SO3 Total
0,39
K2O
0,25
TiO2
0,05
Pérdida por calcinación
42,30
Dado que el árido natural analizado posee naturaleza caliza, el compuesto mayoritario
presente en su composición química es el óxido de calcio (CaO).
Adicionalmente, en la Tabla 3.13 se comparan las características químicas del árido
calizo, con los límites establecidos en la actual Instrucción de Hormigón Estructural,
EHE08.
El árido calizo objeto de estudio cumple todos los requisitos químicos para su uso en
hormigón establecidos por la Instrucción de Hormigón Estructural (EHE 08).
95
Capítulo 3
Tabla 3.13. Caracterización química del árido calizo frente a los límites establecidos
en la EHE08
Propiedad
y Norma
Árido calizo
0-4
4-12
Límite según EHE
12-25
Fracción
gruesa
Fracción
fina
≤ 0,05% en
hormigón
armado
≤
0,03% en
hormigón
pretensado
Contenido en cloruros
(%) UNE EN 1744-1
< 0,0007
--
< 0,0007
≤ 0,05% en
hormigón
armado
≤
0,03% en
hormigón
pretensado
Contenido en
compuestos totales de
azufre (%S) UNE-EN
1744-1
< 0,20
< 0,20
< 0,20
≤1%
≤ 1%
Contenido en sulfatos
solubles en ácido
(%SO3) UNE-EN
1744-1
< 0,20
< 0,20
< 0,20
≤ 0,8%
≤ 0,8%
Pérdida de peso por
ciclos de sulfato de
magnésio (%) UNE
EN 1367-2/99
--
--
0,15
18%
--
3.3.3 Caracterización mineralógica del árido calizo
La composición mineralógica de los materiales se determinó por la técnica de difracción
de rayos X, mediante el mismo equipo y procedimiento descrito en el apartado 3.2.
El difractograma correspondiente al análisis del árido natural calizo se muestra en la
Figura 3.41.
96
Materiales
Figura 3.41. Composición mineralogíca del árido natural calizo
La identificación de los picos de difracción del árido natural revela la existencia de
calcita (95%) y de dolomita (5%).
3.3.4 Caracterización microestructural del árido calizo
El estudio de la microestructura del árido calizo mediante microscopía electrónica de
barrido constató, como se puede ver en la Figura 3.42, la presencia de agregados de
calcita con los bordes significativamente rodados indicativos de procesos de disolución.
Como se observa en las Figuras 3.43 y 3.44, en los huecos y oquedades se detectaron
procesos de recristalización de calcita con tamaño de cristal menor y depósitos amorfos
ricos en hierro.
97
Capítulo 3
Figura 3.42. Aspecto general de los cristales de calcita
Figura 3.43. Calcita de recristalización
Figura 3.44. Depósito amorfo rico en
hierro sobre calcita
En la Tabla 3.14 se registran los resultados obtenidos en los microanálisis realizados en
el interior del árido calizo mediante energía dispersiva de rayos X.
Tabla 3.14. Análisis químico de los constituyentes del árido calizo mediante energía
dispersiva de rayos X (EDX)
98
% Óxidos
Matriz
Depósito
SiO2
--
3,68
CaO
100
3,20
Fe2O3
--
93,12
Total
100
100
Materiales
La composición de la matriz del árido natural es de calcio y los depósitos amorfos
analizados son ricos en hierro.
3.3.5 Caracterización física del árido calizo
El estudio de las distribuciones de tamaño de grano se determinó, con arreglo a la norma
UNE EN 933-1, sobre una muestra representativa de cada corte de árido calizo por
partida suministrada. Las curvas de distribución granulométrica acumulada, que
representa el porcentaje de partícula acumulada que pasa por cada uno de los tamices
correspondientes, se ilustran en la Figura 3.45.
100%
% Pasa acumulado
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0,001
0,01
0,1
1
10
100
0%
Abertura de tamices (mm)
12-25
6-12
0-2
filler
Figura 3.45. Distribución granulométrica del árido natural calizo
El contenido en finos por debajo de 0,063μm de la fracción fina del árido calizo alcanza
valores, muy superiores a los áridos siderúrgicos, en torno al 16%.
Las propiedades de absorción y densidad de las diferentes fracciones granulométricas
del árido natural se presentan en la Tabla 3.15.
99
Capítulo 3
Tabla 3.15. Absorción y densidad del árido natural calizo
Procedencia
Árido Natural
0/4
6/12
12/25
Absorción (%)
0,86
1,11
0,38
Densidad (g/cm3)
2,68
2,64
2,68
Los áridos naturales presentan menor densidad y absorción que los áridos siderúrgicos.
De tal manera que los áridos siderúrgicos exhiben alrededor de un 240% más de
absorción, así como un 20% más de densidad que los áridos calizos.
Mediante porosimetría por intrusión de mercurio, se determinó la porosidad, densidad,
tamaño de poro promedio y distribución de tamaños de poro correspondientes al árido
natural. En la Tabla 3.16 se resumen los resultados obtenidos en este ensayo.
Tabla 3.16. Porosidad, Densidad y Tamaño de poro promedio
Muestra
Árido
calizo
Porosidad
(%)
0,70
ρ
real
(g/cm3)
2,67
ρ
aparente
(g/cm3)
2,69
Ø poro
promedio
(µm)
Distribución tamaño de
poro
70 y 2,5
Bimodal. Predominan
tamaños grandes
centrados en 70µm frente
a los más reducidos en
torno a 2,55µm.
La Figura 3.46 ilustra la curva de distribución de tamaño de poro correspondiente al
árido natural calizo. Presenta una distribución de tamaño de poro bimodal, con dos
familias de tamaños de poro claramente diferenciados; por un lado, poros con tamaño
centrados en 70µm frente a otros más reducidos en torno a 2,55µm.
La porosidad del árido calizo es significativamente inferior a la porosidad de los áridos
siderúrgicos, de tal forma que los áridos ACB y CA presentan una porosidad 10 y 20
veces superior que el árido calizo, respectivamente. Esto explicaría la mayor absorción
del material granular siderúrgico frente al calizo.
100
Materiales
Log Intrusion Diferencial (mL/g)
0,0018
0,0016
0,0014
0,0012
0,0010
0,0008
0,0006
0,0004
0,0002
35
5,
72
60 47
,5
7
30 63
,2
3
17 66
,2
83
9, 5
05
7
4, 0
96
5
2, 9
54
4
1, 5
32
1
0, 0
67
9
0, 3
34
9
0, 3
18
3
0, 2
09
5
0, 3
05
0
0, 4
02
6
0, 3
01
3
0, 7
00
9
0, 1
00
57
0,0000
Diámetro de poro (µm)
Figura 3.46. Histograma de distribución de tamaños de poro del árido natural calizo
Las características físico-mecánicas y químicas del árido natural calizo, se presentan en
la Tabla 3.17, donde se comparan con los límites establecidos en la actual Instrucción de
Hormigón Estructural, EHE08.
Tabla 3.17. Caracterización físico-mecánicas y químicas del árido natural calizo frente
a los límites establecidos en la EHE08
Propiedad y norma
Densidad s.s.s. (g/cm3)
UNE-EN 1097-7
Densidad tras secado
(g/cm3)
UNE-EN 1097-8
Absorción (%)
UNE-EN 1097-6
Coeficiente de
friabilidad UNE
83.115:89
Equivalente de arena
UNE-EN 933-8
Anexo A
Índice de lajas UNEEN 933-3
Resistencia a la
fragmentación UNEEN 1097-2
0-4
Árido calizo
4-11
10-20
Límite según EHE
Fracción gruesa
Fracción fina
2,68
2,64
2,68
---
---
2,66
2,61
2,67
---
---
0,86%
1,11 (10’)
1,28 (24h)
0,38 (10’)
0,52 (24h)
≤ 5%
≤ 5%
26
---
---
---
≤ 40%
77%
---
---
---
≥ 70 (amb. I, IIa o IIb)
ó ≥75 (resto de amb.)
---
---
9%
≤ 35%
---
---
27%
≤ 40 (≤ 25 hormigones
de alta resistencia)
---
101
Capítulo 3
3.4. ARENA SILÍCEA
La arena silícea es una arena natural con contenidos en sílice superiores o iguales al
98%. La arena utilizada en la presente Tesis Doctoral fue suministrada por la empresa
Sibelco, S.A.
3.4.1 Caracterización morfológica de la arena silícea
Este árido está compuesto por arena fina a gruesa (0,1<Ø<1mm) en la que predominan
mayoritariamente (>95%) granos de cuarzo subredondeados de alta esfericidad,
acompañados por granos de feldespato, moscovita y minerales oscuros opacos (ver
Figura 3.47).
Figura 3.47. Muestra de árido «Arena arija» (escala en cm)
La arena tiene un color marrón debido a la presencia de óxidos e hidróxidos (limonita)
que tiñen tenuemente la superficie de los granos de cuarzo. Los granos de arena se
encuentran limpios y no presentan rasgos de alteración.
3.4.2 Caracterización química de la arena silícea
La caracterización química de la arena silícea, se ha llevado a cabo mediante
florescencia de rayos X, haciendo uso del mismo equipo y procedimiento descrito en el
102
Materiales
apartado 3.2. La Tabla 3.18 recoge la composición química (expresada en porcentaje de
óxidos) de la arena silícea utilizada en la presente Tesis Doctoral.
Tabla 3.18. Caracterización química de la muestra de arena silícea
Óxidos (%)
Arena silícea (A)
SiO2
97,10
Al2O3
0,86
Fe2O3
0,28
K2O
0,48
TiO2
0,17
3.4.3 Caracterización física de de la arena silícea
El análisis granulométrico de la arena silícea empleada se realizó mediante tamizado
manual. La Figura 3.48 recoge los resultados de la distribución granulométrica de la
arena silícea.
100%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0,001
0,01
0,1
1
10
0%
100
% Pasa acumulado
90%
Abertura de tamices (mm)
Arena silícea
Figura 3.48. Distribución granulométrica de la arena silícea
103
Capítulo 3
Esta arena silícea presenta un contenido en finos por debajo de 0,063μm similar a los
áridos siderúrgicos, en torno a 1%, por lo que este material también carece de finos.
3.5. CEMENTO PÓRTLAND
El CEM I 52,5R fue suministrado por la empresa FYM-CEMENTOS REZOLA
procedente de su planta en Arrigorriaga (Bizkaia).
3.5.1 Caracterización química del cemento
La composición química del cemento utilizado, expresada como óxidos, se obtuvo por
fluorescencia de rayos X, mediante el mismo equipo y procedimiento descrito en el
apartado 3.2. La Tabla 3.19 presenta la caracterización química del CEM I 52,5R.
Tabla 3.19. Caracterización del cemento
104
Óxidos
Composición (%)
CaO
62,59
SiO2
20,20
Al2O3
7,11
Fe2O3
3,08
SO3
3,72
MgO
0,81
K2O
0,90
Na2O
0,10
TiO2
0,216
P2O5
0,075
Mn2O5
0,054
PPC
2,38
Materiales
El análisis de la composición química del CEM I 52,5R revela que el componente
mayoritario es el óxido de calcio, seguido por el óxido de silicio, y en menor proporción
los óxidos de aluminio, hierro y azufre.
3.5.2 Caracterización física del cemento
La densidad real del CEM I 52,5R se determinó mediante el uso del volumenómetro de
Le Chatelier de acuerdo a la norma UNE 80103:1986. El método consiste en colocar
una masa de cemento, conocida y previamente desecada según UNE 80220:2000 en el
interior de un recipiente lleno de propanol (no reactivo con el cemento) hasta un primer
nivel dado. Al introducir el cemento, se produce un desplazamiento del líquido
densimétrico hasta un segundo nivel, dentro de una escala graduada que permite
conocer, mediante lectura directa, el volumen de la masa de cemento. La densidad del
cemento, recogida en la Tabla 3.20, se calcula dividiendo su masa entre el volumen
desplazado.
Tabla 3.20. Densidad del CEM I 52,5R
Muestra
Lectura
Masa del
inicial (cm3) cemento (g)
Lectura
final (cm3)
Diferencia
de lecturas
(cm3)
1
1,2
60,0006
20,7
19,5
2
1,4
60,0008
20,9
19,5
Densidad
media
(g/cm3)
3,08
La finura del cemento se determinó mediante el método de permeabilidad al aire o
método Blaine de acuerdo al procedimiento de ensayo establecido en la norma UNE-EN
196-6:2010.
La finura del cemento se mide como superficie específica mediante la observación del
tiempo que tarda una cantidad fija (ml) de aire en pasar de una masa compactada de
cemento de dimensiones y porosidad especificadas. Bajo condiciones normalizadas, la
superficie específica del cemento es proporcional a la raíz cuadrada del tiempo
necesario para que una cantidad de aire pase a través de la capa compactada de cemento.
105
Capítulo 3
El número y distribución de poros individuales se determina mediante distribución
granulométrica del cemento, que a su vez determina el tiempo para el paso de aire. Este
método es más comparativo que absoluto, siendo necesaria una muestra de referencia
con superficie específica conocida para la calibración del aparato.
Para una porosidad especificada de e=0,5 y una temperatura de ensayo de (20± 2)ºC la
superficie específica S (cm2/g) se expresa de acuerdo a la ecuación 3.3 siguiente:
[524,2 ∗ K ∗ (t ) ]
S=
0,5
3.3
ρ
Donde:
K es la constante del aparato utilizado, de valor 2,669
t es el tiempo medido en segundos
ρ es la densidad del cemento determinada en g/cm3
La superficie específica del cemento utilizado se presenta en la Tabla 3.21.
Tabla 3.21. Superfície específica del CEM I 52,5R
Muestra nº
ρ (g/cm3)
K
T (ºC)
t (s)
1
3,08
2,669
19
121
2
3,08
2,669
19
121
3
3,08
2,669
19
120
4
3,08
2,669
19
120
106
Smedia
(cm2/g)
4.992
Materiales
3.6. CONCLUSIONES RELATIVAS A LA CARACTERIZACIÓN
DE LOS MATERIALES
Del presente capítulo, se pueden destacar las siguientes conclusiones:
•
La escoria negra generada en la etapa de fusión de la chatarra, en horno eléctrico
de arco, se debe someter a un proceso de tratamiento para generar árido
siderúrgico ajustado a diferentes fracciones granulométricas.
•
Los áridos siderúrgicos están compuestos fundamentalmente por óxidos de
hierro, calcio, y silicio, acompañados de óxidos de aluminio, magnesio y
manganeso.
•
Los compuestos presentes en los áridos siderúrgicos asociados a procesos de
expansión, cal libre y periclasa, se sitúan por debajo del 0,5%, así como el
porcentaje de magnesia libre resulta inferior al 0,1%. De acuerdo a estos
resultados, cabe esperar que este material no manifieste procesos de expansión
significativos, asociados a la hidratación de la cal o la transformación de
periclasa a brucita, garantizando así la estabilidad dimensional de los áridos
siderúrgicos.
.
•
El hierro metálico presente en los áridos siderúrgicos estudiados es menor del
5%. El material granular procedente de CA revela mayor grado de
estabilización, es decir, estos áridos presentan la mitad de contenido en hierro
divalente que los provenientes de ACB, atribuible probablemente a un regado
inicial mas intensivo en el caso de la escoria de CA frente a la de ACB.
•
El análisis mineralógico de los áridos siderúrgicos muestra que el árido de ACB
está compuesto principalmente por wüstita y magnetita, acompañados por larnita
y gehlenita, ferrito monocálcico, así como cuarzo accesorio, mientras que el
árido de CA está compuesta principalmente por wüstita y akermanita-gehlenita,
107
Capítulo 3
acompañada por magnetita y kirschsteinita. La presencia de larnita (silicato
dicalcico) en la muestra de ACB analizada podría inducir, en sus fracciones
finas, una ligera mejora en la resistencia de un hormigón siderúrgico elaborado
con dicho árido frente al correspondiente de CA.
•
Los áridos siderúrgicos presentan mayor densidad y absorción que los áridos
naturales. Por un lado, la densidad del árido siderúrgico es un 20% mayor que la
manifestada por el árido calizo. Por otro lado, el árido siderúrgico exhibe
alrededor de un 240% más de absorción que el árido calizo. Por ello, se debe
tener en cuenta el incremento en la absorción de agua en el diseño de los
hormigones siderúrgicos, al objeto de garantizar una trabajabilidad adecuada, así
como una correcta relación de agua/cemento efectiva.
•
Los áridos siderúrgicos, tanto de CA como de ACB, presentan homogeneidad
entre partidas en lo relativo a las fracciones gruesas, sin embargo, la fracción
media en el caso del árido de CA, y las fracciones finas de ambos, y por ende, el
contenido en finos, revelan ligeras variaciones en su distribución granulométrica
entre partidas. Los dos tipos de árido siderúrgico estudiados adolecen de finos,
por lo que para su empleo en hormigón, resulta necesaria la incorporación finos
en la fracción fina, al objeto de cumplir los requisitos establecidos en la
normativa.
•
Los áridos siderúrgicos presentan entre 10 y 20 veces más porosidad que el árido
calizo, lo cual explica su mayor absorción con respecto al árido natural.
•
El árido siderúrgico ACB presenta menor porosidad que el CA. Adicionalmente,
el diámetro de poro medio del árido siderúrgico CA es notablemente superior al
evidenciado por ACB. Esto explicaría una mayor absorción del material granular
procedente de CA con respecto al árido de ACB, si bien en ambos casos esta
propiedad se encuentra por debajo del 5% fijado por la Instrucción EHE08.
108
Materiales
•
Los áridos siderúrgicos muestran una resistencia a la fragmentación y un índice
de lajas, significativamente, mejores que el árido calizo, lo cual conducirá a un
hormigón con mejores prestaciones mecánicas y mejor comportamiento frente al
desgaste.
•
El árido siderúrgico, de ambas procedencias, cumple todos los requisitos
establecidos por la Instrucción de Hormigón Estructural (EHE 08).
109
Capítulo 3
110
Dosificación
CAPÍTULO 4.- DOSIFICACIÓN
4.1. INTRODUCCIÓN
La dosificación de un hormigón es el proceso a través del cual se obtiene la proporción
óptima entre los componentes para lograr una trabajabilidad, resistencia y durabilidad
determinadas. Para un hormigón cualquiera estos componentes son: cemento, árido fino,
árido grueso, agua y, según el caso, aditivos.
Se pueden utilizar diversos métodos de dosificación para producir hormigón; la elección
depende de las características que debe reunir el hormigón que se desea fabricar. En esta
investigación se ha tratado de utilizar métodos de dosificación tradicionales como son
Füller y/o Bolomey, sin éxito. No obstante, dichos métodos han sido útiles como punto
de partida para obtener una primera aproximación. El ajuste de la misma se ha
alcanzado tras sucesivas pruebas de dosificación y amasado.
En los subsiguientes apartados se detalla el proceso de dosificación de los hormigones
con incorporación de árido siderúrgico procedente de las acerías de CA y ACB,
conforme a los objetivos planteados en la presente Tesis Doctoral.
111
Capítulo 4
4.2. DISEÑO DE DOSIFICACIONES
Para iniciar el diseño de la dosificación del hormigón es necesario definir algunos
parámetros básicos como son el tipo y cantidad mínima de cemento, la relación
agua/cemento máxima, la trabajabilidad del hormigón fresco, la resistencia del
hormigón endurecido y su comportamiento relativo a la durabilidad.
La trabajabilidad es una propiedad que incluye dos aspectos, fluidez y cohesión. Así,
esta propiedad indica la facilidad con la cual un material de base cemento puede ser
colocado y compactado. Depende del tipo construcción, métodos de vertido y
colocación. Se determina, habitualmente, mediante ensayos empíricos dirigidos a
valorar la capacidad del material a fluir. Los ensayos más comunes, llamados ensayos
de consistencia, se basan en el vaciado del material contenido en un molde
troncocónico, denominado cono de Abrams.
Dado que uno de los principales objetivos de la presente Tesis Doctoral es el diseño de
un hormigón a partir de áridos siderúrgicos, con requisitos estructurales para ser
colocado en obra mediante bombeo y/o proyección, la trabajabilidad del hormigón
diseñado debe ser fluida o líquida.
Por otra parte, los áridos siderúrgicos utilizados en este estudio proceden de acerías de
la CAPV, por lo que se entiende que éste ha de ser también el ámbito de aplicación del
hormigón resultante. Por tanto, el hormigón fue diseñado para su aplicación más
extendida en un ambiente IIa o IIb, conforme a las restricciones recogidas en la
Instrucción EHE08. No obstante, ante la posibilidad de aplicación en zonas próximas a
la costa o zonas con bajas temperaturas, también se evaluó, en el capítulo de
durabilidad,
el
comportamiento
de
los
hormigones
siderúrgicos
frente
al
comportamiento del hormigón calizo convencional ante ambientes tipo III y Q (ciclos
en agua de mar) y tipo F (ciclos de hielo-deshielo).
112
Dosificación
Por lo tanto, las condiciones de diseño del hormigón para la presente investigación se
especifican a continuación:
•
Máxima relación agua cemento efectiva (a/c): 0,55
•
Mínimo contenido de cemento (kg/m3): 300
•
Resistencia característica mínima objetivo a 28 días (MPa): 30 (correspondiente
a resistencias medias, a 28 días de curado, superiores a 38 MPa)
•
Consistencias: fluida o líquida
A partir de las distribuciones granulométricas de los materiales granulares presentadas
en el Capítulo 3, se estudió la curva granulométrica que garantizara su máxima
compactación. Para ello, se emplearon, inicialmente, los métodos de Bolomey
[Bolomey, 1935] y Füller. La curva de ajuste se enfrenta tanto a la curva teórica de
Bolomey como a la de Füller, al objeto de validar la continuidad de la granulometría.
Bolomey es una curva teórica que contempla el cemento como parte de la fracción fina.
En este sentido, si un material carece de finos -éste es el caso de los áridos siderúrgicosel ajuste a Bolomey podría incurrir en ciertos errores, al no visualizar correctamente la
fracción fina correspondiente al material granular.
Como aproximación preliminar, se preparó una amasada con cada tipo de árido
siderúrgico y una amasada de áridos de naturaleza caliza, tomados como referencia:
•
HAS-CA: hormigón con árido siderúrgico de CA y arena caliza de cantera
•
HAS-ACB: hormigón con árido siderúrgico de ACB y arena caliza de cantera
•
HP: hormigón patrón con árido calizo de cantera
Los ajustes granulométricos de cada uno de los hormigones arriba citados se ilustran en
las Figuras 4.1 a 4.6.
113
Capítulo 4
Curva teórica de Fuller
Curva teórica de Bolomey
140,00
Curva ajustada
140,00
Curva ajustada
Curva ajustada a tanteo
Curva ajustada por tanteo
120,00
120,00
100,00
100,00
80,00
80,00
60,00
60,00
40,00
40,00
20,00
20,00
0,00
0,00
0,001
0,01
0,1
0,001
1
10
0,01
0,1
1
10
100
100
Figura 4.1. HAS-CA-Ajuste a la curva de
Fuller
Figura 4.2. HAS-CA-Ajuste a la curva de
Bolomey
,
Curva teórica de Fuller
Curva teórica de Bolomey
120,00
Curva ajustada
Curva ajustada a tanteo
Curva ajustada por tanteo
100,00
80,00
0,01
0,1
60,00
60,00
40,00
40,00
20,00
20,00
0,00
1
10
100
Figura 4.3. HAS-ACB-Ajuste a la curva de
Fuller
0,001
0,01
0,1
120,00
Curva ajustada por tanteo
100,00
120,00
0,1
100,00
80,00
80,00
60,00
60,00
40,00
40,00
20,00
20,00
0,00
0,00
1
10
Figura 4.5. HP-Ajuste a la curva de
Fuller
100
0,001
0,01
0,1
1
10
Figura 4.6. HP-Ajuste a la curva de
Bolomey
A tenor de las gráficas anteriores, se observa, en varias de las dosificaciones, un cierto
desajuste entre las curvas teóricas y las ajustadas por tanteo empleadas en las
respectivas amasadas. Esto es debido, principalmente, a un solape inadecuado en los
114
100
Curva ajustada
Curva ajustada a tanteo
0,01
10
140,00
Curva teórica de Bolomey
Curva ajustada
0,001
1
Figura 4.4. HAS-ACB-Ajuste a la curva de
Bolomey
140,00
Curva teórica de Fuller
100,00
80,00
0,00
0,001
120,00
Curva ajustada
100
Dosificación
cortes de las fracciones de árido natural o siderúrgico, particularmente notable entre
algunas de las arenas y los guijillos.
Una vez ajustados los porcentajes de árido de cada huso granulométrico a añadir, se
llevó a cabo el proceso de amasado, tal y como ilustran las Figuras 4.7 a 4.9. Se
estableció un protocolo de amasado en el que se incluyeron los siguientes aspectos:
− Los áridos, tanto calizos como siderúrgicos, se introducen completamente secos.
− Relación a/c efectiva: 0,55, siendo el agua efectiva aquella que se dedica a mojar la
superficie de los áridos e hidratar los granos de cemento. El agua total, que al
introducir los áridos secos, es igual al agua de amasado, incluye, también, la
cantidad de agua derivada de la capacidad de absorción de cada corte
granulométrico, de acuerdo a la siguiente expresión:
a/c total= a/c efectiva + a/c absorción teórica
− Orden de introducción de los materiales en la amasadora: los áridos, de tamaño
grueso y medio, el filler, el cemento, el árido fino y por último, el agua con el
aditivo.
− Tiempo de amasado: 8 min.
Figura 4.7. Proceso de amasado
Figura 4.8. Adición de agua de amasado
115
Capítulo 4
Figura 4.9. Aspecto del hormigón tras el
proceso de amasado
El amasado representa una etapa importante en la fabricación del hormigón dado que
puede condicionar en sus propiedades, tanto en fresco como endurecido. La calidad de
un hormigón puede verse disminuida si el amasado no logra una dispersión homogénea
de las partículas de cemento en el agua.
Una vez finalizado el tiempo de amasado, se determinó la consistencia por medio de un
cono de Abrams, según la norma UNE-EN 12350-2:2009. Para ello, se colocó un molde
tronco-cónico con su tolva (Figura 4.10), en el centro de una placa metálica, apoyado
por su base mayor.
Figura 4.10. Ensayo de cono de Abrams
116
Figura 4.11. Medida de la consistencia
Dosificación
El llenado se realizó en dos capas, de acuerdo a la norma UNE EN 12390-2:2001, cada
una de las cuales se compactó con 25 golpes de pica. Una vez retirada la tolva, se enrasó
la superficie, antes de retirar el molde tronco-cónico. Finalmente, se midió la distancia
desde el punto más alto de la masa extendida (Figura 4.11) hasta la horizontal con el
borde del molde tronco-cónico, expresando el resultado de consistencia en milímetros.
Todo el ensayo se realizó a temperatura ambiental exterior.
Adicionalmente, se fabricaron probetas cilíndricas de 150mm de diámetro y 300mm de
altura (Figura 4.12) al objeto de determinar la resistencia a compresión a 7 y 28 días. El
llenado de las probetas se realizó en dos tandas, cada una de las cuales se compactó
durante 30 segundos mediante aguja vibradora, tratando de evitar la aparición de
coqueras.
Figura 4.12. Probetas de 150mm de
diámetro y 300 mm de altura
Durante las amasadas preliminares se evidenció muy baja trabajabilidad de los
hormigones elaborados con áridos siderúrgicos, obteniéndose un cono cero.
Consecuentemente, se determinó el empleo de un aditivo superplastificante.
Los superplastificantes son productos orgánicos que mejoran las propiedades del
hormigón tanto en estado en fresco como endurecido. Las moléculas presentes en su
composición se orientan, quedando el extremo hidrófilo absorbido a la superficie de los
granos de cemento, dando como resultado un efecto lubricante y una defloculación o
117
Capítulo 4
dispersión de los granos de cemento, mojados con una cantidad de agua mínima. Los
efectos de la adición de estos productos al hormigón inducen un aumento de la
plasticidad, mejora de la docilidad para una determinada relación a/c, lo cual permite
una disminución de la tendencia a la segregación durante el transporte, mejora de la
adherencia del hormigón con las armaduras, de la resistencia y durabilidad del
hormigón.
En las amasadas preliminares se utilizó un superplastificante, compuesto por
copolímeros vinílicos modificados, de la casa comercial SIKA. El porcentaje de aditivo
se ajustó de forma sucesiva al 1% del contenido en peso de cemento, al objeto de evitar
la segregación de la masa.
Los áridos siderúrgicos, al igual que los áridos calizos, se añadieron a la mezcla
completamente secos. El agua añadida a la mezcla durante el amasado incluye el agua
correspondiente al agua de absorción de los áridos.
La Tabla 4.1 presenta las dosificaciones empleadas para la fabricación de los
hormigones inicialmente propuestos. Asimismo, dicha tabla recoge resultados de
consistencia y resistencias a compresión a 7 y 28 días de edad de curado.
Los hormigones con árido siderúrgico tienden a adquirir la resistencia característica de
diseño a los 7 días de curado, si bien la trabajabilidad bajo el enfoque preliminar no
resulta la adecuada. El aspecto del hormigón siderúrgico, tal y como se ilustra en la
Figura 4.13, elaborado con una sustitución del 50% de la arena siderúrgica por arena
caliza, como es el caso de la dosificación HAS-CA, puso de manifiesto la presencia de
huecos y la ausencia de ligazón entre los áridos. Asimismo, en el desarrollo del ensayo
de cono de Abrams de este hormigón se comprobó el acuñamiento de los áridos durante
el vaciado del hormigón contenido en el molde troncocónico y el posterior
desmoronamiento del cono una vez desenmoldado, como se puede observar en la Figura
4.14. La morfología de los áridos siderúrgicos, es decir, la irregularidad de su superficie
debido a su acusada macroporosidad, como se detalla en el Capítulo 3, dificulta el
118
Dosificación
deslizamiento de la masa durante la retirada del molde troncocónico. Una vez retirado el
citado molde, la escasez de pasta entre los áridos provoca el derrumbe del cono.
Tabla 4.1. Dosificación preliminar de los hormigones con árido siderúrgico y árido
natural calizo
DOSIFICACIÓN
HP
HAS-CA
HAS-ACB
0-4
--
595
--
4-12
--
550
--
12-25
--
645
--
0-5
--
--
444
5-12
--
--
739
12-25
--
--
629
0-6
705
590
705
6-12
907
--
--
12-25
416
--
--
Agua amasado (kg/m3)
183
199
189
Agua total (kg/m3)
183
199
189
300
300
300
Relación a/c efectiva
0,55
0,55
0,55
Relación a/c absorción teórica áridos
0,06
0,11
0,08
Relación a/c total
0,61
0,66
0,63
CA (kg/m3)
ACB(kg/m3)
Árido natural calizo
(kg/m3)
Cemento (kg/m3)
CEM I 52,5 R
Superplastificante
%
1,0
1,7
1,0
(Sikament 500)
(kg/m3)
3,0
5,1
3,0
19*
150**
45
7 días
27,1
39,4
37,9
28 días
30,2
42,3
48,6
Cono Abrams (mm)
Resistencia a
Compresión (MPa)
* Segregación
** Los áridos ruedan sin pasta de cemento que los envuelva y ligue.
119
Capítulo 4
Figura 4.13. Aspecto de la masa de
hormigón HAS-CA
Figura 4.14. Cono HAS-CA
El estudio de ajuste de dosificaciones de hormigón con árido siderúrgico se continuó al
objeto de mejorar las contrariedades detectadas en las dosificaciones previas. A este
respecto, se planteó la optimización de los aditivos, así como la adición de filler calizo,
con el propósito de contribuir al aumento del contenido en finos, coadyuvando a
mejorar la consistencia de la masa [Manso et al, 2006]. Asumiendo que el aporte de
finos por parte de los áridos siderúrgicos es prácticamente nulo, la adición de filler
calizo para los hormigones siderúrgicos se fijó en 175 kg/m3, umbral máximo para el
contenido en finos en el hormigón, establecido por la EHE 08 en su artículo 31.
Bajo la premisa anterior, se fabricaron tres hormigones con un único tipo de áridos
siderúrgico, CA, y con diferentes contenidos en cemento, al objeto de verificar el efecto
asociado al aumento del contenido en cemento, tanto en la trabajabilidad como en las
propiedades mecánicas de los hormigones resultantes.
Los áridos siderúrgicos, CA, se añadieron a la mezcla completamente secos. El agua
añadida a la mezcla durante el amasado es el agua total, en la que se incluye el agua
correspondiente al agua de absorción de los áridos.
La Tabla 4.2 recoge las dosificaciones correspondientes, así como los resultados de
asiento de cono de Abrams, y resistencias a compresión obtenidos a 7 y 28 días de edad.
120
Dosificación
Tabla 4.2. Dosificación de HCA300, HCA325 y HCA350 con árido siderúrgico CA
(kg/m3)
DOSIFICACIÓN
HCA300
HCA325
HCA350
0-4
893
791
835
4-12
720
704
666
12-25
701
745
678
Filler (kg/m3)
171
168
161
Agua amasado (kg/m3)
234
247
259
Agua total (kg/m3)
234
247
259
300
325
350
Relación a/c efectiva
0,55
0,55
0,55
Relación a/c absorción teórica áridos
0,23
0,21
0,19
Relación a/c total
0,78
0,76
0,74
CA(kg/m3)
Cemento (kg/m3)
CEM I 52,5 R
Superplastificante
(%)
1%
1%
1%
(Sikament 500)
(kg/m3)
3,0
3,2
3,5
0
20
10
7 días
33,3
35,7
27,6*
28 días
38,0
38,9
34,0*
Cono Abrams (mm)
Resistencia a
Compresión (MPa)
*Segregación
Sobre la base de los resultados expuestos en la Tabla 4.2, la adición de filler calizo no
logró mejorar la trabajabilidad de los hormigones fabricados. El filler, presenta una
elevada superficie específica, por lo que requiere más agua de amasado, con lo que no
contribuye a dotar de docilidad a la masa. Sin embargo, su presencia mejoró el aspecto
de la masa aportando mayor continuidad entre los áridos y la pasta de cemento, puesto
que se observó una envoltura de los áridos por la pasta, como se ilustra en las Figuras
4.15 a 4.17. No obstante, otros autores [Manso et al, 2006] sí que obtuvieron mejora en
la trabajabilidad de la masa con la sustitución del 50% de la arena siderúrgica por filler
calizo, pasando de cono 0 a 120mm.
121
Capítulo 4
Figura 4.15. Cono HCA300
Figura 4.16. Cono HCA325
Figura 4.17. Cono HCA350
Respecto al contenido de cemento, se optó por mantenerlo en 300 kg/m3, dado que este
contenido mínimo de cemento permitía alcanzar resistencias mecánicas aceptables y se
constató que su aumento no reportaba una mejora sustancial de la trabajabilidad.
Dado que la adición de filler calizo ejerce un efecto beneficioso en la continuidad entre
los áridos y la pasta de cemento, pero no resulta eficaz para alcanzar una mejora
suficiente en la trabajabilidad de los hormigones, como siguiente estadio se planteó,
adicionalmente, la sustitución de parte de la arena siderúrgica por arena silícea
[Papayanni et al, 2010]. Para ello, se continuó trabajando con el árido siderúrgico de
CA, realizando pruebas con diferentes porcentajes de sustitución de arena siderúrgica
por arena silícea, 25%, 50% y 75%. Además, se decidió cambiar de aditivo a utilizar
122
Dosificación
FLUX AR, de la casa AXSIS, plastificante basado en una solución de sal modificada
del ácido lignosulfónico.
En consenso con investigaciones previas [Manso, 2001], otras experiencias de
investigación para la fabricación de hormigones siderúrgicos, desarrolladas de manera
paralela a la presente Tesis Doctoral, pusieron de manifiesto mejores resultados en la
trabajabilidad de los hormigones resultantes cuando los áridos siderúrgicos se añadían a
la mezcla con una humedad próxima a su capacidad de absorción. Por lo que en la
siguiente serie de amasadas se optó por modificar este aspecto en el protocolo de
amasado, añadiendo los áridos siderúrgicos CA con la humedad del acopio. Por lo tanto,
el agua total incluye el agua que aportan los áridos y el agua añadida durante el proceso
de amasado.
a/c total = a/c amasado + a/c acopio
Así mismo, a tenor de la escasa trabajabilidad obtenida en dosificaciones anteriores se
decidió, en adelante, para el caso de los hormigones siderúrgicos no fijar la relación a/c
efectiva
en 0,55, utilizando el agua necesaria para alcanzar trabajabilidades adecuadas para
un hormigón bombeable. De esta forma, el cálculo de la relación a/c efectiva vendrá
dado por la siguiente expresión:
a/c efectiva = a/c total − a/c absorción teórica
A objeto de determinar la resistencia a compresión a 7 y 28 días se fabricaron probetas
cilíndricas de 150mm de diámetro y 300mm de altura, compactando con 25 golpes de
pica las dos capas de llenado. La Tabla 4.3 desglosa las respectivas dosificaciones, así
como los valores de resistencia a compresión obtenidos a 7 y 28 días de edad.
123
Capítulo 4
Tabla 4.3. Dosificación de HCA25A, HCA50A y HCA75A con árido siderúrgico CA
DOSIFICACIÓN
HCA25A HCA50A HCA75A
0-5
826
550
275
4-12
652
646
647
12-25
561
561
561
Filler (kg/m3)
171
175
175
Arena silícea
214
426
640
Agua amasado (kg/m3)
90
108
141
Agua total (kg/m3) (Agua total = Agua amasado+ Agua acopio)
255
237
258
Cemento CEM I 52,5 R (kg/m3)
300
300
300
Relación a/c efectiva
0,65
0,60
0,63
Relación a/c absorción teórica áridos
0,20
0,19
0,17
Relación a/c total* (kg/m3)
0,85
0,79
0,80
1,2%
1%
1%
3,6
3,0
3,0
115*
70
105
7 días
24,2
33,9
30,9
28 días
33,3
39,8
38,2
CA (kg/m3)
Superplastificante
(%)
(FLUX AR)
(kg/m3)
Cono Abrams (mm)
Resistencia a
Compresión (MPa)
*Segregación
Los resultados obtenidos revelaron que la incorporación de arena silícea mejoraba de
manera notable la trabajabilidad del hormigón, hasta alcanzar consistencias fluidas. En
las Figuras 4.18 a 4.20 se ilustran los asientos del cono de Abrams de las dosificaciones
definidas en la Tabla 4.3.
124
Dosificación
Figura 4.18. Cono HCA25A
Figura 4.19. Cono HCA50A
Figura 4.20. Cono HCA75A
El resultado obtenido en el caso de 25% de sustitución de arena siderúrgica por arena
silícea no fue el deseado; se obtuvo una masa poco trabajable con disgregación de los
áridos. Tanto en este caso como en las dosificaciones anteriores, donde se sustituyó
parte de la arena siderúrgica por caliza, se constató que existe una ventana “estrecha” en
la relación a/c entre consistencia fluida y consistencia líquida con segregación. En el
caso del 50% de sustitución, la trabajabilidad mejoró sustancialmente y por último, la
sustitución del 75% ofreció el mejor resultado. Se demuestra, por tanto, que la
trabajabilidad de la masa mejora conforme aumenta el porcentaje de sustitución de
arena siderúrgica por arena silícea. A la vista de estos resultados, se constata que la
adición de arena silícea favorece considerablemente la trabajabilidad del hormigón
fabricado con árido siderúrgico hasta alcanzar consistencias fluidas.
125
Capítulo 4
Los valores de resistencia a compresión muestran que los mejores resultados relativos a
esta propiedad se obtuvieron en el caso de los hormigones elaborados con un 50% de
sustitución. No obstante, la resistencia a compresión que se obtuvo a 28 días fue muy
similar tanto en el caso de 50% y 75% de sustitución de arena siderúrgica por arena
silícea, alcanzando en ambos casos la resistencia característica de diseño.
Los valores de resistencia obtenidos, tanto en la dosificación HCA50A como en
HCA75A, son similares al hormigón HCA300, si bien la trabajabilidad, utilizando una
a/c total similar, mejoró sustancialmente, pasando de cono 0 a 70 y 105mm,
respectivamente. Por el contrario, la dosificación HCA25A exhibe valores inferiores de
resistencia como consecuencia de la segregación evidenciada durante el amasado. No se
observó penalización en la resistencia de los hormigones fabricados por el hecho de
incorporar arena silícea en su composición.
En adelante, se continuó el ajuste de la dosificación de los hormigones sustituyendo el
75% de la arena siderúrgica por arena silícea. Asimismo, con el ánimo de reducir la
relación a/c total, se decidió cambiar de aditivo superplastificante y utilizar CREATIVE
L30, de la casa AXSIS, basado en polímeros derivados de ácidos policarboxílicos. Bajo
estas dos premisas, se fabricaron hormigones con áridos siderúrgicos de las acerías CA
y ACB, así como un hormigón patrón calizo de referencia.
En la Figura 4.21 se ilustra las curvas granulométricas de la fracción fina total de los
dos tipos de hormigones fabricados, así como los límites entre los cuales el artículo
28.4.1 de la EHE08 recomienda que esté comprendida la curva granulométrica del árido
fino total.
La fracción fina total empleada para la fabricación de los hormigones de naturaleza
siderúrgica, en la que se incluye el corte fino del árido, la arena silícea y el filler, se
encuentra ligeramente por encima del límite establecido por la instrucción EHE08. A su
vez, la fracción fina total en el caso de árido calizo queda por encima de la siderúrgica,
126
Dosificación
debido al mayor contenido en finos de este tipo de árido, en torno a un 15% más
respecto al árido siderúrgico.
100%
% Pasa acumulado
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0,001
0,01
0,1
1
10
100
0%
Abertura de tamices (mm)
Comb. fracción fina, siderúrgico
Comb. fracción fina, calizo
máx EHE08
mín EHE08
Figura 4.21. Curva granulométrica de la fracción de árido fino total
correspondiente a los hormigones siderúrgicos y calizo
Los áridos siderúrgicos se añadieron a la mezcla con la humedad de acopio, mientras
que los áridos naturales se mezclaron con el resto de componentes, completamente
secos. La Tabla 4.4 recoge las dosificaciones asociadas, así como los valores de
resistencia a compresión obtenidos a 7 y 28 días de curado.
Se ha de destacar que la trabajabilidad alcanzada por los hormigones siderúrgicos fue
similar a la obtenida en el caso del hormigón calizo, si bien la relación agua /cemento
total es sustancialmente superior en el caso de los hormigones siderúrgicos.
Tal y como cabía esperar, la densidad del hormigón siderúrgico fresco, según la norma
UNE EN 12350-6:2006 es mayor que la del hormigón calizo. En el caso del hormigón
elaborado con árido siderúrgico ACB presentó una densidad en fresco ligeramente
127
Capítulo 4
superior al hormigón de áridos de CA, debido a la mayor densidad del árido ACB frente
al árido CA.
Tabla 4.4. Dosificación de HCA, HACB y HPA
DOSIFICACIÓN
HCA
HACB
HPA
0-4
275
--
--
4-12
647
--
--
12-25
561
--
--
0-6
--
293
--
6-12
--
721
--
12-20
--
629
--
0-4
--
--
179
4-12
--
--
635
12-25
--
--
567
Filler calizo (kg/m3)
175
176
141
Arena silícea (kg/m3)
640
640
502
Agua amasado (kg/m3)
126
114
165
Agua total (kg/m3) (Agua total = Agua amasado+ Agua acopio)
207
195
178*
Cemento (kg/m3) CEM I 52,5 R
300
300
300
Relación a/c efectiva
0,52
0,48
0,55
Relación a/c absorción teórica áridos
0,17
0,17
0,05
Relación a/c total
0,69
0,65
0,59
CA (kg/m3)
ACB (kg/m3)
Calizo (kg/m3)
Superplastificante
(%)
1,2
1,2
1,2
(CREATIVE)
(kg/m3)
3,6
3,6
3,6
Densidad en fresco (kg/m3)
2604
2762
2410
Cono Abrams (mm)
210
200
210
7 días
49,8
52,8
36,5
28 días
55,0
55,7
40,8
67
67
59
Resistencia a
Compresión (MPa)
Precio hormigón (€/m3)
*Los áridos calizos se introducen en la amasada secos, por lo que el Agua acopio es cero.
128
Dosificación
El cambio de aditivo permitió, en todos los casos, una notable reducción del agua
necesaria para el amasado, y por tanto una reducción en la relación a/c total de
aproximadamente un 16%. La mejora por efecto del cambio de aditivo, de naturaleza
vinílica por otro en base policarboxílico, es debida a que los grupos vinílicos son
sensiblemente más voluminosos que los grupos carboxílicos en la cadena principal de la
unidad molecular del aditivo, por lo que el efecto estérico, les dificulta su introducción
en la capa electropositiva formada en la superficie negativa de los áridos siderúrgicos,
para inducir el efecto dispersante de los granos de cemento mojados.
Se constató, por tanto, una primordial mejora de la trabajabilidad y la resistencia
mecánica a compresión, alcanzando a 7 días de edad una resistencia un 30% superior a
la resistencia característica objetivo. En las Figuras 4.22 a 4.24 se ilustran los asientos
del cono de Abrams de las dosificaciones definidas en la Tabla 4.4.
Figura 4.22. Cono HCA
Figura 4.23. Cono HACB
Figura 4.24. Cono HPA
129
Capítulo 4
De acuerdo a la bibliografía consultada, ampliamente analizada en el Capítulo 2, en la
mayoría de los estudios para la fabricación de hormigón siderúrgico [Abdulaziz et al,
1997; Amaral, 1999; Etxeberria et al, 2010] se realiza una sustitución total de la arena
siderúrgica por arena caliza obteniendo hormigones de consistencias plásticas. Otros
investigadores como el profesor Manso [Manso et al 2006] consiguieron elaborar
hormigón siderúrgico de consistencia blanda sustituyendo el 50% de la arena
siderúrgica por filler calizo. Recientemente, Papayianni en su investigación [Papayianni
et al, 2010] optó por la sustitución del 50% de la arena siderúrgica por arena silícea, que
suponía un 28% del total de los áridos, porcentaje similar al utilizado en los hormigones
fabricados en la presente Tesis Doctoral, dando lugar a un hormigón de consistencia
fluida.
A tenor de lo expuesto anteriormente, desde el punto de vista de la trabajabilidad de los
hormigones siderúrgicos, se ha logrado mejorar esta propiedad hasta alcanzar
consistencias líquidas, óptimas para su colocación en obra mediante bombeo, con un
menor contenido en cemento que el propuesto en la bibliografía.
En cualquier caso el rumbo de esta investigación no se ha basado en la viabilidad
económica de los hormigones fabricados puesto que se ha constatado que la adición de
arena silícea encarece considerablemente el precio del hormigón y es posible que no
resulte competitivo en el ámbito geográfico donde se desarrolla esta Tesis Doctoral. Por
ello, se deben plantear otras vías a través de las cuales ganar trabajabilidad en los
hormigones siderúrgicos como pueden ser la sustitución total de la arena siderúrgica por
arena de naturaleza caliza, el empleo de aditivos aireantes, etc.
En cuanto a la primera posibilidad, Luciana Amaral, [Amaral, 1999] en su Tesis
Doctoral puso de manifiesto que la mejora en las propiedades mecánicas de los
hormigones debido a la sustitución de los áridos calizos por áridos siderúrgicos es
responsabilidad de la fracción gruesa. Por otra parte, la ausencia de reactividad en la
arena siderúrgica sin el tratamiento térmico adecuado (calentamiento, en un crisol de
grafito, de la arena siderúrgica hasta fundir de nuevo, mantener durante 10 minutos en
130
Dosificación
estado líquido y, finalmente, enfriamiento rápido en agua), tal y como afirma Muhmood
[Muhmood et al, 2008], reduce el interés de su empleo como árido para hormigón.
Respecto al empleo de aireantes, estos productos son agentes inclusores de aire en el
hormigón, de manera que incorporan microburbujas de dimensiones controladas
homogéneamente distribuidas en la estructura, dotando al hormigón fabricado de una
mejora en la trabajabilidad y docilidad en su puesta en obra. Además, el empleo de estos
aditivos ofrece otras ventajas añadidas como prevención de la segregación, disminución
de la permeabilidad, aumento de vida útil del hormigón sometido al ataque de agentes
climatológicos (hielo-deshielo), mejora del acabado superficial y la reducción de la
densidad del hormigón. Esto supondría obtener hormigones siderúrgicos con densidad
controlada; es decir, similar a un hormigón convencional, pero con mejores prestaciones
mecánicas.
En el Capítulo 5, se recogen las propiedades físico-mecánicas de las formulaciones
optimizadas de los hormigones siderúrgicos en estado endurecido, frente a las
presentadas por un hormigón convencional de árido natural calizo.
4.3. CONCLUSIONES DEL DISEÑO DE DOSIFICACIONES DE
HORMIGONES ELABORADOS CON ÁRIDO SIDERÚRGICO
Del estudio de dosificación de hormigones elaborados a partir de áridos siderúrgicos,
procedentes de dos acerías distintas situadas en la CAPV, se pueden extraer las
siguientes conclusiones:
•
Los hormigones elaborados con un 50% de sustitución de la arena caliza por
arena siderúrgica, presentan una trababilidad prácticamente nula, utilizando
aditivo superplastificante en base copolímeros vinílicos modificados.
131
Capítulo 4
•
Los áridos siderúrgicos adolecen de finos por lo que para su uso en la
fabricación de hormigón resulta necesario un aporte adicional de los mismos.
•
La adición de filler calizo no resulta eficaz para mejorar la trabajabilidad de los
hormigones fabricados con 100% árido siderúrgico. Sin embargo, su presencia
aporta mayor continuidad entre los áridos y la pasta de cemento.
•
Adicionalmente, para contrarrestar la irregular superficie de los áridos
siderúrgicos resulta beneficioso la adición de un árido fino de morfología
redondeada, que aporte fluidez a la masa, como es la arena de naturaleza silícea.
•
La trabajabilidad del hormigón fabricado con árido siderúrgico mejora conforme
aumenta el porcentaje de sustitución de arena siderúrgica por arena silícea, hasta
alcanzar consistencias líquidas. No obstante, el uso de arena silícea encarece el
precio del hormigón, por lo que se deben considerar otras vías como el empleo
de arena de naturaleza caliza con aditivos aireantes.
•
La incorporación de áridos siderúrgicos al hormigón, en virtud de una absorción
aproximadamente 3 veces superior a la del árido calizo, incrementa la demanda
de agua alrededor de un 5-10%. No obstante, los hormigones siderúrgicos
fabricados con un contenido en cemento de 300kg/m3 y una relación a/c total
comprendida entre 0,6 y 0,7, por tanto, superior al 0,55 establecida en la
instrucción EHE08 para un ambiente tipo II, a la edad de curado de 7 días,
alcanzan valores superiores a la resistencia característica fijada como objetivo,
garantizando una resistencia característica de al menos 30MPa.
•
Los áridos siderúrgicos, al objeto de mejorar la trababilidad de la masa, deben
añadirse a la mezcla con una humedad ligeramente superior a su capacidad de
absorción, asegurando que la superficie de los áridos esté mojada. La cantidad
de agua total necesaria para la fabricación de hormigón con áridos siderúrgicos
132
Dosificación
contempla dicha humedad de acopio y el agua añadida durante el proceso de
amasado.
•
La cantidad de agua necesaria para la fabricación de hormigones siderúrgicos de
consistencia fluida o líquida, puede reducirse un 20% con la adición de aditivos
superfluidificantes. La elección del aditivo más adecuado para cada dosificación
es determinante para optimizar la relación agua/cemento. Se ha constatado que,
en el caso de incorporar árido siderúrgico en el hormigón, se obtienen mejores
resultados utilizando aditivos superplastificantes a base de polímeros derivados
de ácidos policarboxílicos.
•
El contenido mínimo de cemento fijado por la EHE 08 para ambientes IIa y/o
IIb, 300 kg/m3, ha permitido alcanzar resistencias mecánicas superiores a la de
diseño, por lo que podría ser factible reducir el contenido en cemento para el uso
de hormigones siderúrgicos en este tipo de ambientes.
133
Capítulo 4
134
Propiedades del estado endurecido
CAPÍTULO 5.- PROPIEDADES FÍSICO-MECÁNICAS EN
ESTADO ENDURECIDO
5.1. INTRODUCCIÓN
Los hormigones hidráulicos, como cualquier material de base cemento, han de
garantizar, en estado endurecido, una determinada capacidad de soportar esfuerzos
mecánicos, así como una adecuada resistencia a la degradación ante agentes agresivos
conforme al uso para el que han sido diseñados. Este capítulo se centra en el estudio de
las propiedades físico-mecánicas de los hormigones hechos con áridos siderúrgicos,
frente a las ofrecidas por un hormigón tradicional elaborado con árido natural, mientras
que los aspectos relativos a su durabilidad se abordan en el Capítulo 6.
Así, en el presente capítulo se investiga el efecto que genera la incorporación de los
áridos siderúrgicos en las siguientes propiedades del hormigón, comparándolas con las
exhibidas por un hormigón fabricado con árido natural:
•
Absorción y densidad
•
Resistencias a compresión y tracción indirecta
•
Módulos de deformación longitudinal
135
Capítulo 5
5.2. ABSORCIÓN Y DENSIDAD
La absorción de agua del hormigón es una propiedad estrechamente relacionada con la
durabilidad del mismo, ya que la mayor parte de los procesos de deterioro que puede
sufrir este tipo de material están íntimamente relacionados con la circulación de agua en
el interior de su red porosa. Dicha propiedad determina la capacidad natural de absorber
agua, se expresa en % y responde al volumen de agua presente en sus poros, tras su
completa inmersión en agua durante un periodo de 24 horas, de tal forma que cuanto
menor es el coeficiente de absorción, menor será la influencia negativa del agua en el
hormigón y cabrá esperar mejores resultados de durabilidad.
En cuanto a la densidad del hormigón endurecido, ésta depende de la que posean los
áridos, de su granulometría y del volumen de los mismos en la dosificación. La
densidad del hormigón también está ligada con la relación a/c, de modo que cuanto
mayor sea ésta, más poroso resulta el hormigón. El hormigón puede clasificarse
atendiendo a su densidad [CEB-FIP, 1995]:
•
Hormigón ligero: densidad seca < 2.000 kg/m3.
•
Hormigón de peso normal: densidad seca ≥2.000kg/m3 y <2.800kg/m3.
•
Hormigón pesado: densidad seca >2.800 kg/m3.
El cálculo de la absorción y densidad de los hormigones siderúrgicos y calizo se llevó a
cabo según lo establecido en la norma UNE EN 12390-7:2009. En la Tabla 5.1 se
recogen los valores de absorción, densidad seca y densidad saturada obtenidos para cada
tipo de hormigón.
Tabla 5.1. Absorción, Densidad seca y Densidad saturada según UNE EN 12390-7:09
136
Muestra
Absorción
(%)
Densidad Seca
(kg/m3)
Densidad Saturada
(kg/m3)
HPA
3,48
2.361
2.444
HCA
4,18
2.528
2.634
HACB
2,55
2.726
2.786
Propiedades del estado endurecido
En el caso de los hormigones siderúrgicos, el tipo HCA presenta una capacidad de
absorción en torno a un 40% superior a la del HACB. Esta diferencia en la capacidad de
absorción de ambos hormigones siderúrgicos es directamente proporcional a la
diferencia de porosidad, medida mediante porosimetría de mercurio, entre los áridos
siderúrgicos CA y ACB, puesto que la porosidad del árido CA es un 45% superior a la
de árido ACB. Esta correspondencia no se cumple en el caso del hormigón calizo, a
pesar de presentar una porosidad del árido calizo alrededor de un 90% inferior a la
porosidad de los áridos siderúrgicos CA y ACB, la capacidad de absorción del
hormigón calizo se encuentra entre la de los hormigones siderúrgicos, siendo tan solo
un 20% inferior a la del hormigón siderúrgico HCA e incluso, un 30% mayor que la del
hormigón siderúrgico HACB. Este hecho puede estar asociado a la mayor porosidad de
borde constatada en la interfase árido/pasta de los áridos calizos frente a los áridos
siderúrgicos, tal y como se observa en el apartado 5.3.3 del presente Capítulo.
Cabe reseñar que la metodología de ensayo no permite identificar completamente la
porosidad del hormigón, debido a que el tiempo que la probeta de hormigón permanece
sumergida en el agua (24h) resulta un periodo demasiado corto para que el hormigón se
sature, obteniéndose una medida parcial de la porosidad, por lo que no se han registrado
dichos valores en la Tabla 5.1.
En cuanto a la densidad, los hormigones siderúrgicos resultan sustancialmente más
pesados que el hormigón calizo, debido a la mayor densidad de los áridos siderúrgicos,
CA y ACB alrededor de un 20% y 25% respectivamente, frente a los áridos calizos.
5.3. RESISTENCIA A COMPRESIÓN
La resistencia a compresión del hormigón depende de la combinación de varios factores
que afectan a la porosidad de la pasta y a la zona de transición, tales como la naturaleza,
proporción y propiedades de los materiales que componen el hormigón, grado de
compactación, así como el modo y la edad de curado [Mehta y Monteiro, 1993].
137
Capítulo 5
A continuación se expone el método experimental, se presentan los resultados y se
discute las principales conclusiones obtenidas en el estudio de resistencias mecánicas de
los hormigones siderúrgicos frente a un hormigón calizo de referencia.
5.3.1 Metodología experimental
Las de resistencias a compresión y tracción indirecta se determinaron de acuerdo a las
normas UNE EN 12390-3:2009 y UNE EN 12390-6:2010, respectivamente. Por cada
tipo de árido y edad de rotura, se fabricaron 3 probetas cilíndricas de 150mm de
diámetro por 300mm de altura, con el fin de determinar la resistencia a compresión a 7 y
28 días.
La elaboración de los hormigones se llevó a cabo de acuerdo a las dosificaciones
optimizadas presentadas en la Tabla 4.5, incluida en el Capítulo 4. Una vez finalizado el
tiempo de amasado, se determinó la consistencia por medio de un cono de Abrams y se
dio comienzo al llenado de los moldes cilíndricos. Este proceso se efectuó en dos capas,
sometiendo, cada una, a 25 golpes de picado.
Tras las primeras 24 horas, las probetas se extrajeron del molde y se introdujeron en
cámara húmeda a 90% de humedad relativa y 20ºC de temperatura hasta la edad de
rotura. Los ensayos de resistencia se efectuaron a 7, 28, 56 y 90 días, al objeto de
analizar la evolución de dicha propiedad con la edad de curado, en prensas automáticas
de la marca Ibertest (Figura 5.1). Para cada tipo de hormigón, se obtuvo un valor medio
a partir de tres valores unitarios de resistencia a compresión.
138
Propiedades del estado endurecido
Figura 5.1. Equipo utilizado para la determinación de resistencia
Dado que la resistencia mecánica de los materiales de base cemento guarda estrecha
relación con la micropososidad de la matriz cementante [Vegas, 2009], se determinaron,
mediante porosimetría de mercurio, diferentes datos relativos al tamaño, volumen y
distribución de poros. Para ello, se utilizó un porosímetro de mercurio cuyas
características se describen en el apartado 3.2.7.
5.3.2 Resultados y discusión
Se ha constatado en el capítulo relativo a la caracterización de materiales que los áridos
siderúrgicos presentan mayor resistencia a la fragmentación que los áridos calizos. En
consecuencia, cabe esperar que la incorporación de áridos siderúrgicos al hormigón
genere un aumento relativo de la capacidad resistente frente al árido natural.
La Tabla 5.2 presenta los valores de resistencia a compresión alcanzados por los
diferentes tipos de hormigones fabricados: hormigón patrón calizo (HPA) y hormigones
siderúrgicos (HCA y HACB).
139
Capítulo 5
Tabla 5.2. Resistencias a compresión de HPA, HCA y HACB a distintas edades según
UNE EN 12390-3:2009
Edad (días)
Dosificación
7
28
38,6
HPA
HCA
HACB
36,9
56
42,4
36,5
37,5
90
52,3
40,8
54,8
53,3
53,4
58,8
34,1
40,8
53,0
58,9
51,0
57,1
66,2
64,1
51,9
49,8
53,4
55,0
57,9
62,2
65,0
46,5
54,4
62,5
62,4
53,8
51,3
59,2
62,3
48,9
52,8
55,5
64,3
55,7
51,4
57,7
58,4
58,4
61,6
57,0
63,8
60,4
57,3
En general, los valores de resistencia a compresión obtenidos en los hormigones
fabricados con áridos siderúrgicos, tanto para la procedencia CA como ACB, son muy
similares entre sí y superiores a los alcanzados en el hormigón fabricado con áridos
naturales, en concordancia con las propiedades mecánicas de los materiales granulares.
Ensayos mecánicos realizados sobre el material granular pusieron de manifiesto valores
de resistencia a compresión simple de los áridos siderúrgicos en torno a los 90MPa,
frente a los 50MPa exhibidos por el árido calizo.
Adicionalmente, para un mejor análisis de la evolución de resistencias con el tiempo, se
estimó oportuno trabajar con valores de resistencia media relativos respecto al hormigón
calizo para cada edad de curado, la de cada uno de los hormigones, de tal forma que la
resistencia media relativa del hormigón calizo resulta ser, en todos los casos, la unidad.
La Figura 5.2 ilustra la evolución de la resistencia a compresión relativa de los distintos
tipos de hormigones normalizados.
140
Propiedades del estado endurecido
Resistencia a compresión
relativa (MPa)
1,6
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
7
28
56
90
Edad (días)
HPA
HCA
HACB
Figura 5.2. Resistencia a compresión relativa de los hormigones
El hormigón siderúrgico experimenta resistencias a compresión, al menos, un 35%
mayores que el hormigón calizo, a 7 y 28 días de curado. Posteriormente, a edades de
curado más avanzadas, la diferencia se recorta hasta un 5-10%.
Como se puede observar en la Figura 5.3, los hormigones siderúrgicos tienden a
alcanzar los valores de resistencia asintóticos a edades tempranas, mientras el hormigón
calizo presenta un aumento más progresivo de la resistencia. Así, a 7 días de curado, los
hormigones siderúrgicos, a diferencia del hormigón calizo, superan en torno a un 30% y
40% la resistencia característica proyectada en fase de diseño.
Destaca que los hormigones siderúrgicos alcancen valores de resistencia a compresión
superiores al hormigón calizo a pesar de utilizar una relación agua/cemento superior.
Este hecho se atribuye a la elevada porosidad de los áridos siderúrgicos frente al árido
calizo, de tal manera que una parte significativa del agua de amasado queda atrapada en
los poros del árido siderúrgico
141
Resistencia a compresión (MPa)
Capítulo 5
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Edad de curado (días)
HPA
HCA
HACB
Figura 5.3. Evolución de resistencia a compresión de los hormigones
HPA, HCA y HACB
Por otro lado, la Tabla 5.3 presenta los valores de resistencia a tracción indirecta
alcanzados por los diferentes tipos de hormigones fabricados: hormigón patrón calizo
(HPA) y hormigones siderúrgicos (HCA y HACB).
Tabla 5.3. Resistencias a tracción indirecta de HPA, HCA y HACB a distintas edades
de curado según UNE EN 12390-6:2010
Edad de curado (días)
Dosificación
7
28
56
90
4,1
HPA
HCA
HACB
3,8
3,8
4,2
4,1
3,9
3,5
3,5
3,6
3,6
3,5
4,0
3,3
3,7
4,8
---
4,8
4,62
4,4
4,6
4,4
4,3
5,4
5,1
4,79
4,7
4,2
3,1
4,39
3,7
---
4,7
4,6
3,5
4,4
142
3,5
3,9
4,0
4,1
4,1
4,2
5,3
4,7
4,8
4,3
3,6
4,6
4,6
Propiedades del estado endurecido
La Figura 5.4 ilustra la evolución de la resistencia a tracción indirecta relativa de los
Resistencia a tracción indirecta
relativa (MPa)
distintos tipos de hormigones normalizados.
1,6
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
7
28
56
90
Edad de curado (días)
HPA
CA
ACB
Figura 5.4. Resistencia a tracción indirecta relativa de los hormigones
Los hormigones siderúrgicos, en ambos casos, obtuvieron una resistencia a tracción
indirecta a partir de 56 días de curado, alrededor de un 30% superiores al hormigón
calizo. En la Figura 5.5 se ilustra el aspecto de la superficie de fractura de los
hormigones tras ser ensayos a resistencia a tracción indirecta.
Figura 5.5. Aspecto de la superficie de fractura de los
hormigones HPA, HCA y HACB, respectivamente
143
Capítulo 5
Los hormigones siderúrgicos revelan un comportamiento mecánico superior al
hormigón calizo tradicional no sólo por causa de las propiedades mecánicas de los
áridos, sino también por la íntima unión en la superficie de contacto del árido
siderúrgico con la pasta de cemento, favorecida por la porosidad y rugosidad
característica de este tipo de material granular.
Dado que las propiedades mecánicas de un material en base cemento dependen, en gran
medida, de la porosidad de la pasta y la interfase entre los áridos y la pasta de cemento,
se realizó un análisis de la porosidad y distribución del sistema poroso de la pasta de
cada tipo de hormigón, mediante porosimetría por intrusión de mercurio, así como un
estudio microestructural de los hormigones tratando de verificar si existía un
comportamiento diferenciado relativo a la porosidad en la interfase árido/pasta en el
caso de los áridos naturales y los áridos siderúrgicos.
En la Tabla 5.4 se muestran los porcentajes de porosidad, tamaños de poro promedio,
así como la distribución del tamaño de poro de los tres tipos de hormigón analizado.
Tabla 5.4. Porosidad, tamaño de poro promedio y distribución de tamaño de poro de la
pasta de cemento de los hormigones mediante porosimetría por intrusión de mercurio
Muestra
Porosidad
total
(%)
Ø poro
promedio
(µm)
Distribución tamaño de poro
HPA
5,6
0,062
Unimodal con asimetría hacia tamaños
reducidos. Máximo local en 0,013µm.
HCA
11,9
0,068
Unimodal con asimetría hacia tamaños
reducidos.
0,062
Bimodal. Predomina grupo con tamaño
de 0,062µm y asimetría hacia valores
reducidos. Segundo grupo con moda en
9µm y amplio rango.
HACB
10,1
Los hormigones siderúrgicos presentaron valores de porosidad total notablemente
superiores al hormigón calizo, en consonancia a los valores de porosidad de los
materiales granulares recogidos en los apartados 3.2.7 y 3.3.5.
144
Propiedades del estado endurecido
La Figura 5.6 ilustra las curvas de distribución de tamaño de poro correspondientes a la
pasta de cemento de cada uno de los hormigones objeto de estudio. Los hormigones
siderúrgicos revelaron un tamaño de poro promedio similar al hormigón calizo, lo que
puso de manifiesto la ausencia de refinamiento de la matriz, debida a la posible
reactividad de los áridos siderúrgicos, y atribuible a determinados compuestos reactivos
presentes en la composición de los áridos siderúrgicos (silicatos bicálcicos, merwinita,
etc.).
Log Intrusión Diferencial
(mL/g)
0,12
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
35
6
,8
4
45 5
,3
9
24 4
,1
9
13 1
,9
56
7,
24
5
3,
82
1
2,
10
4
1,
05
5
0,
55
4
0,
28
4
0,
15
1
0,
07
7
0,
04
0
0,
02
1
0,
01
2
0,
00
7
0,
00
0
0,00
Diámetro de poro (µm)
HPA
HCA
HACB
Figura 5.6. Histograma de distribución de tamaños de poro del hormigón calizo, HPA,
y de los hormigones siderúrgicos, HCA y HACB
Como ya se ha mencionado con anterioridad, la interfase entre los áridos y la pasta de
cemento influye en gran medida en las propiedades mecánicas de un material. A este
respecto se realizó un estudio microestructural de los hormigones, con especial atención
a la zona de transición entre el árido y la pasta de cemento.
145
Capítulo 5
5.3.3 Análisis microestructural de los hormigones
Las propiedades mecánicas, así como la durabilidad del hormigón, guardan relación con
las características de la pasta de cemento, del árido y de la interacción entre ellos. Este
hecho depende de la unión mecánica, en función de la forma y rugosidad del árido, de
las fuerzas de Van der Waals, del crecimiento epitaxial de cristales en la superficie de
los áridos y de reacciones químicas entre los compuestos del cemento, de la distribución
granulométrica de los compuestos y la fracción filler [Mindess et al, 1986; Massazza et
al, 1986; Tasong et al, 1998].
La zona de transición entre el árido y la pasta es considerada la fase de resistencia
límite, es decir, la zona más débil del hormigón [Mehta et al, 1994]. Dicha zona ha sido
estudiada desde mediados del siglo XX [Farrán, 1956] por numerosos investigadores,
existiendo un consenso general en aceptar que la debilidad de la zona de transición
aumenta con la relación a/c y la porosidad presente en esta fase. La longitud de la zona
de transición oscila entre 30μm y 50μm [Scrivener, 1989].
Las características del árido ejercen una notable influencia en el comportamiento de la
zona de transición, de tal forma que la morfología, propiedades fisico-químicas y la
composición química de los áridos pueden contribuir de manera positiva, mejorando la
adherencia e interacción química entre ellos y la pasta [George et al, 1982; Monteiro,
1985]. No existe consenso en cómo y en qué proporción estos diversos factores
determinan las características mecánicas de la zona de transición.
En la presente tesis, de acuerdo con otros autores [Abdulaziz et al, 1997; Amaral, 1999;
Losanez, 2005; Pellegrino et al, 2009; Papayianni et al, 2010; Etxeberria et al, 2010], se
constató que los hormigones, que albergan áridos siderúrgicos en su composición,
presentan una mayor resistencia a compresión que el hormigón de referencia fabricado
exclusivamente con árido natural, incluso con relaciones a/c mayores que el hormigón
patrón. Por ello, surgió la necesidad de profundizar acerca de la influencia de los áridos
siderúrgicos en la zona de transición con respecto a los áridos naturales.
146
Propiedades del estado endurecido
De esta forma, se llevó a cabo un análisis microestructural de los hormigones fabricados
con la dosificación indicada en la Tabla 4.5, incluida en el Capítulo 4, a 90 días de edad.
Las Figuras 5.7 a 5.18 ilustran las micrografías obtenidas mediante microscopía
electrónica de los hormigones siderúrgicos, HCA y HACB, así como del hormigón
calizo, HPA, empleando un microscopio electrónico de barrido modelo Quanta 200 de
la casa FEI, en la interfase árido/pasta. Se muestran 2 micrografías originales de cada
tipo de hormigón, acompañada cada una de ellas de esa misma imagen tratada para
destacar la distribución de los poros. Para ello, fue preciso confeccionar las
correspondientes láminas delgadas de 30µm de espesor, eligiéndose una sección
representativa de cada hormigón.
A tenor de las micrografías obtenidas de la zona de interfase árido/matriz, se constató
que existe un contacto sensiblemente más íntimo entre los áridos siderúrgicos y la pasta
de cemento que en el caso de los áridos naturales, bien de naturaleza caliza o silícea. A
este respecto, se observó, en general, menor microporosidad y, por tanto, mayor
densidad en la interfase de los áridos siderúrgicos con la matriz que en el caso de los
áridos naturales. Este hecho podría explicar la razón por la que los hormigones que
incorporan árido siderúrgico ofrecen mejores prestaciones mecánicas que el hormigón
calizo desde edades tempranas.
Este estudio microestructural de la zona de interfase árido/pasta de cemento se
desarrolló de manera similar al realizado por la Dra. Amaral en su Tesis Doctoral
[Amaral, 1999] en lo que se refiere a las técnicas analíticas empleadas. Sin embargo, en
la presente investigación los hormigones estudiados fueron elaborados empleando
simultáneamente fracción fina y gruesa de árido siderúrgico, mientras en la Tesis de la
Dra. Amaral el estudio microestructural se llevó a cabo en hormigones con sustitución
exclusiva de la fracción gruesa. De cualquier modo, existe consenso, en ambas Tesis
Doctorales, en cuanto a la mayor continuidad en el contacto en la zona de interfase entre
los áridos siderúrgicos y la pasta de cemento, frente al caso de los áridos naturales.
147
Capítulo 5
Árido calizo
Árido siderúrgico
CA
Figura 5.7. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM
Mayor porosidad
en la zona de
transición del árido
calizo
Menor porosidad
en la zona de
transición del árido
siderúrgico CA
Figura 5.8. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM. Distribución de la
porosidad, en color negro
148
Propiedades del estado endurecido
Árido siderúrgico
CA
Árido calizo
Calcita
Árido calizo
Figura 5.9. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM
Figura 5.10. Microtextura del hormigón HCA-90d mediante SEM. Distribución de la
porosidad, en color negro
149
Capítulo 5
Árido calizo
Árido
Siderúrgico
ACB
Árido calizo
Figura 5.11. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM
Figura 5.12. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM. Distribución de la
porosidad, en color negro
150
Propiedades del estado endurecido
Árido calizo
Calcita
Árido
Siderúrgico
ACB
Figura 5.13. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM
Figura 5.14. Microtextura del hormigón HACB-90d mediante SEM. Distribución de la
porosidad, en color negro
151
Capítulo 5
Árido calizo
Árido
silíceo
Figura 5.15. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM
.
Figura 5.16. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM. Distribución de la
porosidad, en color negro
152
Propiedades del estado endurecido
Árido calizo
Árido silíceo
Figura 5.17. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM
Figura 5.18. Microtextura del hormigón HPA-90d mediante SEM. Distribución de la
porosidad, en color negro
153
Capítulo 5
5.4. MORTEROS SIDERÚRGICOS FRENTE A UN MORTERO DE
ÁRIDO NATURAL
En aras de evaluar la influencia de la fracción siderúrgica fina en las prestaciones de los
morteros y por ende de los hormigones, se fabricaron morteros con árido siderúrgico
CA y ACB y árido natural calizo. Adicionalmente se elaboraron morteros siderúrgicos
de CA y ACB con adición de finos siderúrgicos por debajo de 0,063μm.
Tras el estudio de las propiedades mecánicas de los citados morteros, se procedió a un
análisis microestructural de la zona de interfase árido/matriz, con objeto de estudiar el
posible carácter reactivo del árido siderúrgico, fundamentalmente asociado a la fracción
más fina [Luciana, 1999; Muhmood et al, 2009].
5.4.1 Metodología experimental
Se fabricaron morteros sobre la base de la dosificación correspondiente a los
hormigones estudiados, sin añadir a la mezcla ni la fracción media, ni la fracción
gruesa, de cada tipo de árido, donde la fracción fina de los áridos siderúrgicos
procedentes de CA contienen un 1,1% de finos por debajo de 0,063μm y los áridos
siderúrgicos de ACB, un 0,8%. Adicionalmente, se elaboraron otros morteros con
mayor cantidad de finos por debajo de 0,063μm; es decir, morteros de áridos
siderúrgicos de CA con adiciones de finos hasta alcanzar un 4,4% y un 7,8% y morteros
de áridos siderúrgicos de ACB con un contenido en finos en su fracción fina del 4,4% y
con adición de finos hasta lograr un 6,8%. La preparación de los finos siderúrgicos por
debajo de 0,063μm se realizó mediante la molienda, en un molino oscilante de disco,
tipo RS200 de la casa comercial RETSCH. Para ello, se introducían en el molino unos
100g de la fracción fina 0-4 de árido siderúrgico, a una potencia máxima según
1500rpm durante minuto y medio. Terminada la molienda, el material obtenido se pasó
por el tamiz de 0,063μm. El proceso se repitió hasta obtener la cantidad de finos
necesaria de cada tipo de árido siderúrgico. Una vez añadida a la mezcla la cantidad de
154
Propiedades del estado endurecido
finos teórica, se comprobó la granulometría final de cada dosificación, obteniendo el
porcentaje real de finos por debajo de 0,063μm presente en cada mezcla.
En la Tabla 5.5 se detallan las dosificaciones empleadas para la elaboración de los
diferentes morteros. El número incluido en la nomenclatura de los morteros indica el
porcentaje aproximado de finos por debajo de 0,063μm presente en la fracción de árido
siderúrgico o calizo según corresponda.
Tabla 5.5. Dosificación de los morteros siderúrgicos MCA1, MCA4, MCA8, MACB1,
MACB4, MACB7 y el mortero patrón calizo MPA17
DOSIFICACIÓN
Cemento (kg/m3) CEM I 52,5 R
MCA1 MCA4 MCA8 MACB1 MACB4 MACB7 MP17A
300
300
300
300
300
300
300
≤ 0,063
3+0
3+9
3 + 21
--
--
--
--
0,063-4
272
263
251
--
--
--
--
≤ 0,063
--
--
--
2+0
2 + 10
2+ 22
--
0,063-4
--
--
--
291
281
269
--
≤ 0,063
--
--
--
--
--
--
29 + 0
0,063-4
--
--
--
--
--
--
150
Filler (kg/m3)
175
175
175
176
176
176
141
Arena Silícea (kg/m3)
640
640
640
640
640
640
502
Agua áridos acopio
104
39
39
97
39
39
0
Agua amasado
91
156
156
98
156
156
165
Agua total (kg/m3)
195
195
195
195
195
195
178
Relación a/c amasado
0,30
0,52
0,52
0,33
0,52
0,52
0,55
Relación a/c total
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,59
CA (kg/m3)
ACB (kg/m3)
Calizo (kg/m3)
Nota: Los números marcados en negrita indican la cantidad, en kg, de finos por debajo
de 0,063 μm adicionados a la mezcla.
155
Capítulo 5
Al objeto de determinar la evolución de la resistencia de los morteros a distintas edades
de curado, se fabricaron 12 probetas prismáticas de 40x40x160mm3 de cada tipo de
mortero. Una vez concluida la fase de amasado, el material resultante se colocó en los
tres compartimentos horizontales de un molde de acero, con el fin de fabricar
simultáneamente tres probetas prismáticas (Figuras 5.19 y 5.20). El llenado se efectuó
en dos capas, sometiendo, cada una, a 60 golpes en compactadora. Finalmente, el molde
se cubrió con una lámina de vidrio previo a su colocación en cámara húmeda (20ºC y
90% de humedad relativa) durante 24 horas.
Figura 5.19. Equipo de amasado de
morteros
Figura 5.20. Fabricación de morteros
Tras las 24 horas en cámara húmeda, las probetas se extrajeron del molde y se
devolvieron a la cámara húmeda hasta la edad de rotura. Los ensayos de resistencia se
efectuaron a 7, 28, 56 y 90 días. Asimismo, se llevó a cabo el análisis de porosidad y
distribución de tamaños de poro de los diferentes morteros a 28 y 90 días de edad
mediante porosimetría por intrusión de mercurio.
5.4.2 Propiedades mecánicas de los morteros
Se ha constatado, en el capítulo relativo a la caracterización de materiales, como los
áridos siderúrgicos presentan un elevado contenido de sílice reactiva, en consecuencia,
es de esperar cierta actividad hidráulica para las fracciones más finas de estos materiales
[Muhmood et al, 2009]. Además, varios autores defienden el hecho de que dichas
156
Propiedades del estado endurecido
fracciones finas de los áridos siderúrgicos albergan cierta reactividad [Luciana, 1999].
En este contexto, cabría esperar que la incorporación de este producto genere un
refinamiento de la matriz de cemento, y por ende, un aumento relativo de la capacidad
resistente, tanto más cuanto mayor sea el porcentaje de finos siderúrgicos.
Los ensayos de resistencia se llevaron a cabo en prensas automáticas de la marca
Ibertest. Para cada tipo de mortero, se obtuvieron tres valores de resistencia a
flexotracción y cinco valores de resistencia a compresión, dado que uno de los
semiprismas procedente de un mismo trimolde, se utilizó para el análisis de porosidad y
la microestructura. En la Figura 5.21 se ilustra la evolución de los valores de resistencia
a flexotracción de los morteros, siderúrgicos y calizo, correspondientes a 7, 28, 56 y 90
Resistencia a flexotracción (MPa)
días de edad, respectivamente.
12
10
8
6
4
2
0
7
28
56
90
Edad (días)
MCA1
MCA4
MCA8
MACB1
MACB4
MACB7
MPA17
Figura 5.21. Evolución de la resistencia a flexotracción de los morteros siderúrgicos y
calizo con la edad
En la Tabla 5.6 se recogen los valores de resistencia compresión de los morteros
siderúrgicos y calizo, correspondientes a 7, 28, 56 y 90 días de edad.
157
Capítulo 5
Tabla 5.6. Resistencias a compresión los morteros siderúrgicos MCA1, MCA4, MCA8,
MACB1, MACB4, MACB7 y el mortero patrón MPA17 a distintas edades
Edad (días)
Dosificación
7
28
56
90
43,1
58,0
55,5
56,5
43,2
60,2
55,6
55,3
43,3
58,6
56,1
56,8
MCA1
43,9
58,4
58,3
57,1
42,9
58,2
56,0
55,6
43,4
58,1
55,2
59,6
51,9
56,7
59,7
56,9
50,8
58,4
58,2
55,6
49,9
58,3
58,4
57,0
MCA4
48,6
56,8
57,1
56,8
50,7
60,6
59,1
57,4
47,5
58,8
57,8
58,1
53,5
52,7
61,4
59,9
54,5
52,3
60,2
62,0
53,5
54,1
60,3
60,8
MCA8
53,3
55,7
58,7
62,4
54,1
53,9
60,6
60,3
52,0
55,9
60,8
59,2
55,7
56,0
62,4
62,6
55,4
58,5
61,4
63,3
55,7
58,8
62,0
63,5
MACB1
56,7
58,9
61,4
62,6
54,7
61,1
61,3
64,0
56,2
59,6
63,3
64,8
59,6
56,7
59,9
59,4
56,7
58,4
58,2
58,8
56,8
58,3
58,9
59,8
MACB4
56,0
56,8
57,5
59,6
55,6
60,6
58,7
61,0
56,1
58,8
60,4
60,0
47,7
54,0
58,9
58,0
49,5
52,9
58,4
59,9
46,8
54,1
58,4
59,0
MACB7
44,9
55,1
58,7
59,8
46,1
54,5
58,3
59,9
45,9
53,8
57,6
57,5
54,7
61,2
63,1
62,1
53,9
60,1
63,0
62,5
54,1
60,4
62,0
62,1
MPA17
53,3
59,2
61,7
59,9
53,6
61,2
60,9
63,0
55,1
60,4
61,3
63,1
Nota: El número en la denominación de los morteros indica el % de finos por debajo de 0,063μm
presentes en la fracción de arena siderúrgica o caliza, según el caso.
158
Propiedades del estado endurecido
Adicionalmente, para un mejor análisis de las resistencias de los morteros siderúrgicos
con diferentes cantidades de finos y, a su vez, con respecto al mortero calizo, se muestra
gráficamente los valores de resistencia media de cada mortero según las diferentes
edades. La Figura 5.22 ilustra la evolución de la resistencia a compresión relativa de los
distintos tipos de morteros normalizados.
Resistencia a compresión
relativa (MPa)
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
7
28
56
90
Edad (días)
MCA1
MCA4
MCA8
MACB1
MACB4
MACB7
MPA17
Figura 5.22. Resistencia relativa a compresión de los distintos morteros siderúrgicos
frente al mortero calizo, MPA17
En el caso de los morteros elaborados con árido siderúrgico de CA se verificó una leve
mejora de las resistencias con el incremento de finos en la fracción siderúrgica, que se
mantuvo de manera progresiva en las cuatro edades de curado, de tal forma que MCA8
ofreció mayores valores de resistencia que MCA4 y a su vez que MCA1. Sin embargo,
en el caso de los morteros fabricados con árido siderúrgico de ACB, la adición de finos
no ejerció una influencia positiva en la mejora de las prestaciones mecánicas, de tal
manera que MACB4 presentó valores de resistencia similares a MACB7, mientras que
el mortero sin adición de finos, MACB1, adquirió resistencias superiores a ambos y
similares al mortero calizo, MPA17.
159
Capítulo 5
A tenor de lo anteriormente expuesto, se resumen las siguientes conclusiones:
•
No se produjo incremento en las prestaciones mecánicas de los morteros
siderúrgicos frente al mortero calizo, poniendo de manifiesto que los finos
siderúrgicos no inducen reacciones químicas con el agua de amasado o con los
productos de hidratación del cemento. Por tanto, y de acuerdo a las
investigaciones de Muhmood [Muhmood et al, 2009], no hubo evidencias de
reactividad en los finos siderúrgicos.
•
El incremento de finos por debajo de 0,063μm de 4 a 8% no induce ganancia
significativa de resistencias en los morteros siderúrgicos.
5.4.3 Porosidad, densidad y distribución de tamaños de poro de los
morteros
Se determinaron, sobre los diferentes morteros a 28 y 90 días de edad. mediante
porosimetría por intrusión de mercurio, diferentes datos relativos al tamaño, volumen y
distribución de poros. La Tabla 5.7 recoge los diferentes datos de porosimetría de los
morteros mencionados, mientras que las Figuras 5.23 y 5.24 ilustran, respectivamente la
distribución de tamaño de poros de cada uno de los morteros a 28 y 90 días de edad.
A partir de los resultados obtenidos de porosidad y distribución de tamaños de poro de
la pasta de cemento de los diferentes morteros destacaron los siguientes aspectos:
•
En el caso de los morteros siderúrgicos, no se observaron diferencias
significativas en el porcentaje de porosidad total y el tamaño de poro medio
entre los morteros elaborados sin aporte de finos, es decir con alrededor de un
1%, y los fabricados con mayor cantidad de finos hasta un 4%. Éstos últimos
alcanzaron un refinamiento de la matriz similar al mortero calizo, con un 17% de
finos.
•
Un incremento de finos de un 4% hasta un 7-8% no reflejó evidencias de
refinamiento de la matriz, poniendo de manifiesto la ausencia de reactividad
160
Propiedades del estado endurecido
potencial en los finos siderúrgicos [Muhmood et al, 2009]. Este hecho constató
que la mejora en las propiedades físicas de los morteros con 4% de finos tuvo
lugar como consecuencia de un efecto físico de relleno de huecos
Tabla 5.7. Porosidad, Densidad y Tamaño de poro promedio de la matriz de los
morteros mediante porosimetría por intrusión de mercurio
Muestra
Edad
curado
Porosidad
(%)
Ø poro
promedio
(µm)
ρ
real
(g/cm3)
ρ
aparente
(g/cm3)
28
18,8
0,097
2,59
2,10
90
16,2
0,064
2,56
2,15
28
15,4
0,061
2,58
2,19
90
14,8
0,066
2,58
2,20
28
16,5
0,066
2,62
2,18
90
14,9
0,072
2,59
2,20
28
15,8
0,073
2,57
2,16
90
15,1
0,063
2,56
2,17
28
15,4
0,062
2,68
2,26
90
14,3
0,064
2,56
2,20
28
16,3
0,069
2,67
2,23
90
15,5
0,066
2,66
2,25
28
15,4
0,062
2,47
2,09
90
15,1
0,065
2,43
2,06
MCA1
MCA4
MCA8
MACB1
MACB4
MACB7
MPA17
Distribución tamaño de poro
Unimodal con asimetría a
tamaños reducidos
Unimodal con asimetría a
tamaños reducidos con máximo
local en 0,01.
Unimodal en 0,062 µm con
asimetría hacia tamaños
reducidos.
Unimodal con asimetría hacia
tamaños reducidos.
Unimodal en 0,062 µm con
asimetría hacia tamaños
reducidos.
Unimodal con asimetría hacia
tamaños reducidos. Máximo
local en 0,026 µm.
Unimodal en 0.077 µm con
asimetría hacia tamaños
reducidos. Máximo local en
0,017 µm.
Unimodal en 0,063 con
asimetría hacia tamaños
reducidos y máximo local en
0,013.
Unimodal en 0,062 µm con
asimetría hacia tamaños
reducidos.
Unimodal con asimetría hacia
tamaños reducidos.
Unimodal en 0,07 µm con
asimetría hacia tamaños
reducidos.
Unimodal con asimetría hacia
tamaños reducidos.
Unimodal en 0,062 µm con
asimetría hacia tamaños
reducidos
Unimodal con asimetría hacia
tamaños reducidos
161
0,18
0,16
0,14
0,12
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
0,00
35
6,
03
60 2
,5
6
30 5
,2
4
17 2
,2
70
9,
05
7
4,
91
3
2,
53
1
1,
32
5
0,
67
8
0,
35
0
0,
18
3
0,
09
5
0,
05
0
0,
02
6
0,
01
4
0,
00
9
0,
00
6
Log Differential Intrusion (mL/g)
Capítulo 5
Pore Diámeter (µm)
MCA1_28
MPA17_28
MACB7_28
MCA4_28
MACB1_28
MCA8_28
MACB4_28
0,20
0,18
0,16
0,14
0,12
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
0,00
35
5
,4
60 54
,6
30 25
,2
17 45
,2
7
9, 3
05
5, 7
04
2, 2
51
1, 9
32
0, 7
67
0, 9
35
0, 0
18
0, 3
09
0, 5
05
0, 0
02
0, 6
01
0, 4
00
0, 9
00
6
Log Differential Intrusion (mL/g)
Figura 5.23. Histograma de distribución de tamaños de poro de los morteros MCA1,
MCA4, MCA8, MACB1 MACB4 MACB7 y MPA17 a 28 días de edad
Pore Diámeter (µm)
MCA1_90
MPA17_90
MACB7_90
MCA4_90
MACB1_90
MCA8_90
MACB4_90
Figura 5.24. Histograma de distribución de tamaños de poro de los morteros MCA1,
MCA4, MCA8, MACB1 MACB4 MACB7 y MPA17 a 90 días de edad
162
Propiedades del estado endurecido
5.4.4 Análisis microestructural
En este apartado se presenta un estudio de la microestructura de los morteros elaborados
con árido siderúrgico procedente de Corrugados Azpeitia y ACB frente a un mortero
fabricado con árido natural, de acuerdo a la dosificación indicada en la Tabla 5.5,
prestando especial atención a la zona de interfase entre el árido y la pasta de cemento.
El análisis microestructural de los morteros se llevó a cabo a la edad de 28 días,
mediante medios de microscopía óptica y electrónica. En el caso de la microscopía
óptica se empleó un microscopio óptico de luz transmitida y polarizada, modelo Nikon
Eclipse 6400 POL. Para el estudio mediante microscopía electrónica, se utilizó un
microscopio electrónico de barrido modelo Quanta 200 de la casa FEI.
Adicionalmente, se realizaron análisis elementales con un espectrómetro de
fluorescencia de energías dispersadas de rayos X de la casa EDAX. Los elementos más
ligeros (hidrógeno a boro) no se analizaron dadas las características instrumentales del
equipo empleado. Para ello fue preciso confeccionar las correspondientes láminas
delgadas de 30 µm de espesor, eligiéndose una sección representativa de cada mortero.
En primer lugar se presenta el estudio microestructural en la zona de interfase
árido/pasta de los morteros siderúrgicos (MCA1 y MACB1) sin adición se finos y el
mortero calizo (MPA17), con objeto de comparar la influencia del tipo de árido en la
zona de estudio. A continuación se recoge un análisis microestrutural similar en la zona
de interfase árido/pasta de los morteros siderúrgicos con adición de finos, con el fin de
comprobar el efecto de dicha adición
5.5.3.1 Mortero MCA1
En primer lugar se realizó una inspección microestructural mediante microscopía óptica
del mortero MCA a la edad de 28 días.
163
Capítulo 5
En la Figura 5.25 se muestra de manera general el aspecto que presentan los granos de
árido de siderúrgico procedente de CA, en color negro, y los áridos más finos calizos y
silíceos, en color blanco, en una pasta marrón oscuro de cemento.
Asimismo, en la micrografía que recoge la Figura 5.26 se puede ver en detalle la zona
de contacto de tres fragmentos de áridos siderúrgicos CA con la pasta de cemento. Se
observan los bordes de los fragmentos de los áridos siderúrgicos CA, en color negro, en
contacto neto con la pasta de cemento hidratado, en color marrón, con relictos de
clínker, en color blanco.
De manera complementaria, se realizó una inspección microestructural del mortero
MCA a los 28 días de curado mediante microscopía electrónica de barrido. En la
micrografia de la Figura 5.27 se muestra el árido siderúrgico, en blanco y gris claro, y el
árido silíceo, en gris más oscuro, en una matriz de cemento hidratado con relictos de
clínker.
En la Figura 5.28 se presenta la misma micrografía que en la Figura 5.27, en la que se
resaltan los poros en color negro mediante un tratamiento de la imagen. Esta técnica
permite apreciar con mayor claridad una zona con microporos de aproximadamente
5μm de anchura promedio, alrededor de los granos de árido natural silíceo de mayor
tamaño. Mientras que esta microporosidad de borde es ocasional en el entorno de los
áridos siderúrgicos procedentes de CA.
Adicionalmente, se realizó un análisis elemental en el área del mortero MCA-28d que
enmarca la micrografía de la Figura 5.27 mediante un espectrómetro de fluorescencia de
energías dispersadas de rayos X. A partir de los análisis elementales se obtuvo el mapa
de distribución de los componentes principales presentes en dicho área, recogido en la
Figura 5.29. Este mapa permite discernir la distribución de los áridos siderúrgicos y
naturales, así como la distribución del cemento hidratado.
164
Propiedades del estado endurecido
Árido
CA
Árido
CA
Árido
CA
Figura 5.25. Vista general dl mortero «MCA1-28d» (ancho de imagen 2,6mm) mediante
microscopía óptica
Árido
CA
Árido
CA
Árido
CA
Figura 5.26. Detalle de la zona de interfase de los áridos siderúrgicos CA y la pasta del
mortero «MCA1-28d» (ancho de imagen 0,65mm) mediante microscopía óptica
165
Capítulo 5
Árido
silíceo
Árido
CA
Figura 5.27. Microtextura del mortero MCA1-28d mediante SEM
Figura 5.28. Microtextura del mortero MCA1-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
166
Propiedades del estado endurecido
Zona estudiada (anchura 270µm)
Distribución de la árido siderúrgico CA
Distribución del árido silíceo
Distribución del cemento hidratado
Figura 5.29. Distribución de los componentes principales del mortero MCA1-28d
curado a 28 días, mediante fluorescencia de energías dispersadas de rayos X
167
Capítulo 5
5.5.3.2 Mortero MACB1
La inspección microestructural llevada a cabo sobre el mortero MACB1-28d siguió un
procedimiento idéntico al caso del mortero MCA1-28d. De tal forma que primero se
realizó una inspección mediante microscopía óptica del mortero MACB1 a la edad de
28 días. En la Figura 5.30 se ilustra, de manera general, el aspecto que presentan los
granos de árido de siderúrgico procedente de ACB, en color negro, y los áridos más
finos calizos y silíceos, en color blanco, en una pasta marrón oscuro de cemento. En el
centro de la micrografía se aprecia un halo, en color marrón claro, alrededor de un grano
de árido siderúrgico, debido a una escarapela de calcita. Asimismo, en la micrografía
que recoge la Figura 5.31 se puede ver en detalle la zona de contacto de un fragmento
de árido siderúrgico ACB con la pasta de cemento. Se observa el borde anguloso de un
fragmento de los árido siderúrgicos ACB, en color negro, parcialmente recubierto por
calcita, en color marrón claro, y árido fino silíceo, en color blanco, embutido en una
pasta marrón de cemento.
De forma análoga al mortero MCA1, se realizó una inspección microestructural
mediante microscopía electrónica de barrido del mortero MACB1 a los 28 días de edad.
En la micrografia de la Figura 5.32 se muestra el árido siderúrgico, en blanco, rodeado
por una escarapela de calcita, en gris claro, y el árido silíceo, en gris más oscuro, en una
matriz de cemento hidratado con relictos de clínker. En la Figura 5.33 se presenta la
misma micrografía que en la Figura 5.32, en la que se resaltan los poros en color negro
mediante un tratamiento de la imagen. Esta técnica permite apreciar con mayor claridad
una zona con microporos de aproximadamente de 5μm de anchura promedio, alrededor
de los granos de árido silíceo de mayor tamaño. Mientras que esta microporosidad de
borde es ocasional en el entorno de los áridos siderúrgicos procedentes de ACB.
Adicionalmente, se realizó un análisis elemental en el área del mortero MACB1-28
mostrada en la micrografía de la Figura 5.34, mediante un espectrómetro de
fluorescencia de energías dispersadas de rayos X. A partir de los análisis elementales se
obtuvo el mapa de distribución de los componentes principales presentes en dicho área,
recogido en la Figura 5.32. Este mapa permite discernir la distribución de los áridos
siderúrgicos y naturales de la calcita, así como la distribución del cemento hidratado.
168
Propiedades del estado endurecido
Árido
ACB
Árido
ACB
Árido
silíceo
Calcita
Filler
calizo
Figura 5.30. Vista general de «MACB-28d» (ancho de imagen 2,6mm) mediante
microscopía óptica
Árido
silíceo
Calcita
Árido
ACB
Figura 5.31. Detalle de la zona de interfase de un árido de ACB con la pasta en
«MACB-28d» (ancho de imagen 1,3mm) mediante microscopía óptica
169
Capítulo 5
Árido
silíceo
Árido
ACB
Árido
silíceo
Figura 5.32. Microtextura del mortero MACB1-28d mediante SEM
Figura 5.33. Microtextura del mortero MACB1-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
170
Propiedades del estado endurecido
Zona estudiada (anchura 270µm)
Distribución de la calcita
Distribución de árido siderúrgico ACB
Distribución del cemento hidratado
Distribución del árido silíceo
Figura 5.34. Distribución de los componentes principales del mortero MACB1-28d
curado a 28 días, mediante fluorescencia de energías dispersadas de rayos X
171
Capítulo 5
5.5.3.3 Mortero MPA
El procedimiento seguido para realizar la inspección microestructural del mortero
MPA17-28d fue idéntico al seguido en el caso de los morteros siderúrgicos. De esta
forma, se realizó una inspección preliminar mediante microscopía óptica del mortero
MPA17-28d a la edad de 28 días. En la Figura 5.35 se muestra, de manera general, el
aspecto que presentan los granos de árido calizo, en color marrón rosado y los áridos de
menor tamaño silíceos, en color blanco embebidos en una pasta marrón oscuro de
cemento. Asimismo, en la micrografía que recoge la Figura 5.36 se puede observar, en
detalle, la zona de contacto de varios fragmentos de árido natural calizo de color marrón
claro rosado con la pasta de cemento de color marrón.
De la misma forma, se realizó una inspección microestructural mediante microscopía
electrónica de barrido del mortero MPA17 a los 28 días de edad. En la micrografía de la
Figura 5.37 se muestra el árido calizo, en gris claro y el árido silíceo, en gris más
oscuro, en una matriz de cemento hidratado con relictos de clínker. En la Figura 5.38 se
presenta la misma micrografía que en la Figura 5.37, en la que se han resaltado los
poros en color negro mediante un tratamiento de la imagen. Esta técnica permite
apreciar con mayor claridad una zona con microporos de aproximadamente 4μm de
anchura promedio, alrededor de los granos de árido natural de mayor tamaño.
Adicionalmente, se realizó un análisis elemental en el área del mortero MPA17-28d que
ilustra la micrografía de la Figura 5.39 mediante un espectrómetro de fluorescencia de
energías dispersadas de rayos X. A partir de los análisis elementales se obtuvo el mapa
de distribución de los componentes principales presentes en dicho área, recogido en la
Figura 5.37. Este mapa permite discernir la distribución de los áridos naturales, así
como la distribución del cemento hidratado y sin hidratar.
Posteriormente, las Figuras 5.40 a 5.55 recogen las micrografías correspondientes a la
zona de interfase árido/pasta de los morteros con adición de finos, MCA4, MCA8,
MACB4 y MACB7 a 28 días de edad.
172
Propiedades del estado endurecido
Árido
silíceo
Árido
calizo
Árido
calizo
Figura 5.35. Vista general de «MPA17-28d» (ancho de imagen 2,6mm) mediante
microscopía óptica
Árido
calizo
Árido
silíceo
Árido
calizo
Figura 5.36. Vista en detalle del «MPA17-28d» (ancho de imagen 0,65mm) mediante
microscopía óptica
173
Capítulo 5
Árido
calizo
Árido
silíceo
Figura 5.37. Microtextura del mortero MPA17-28d mediante SEM
Figura 5.38. Microtextura del mortero MPA17-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
174
Propiedades del estado endurecido
Zona estudiada (anchura 270µm)
Distribución del árido calizo
Distribución del árido silíceo
Distribución del cemento hidratado
Figura 5.39. Distribución de los componentes principales del mortero MPA17-28d
curado a 28 días, mediante fluorescencia de energías dispersadas de rayos X
175
Capítulo 5
Árido
calizo
Árido
CA
Figura 5.40. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM
Figura 5.41. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
176
Propiedades del estado endurecido
Árido
CA
Árido
calizo
Figura 5.42. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM
Figura 5.43. Microtextura del mortero MCA4-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
177
Capítulo 5
Árido
CA
Árido
calizo
Figura 5.44. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM
Figura 5.45. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
178
Propiedades del estado endurecido
Árido
calizo
Árido
CA
Figura 5.46. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM
Figura 5.47. Microtextura del mortero MCA8-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
179
Capítulo 5
Árido
ACB
Árido
calizo
Figura 5.48. Microtextura del mortero MACB4-28d mediante SEM
Figura 5.49. Microtextura del mortero M ACB4-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
180
Propiedades del estado endurecido
Árido
ACB
Árido
calizo
Figura 5.50. Microtextura del mortero MACB4-28d mediante SEM
Figura 5.51. Microtextura del mortero M ACB4-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
181
Capítulo 5
Árido
calizo
Árido
ACB
Figura 5.52. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM
Figura 5.53. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
182
Propiedades del estado endurecido
Árido
calizo
Árido
ACB
Figura 5.54. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM
Figura 5.55. Microtextura del mortero MACB7-28d mediante SEM. Distribución de la
porosidad
183
Capítulo 5
En el caso de los morteros siderúrgicos, tanto de procedencia CA como ACB, con
adición de finos siderúrgicos, se evidenció de nuevo, un mayor contacto entre los áridos
de naturaleza siderúrgica y la pasta de cemento que en el caso de los áridos naturales,
calizos o silíceos.
5.5. MÓDULO DE DEFORMACIÓN LONGITUDINAL
En este apartado se estudia la influencia de la incorporación de áridos siderúrgicos al
hormigón sobre el módulo de deformación longitudinal, a la edad de 28 días. Este
parámetro es particularmente importante para el dimensionamiento de estructuras de
hormigón armado, cuando se realiza un cálculo mediante estado límite último de
servicio, por ejemplo, por deformación, fisuración , etc.
Partiendo de la base de que los materiales de base cemento se pueden definir como
sólidos con comportamiento elasto-visco-plástico, una medida de su rigidez sometido a
compresión viene dada por el módulo de deformación estático; es decir. la pendiente de
la curva tensión-deformación (σ-ε), en el campo uniaxial de tensiones. Debido a la no
linealidad de esta curva existen varios métodos de calcular el módulo de deformación
estático: tangente, tangente inicial y secante. Tan sólo, para niveles de tensión que ya
han sido alcanzados anteriormente, el módulo se puede considerar constante. Por lo
tanto, ante un escenario de cargas próximas a las de servicio en una estructura, que
producen tensiones máximas del orden del 40% del valor de rotura, se puede adoptar
como módulo secante de deformación longitudinal un valor constante, para cada tipo de
material.
Los factores que afectan el módulo de deformación son los áridos, la pasta, la zona de
transición y las proporciones de la mezcla. Asimismo, la edad del ensayo tiene
influencia en el módulo siendo este más alto a edades avanzadas. Los parámetros del
ensayo también tienen influencia, como la velocidad con que es aplicada la carga, ya
que a velocidades altas tiene lugar poca deformación e induce módulos más elevados.
184
Propiedades del estado endurecido
5.5.1 Metodología experimental
La determinación del módulo de deformación longitudinal se basó en la norma UNE
83316:1996. Por cada tipo de hormigón, se fabricaron 3 probetas cilíndricas (150mm de
diámetro y 300mm de altura). El llenado se efectuó en dos tongadas, compactando
mediante picado con barra (25 veces) cada una de ellas. Tras las primeras 24 horas de
curado, las probetas se extrajeron del molde y se introdujeron en cámara húmeda hasta
la edad de 28 días.
A los 28 días de edad, se ensayaron, por cada tipo de mortero, tres probetas a
compresión simple al objeto de determinar la tensión última de cada material. Se
utilizaron prensas de la marca Ibertest, con una velocidad de aplicación de carga de
3,5kN/s. A partir de los valores medios de resistencia, se estableció el rango de carga
para la determinación del módulo de deformación longitudinal.
Para llevar a cabo este ensayo, se utilizó, tal y como se puede ver en la Figura 5.56, un
dispositivo formado por dos anillos separados entre sí 75mm y unidos solidariamente a
la probeta. Atravesando el anillo superior se colocaron, equidistantes entre sí, tres
transductores de desplazamiento, descansando éstos sobre puntos de apoyo del anillo
inferior.
Figura 5.56.Determinación del módulo de elasticidad
longitudinal
185
Capítulo 5
El conjunto se colocó sobre el plato inferior de la prensa de ensayo, perfectamente
alineado con el eje de aplicación de la carga. Posteriormente, se sometió a cada probeta
a un primer ciclo de carga inferior al 40% de la carga última de rotura. Durante este
primer ciclo de carga, no se realizó registro alguno de deformaciones. Finalmente, se
procedió a la descarga y posterior repetición del proceso durante dos ciclos adicionales
que sirvieron para la determinación, en continuo, de los diagramas tensión-deformación.
El módulo de deformación se calculó como el valor medio de las pendientes de las
rectas obtenidas durante el segundo y tercer ciclo de carga.
5.5.2 Resultados y discusión
En la Tabla 5.8 se recogen de manera resumida los valores de los módulos de
elasticidad obtenidos para cada tipo de hormigón.
Tabla 5.8. Módulo de elasticidad de los hormigones HPA, HCA y HACB a 28 días de
edad según UNE 83316:1996
Identificación
Módulo de elasticidad a 28 días (GPa)
40,7
HPA
40,6
40,5
40,2
39,5
HCA
40,0
39,6
39,5
42,2
HACB
42,1
41,7
40,9
Los diagramas tensión-deformación (σ-ε) resultantes de los diversos ciclos de carga se
ilustran, para cada tipo de mortero, en las Figuras 5.57 a 5.59. A partir de las pendientes
obtenidas en dichos diagramas tensión-deformación, se obtuvieron los módulos de
186
Propiedades del estado endurecido
deformación longitudinal a compresión del hormigón patrón, HPA, así como de los
hormigones siderúrgicos, HCA y HACB.
y = 40844x + 0,0495
R2 = 1
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Probeta 1 / 3ciclo
tensión MPa
tensión MPa
Probeta 1 / 2ciclo
0
0,0001
0,0002
0,0003
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0,0004
0
0,0001
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Probeta 3 / 3ciclo
tensión MPa
tensión MPa
Probeta 2 / 2ciclo y = 40886x + 0,0358
2
R =1
0,0001
0,0002
0,0003
0
0,0004
0,0003
deformación
y = 40880x + 0,026
2
R =1
0,0001
0,0002
0,0003
0,0004
Probeta 3 / 3ciclo y = 40262x + 0,0078
2
R =1
tensión MPa
tensión MPa
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0,0002
0,0004
deformación
Probeta 2 / 2ciclo y = 40362x + 0,0334
2
R =1
0,0001
0,0003
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
deformación
0
0,0002
deformación
deformación
0
y = 40704x + 0,0272
R2 = 1
0,0004
0,0005
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
0,0001
0,0002
0,0003
0,0004
0,0005
deformación
Figura 5.57.Curvas tensión-deformación del hormigón patrón HPA para un régimen
de tensiones inferior al 40% de la de rotura
187
Capítulo 5
y = 39517x + 0,1288
R2 = 0,9999
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Probeta 1 / 3ciclo
tensión MPa
tensión MPa
Probeta 1 / 2ciclo
0
0,0002
0,0004
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0,0006
0
0,0002
Probeta 1 / 3ciclo
tensión MPa
tensión MPa
y = 40115x + 0,1309
R2 = 0,9999
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
0
y = 39559x + 0,0825
R2 = 1
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0,0004
deformación
y = 39940x + 0,1076
R2 = 1
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
deformación
Probeta 1 / 3ciclo
tensión MPa
tensión MPa
Probeta 1 / 2ciclo
0,0002
0,0006
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
deformación
0
0,0004
deformación
deformación
Probeta 1 / 2ciclo
y = 39430x + 0,1128
R2 = 1
0,0006
y = 39360x + 0,0788
R2 = 1
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
0,0002
0,0004
0,0006
deformación
Figura 5.58.Curvas tensión-deformación del hormigón patrón HCA para un régimen
de tensiones inferior al 40% de la de rotura
188
Propiedades del estado endurecido
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Probeta 1 / 3ciclo
tensión MPa
tensión MPa
Probeta 1 / 2ciclo y = 42174x + 0,1436
R2 = 0,9999
0
0,0002
0,0004
0,0006
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0,0008
0
0,0002
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Probeta 1 / 3ciclo
tensión MPa
tensión MPa
Probeta 1 / 2ciclo y = 42144x + 0,1374
R2 = 1
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
0
tensión MPa
y = 40857x + 0,111
R2 = 0,9999
0,0002
0,0004
deformación
0,0004
Probeta 1 / 3ciclo
tensión MPa
0,0002
0,0008
y = 42066x + 0,1367
R2 = 1
0,0006
0,0008
deformación
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
0,0006
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
deformación
Probeta 1 / 2ciclo
0,0004
deformación
deformación
0
y = 42145x + 0,1307
R2 = 1
0,0006
0,0008
y = 40935x + 0,099
R2 = 1
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
deformación
Figura 5.59.Curvas tensión-deformación del hormigón patrón HACB para un
régimen de tensiones inferior al 40% de la de rotura
Si bien los hormigones siderúrgicos, HCA y HACB, a 28 días de edad presentan, en
ambos casos, resistencias a compresión 15MPa superiores al hormigón calizo, los
valores de módulo de elasticidad, obtenidos a dicha edad, son similares tanto en el caso
de los hormigones siderúrgicos como en el caso del hormigón calizo.
Esto, como ya se apuntaba antes, en parte, es debido a que el módulo de elasticidad de
un hormigón depende de diversos factores como son: tipo, tamaño, cantidad, porosidad
189
Capítulo 5
del árido grueso, porosidad de la pasta de cemento y de la zona de transición árido/pasta
[Zhou et al, 1995; Ramesh et al, 1996; Ajdukiewicz et al, 2002]. Dado el elevado
porcentaje de porosidad en los áridos siderúrgicos (7-14%) comparados, por ejemplo,
con los áridos calizos (0,7%), el factor predominante en el módulo de elasticidad de los
hormigones siderúrgicos, puede atribuirse a la porosidad del árido siderúrgico, siendo el
resto de factores muy secundarios. En la Tabla 5.9 se sintetiza la influencia de los
factores mencionados anteriormente sobre el módulo de elasticidad de los hormigones
siderúrgicos frente al hormigón calizo.
Tabla 5.9. Factores y su influencia sobre el módulo de elasticidad del hormigón
siderúrgico respecto al hormigón calizo
Factor
Hormigón calizo
Hormigón
siderúrgico
Influencia sobre
Ehormigón siderúrgico
Tipo de árido grueso
calizo
siderúrgico
↓↓E
Porosidad de la pasta de
cemento
=
=
=E
Porosidad de zona de
interfase árido/pasta de
cemento
+
−
↑E
Porosidad del árido
grueso
−
+
↓↓E
En resumen, la porosidad de la pasta de cemento de ambos tipos de hormigón, recogida
en el apartado 5.3.2 del presente Capítulo es similar, la porosidad de la interfase
árido/pasta de cemento es inferior en el caso de los hormigones siderúrgicos, lo cuál
influiría aumentando el módulo de elasticidad, y por último, la porosidad del árido
grueso siderúrgico es muy superior en comparación con el árido grueso calizo, lo que
influiría, de manera determinante, disminuyendo el módulo de elasticidad de los
hormigones siderúrgicos. Esto explicaría el motivo por el que los hormigones
siderúrgicos presentaron módulos de elasticidad inferiores a lo que cabría esperar en
relación a las superiores resistencias a compresión manifestadas.
En el caso del hormigón calizo, el módulo alcanzado fue ligeramente superior al
190
Propiedades del estado endurecido
esperado en un hormigón convencional de árido calizo debido a la influencia de la arena
silícea [Ramesh et al, 1996; Beshr et al, 2003]. Dado que los hormigones siderúrgicos
fabricados también contienen árido silíceo en su composición al igual que el hormigón
calizo, se puede concluir que la sustitución del 65% (25% de la fracción fina y 100% de
las fracciones media y gruesa) de los áridos naturales por áridos siderúrgicos en un
hormigón no induce cambios significativos en su comportamiento elástico. Esta
evidencia concuerda con los resultados de otros autores [Luciana 1999; Etxeberria et al,
2010], si bien otros autores como Pellegrino [Pellegrino et al, 2009] obtuvieron
módulos de elasticidad del hormigón siderúrgico superiores al los del hormigón calizo,
atribuyendo este hecho a la mayor cohesión existente entre el agregado siderúrgico y la
matriz, debido a la mayor rugosidad de este tipo de áridos.
5.6. CONCLUSIONES RELATIVAS A LAS PROPIEDADES EN
ESTADO ENDURECIDO
Como resumen del presente capítulo, se pueden establecer los siguientes enunciados:
ƒ
La absorción del hormigón siderúrgico es del mismo orden que el hormigón
calizo, mientras que la densidad del hormigón siderúrgico es un 20-25%,
superior a la de un hormigón convencional, como consecuencia de la mayor
densidad del árido siderúrgico frente al calizo.
ƒ
El hormigón siderúrgico experimenta, a 7 y 28 días de curado, resistencias a
compresión, al menos, un 35% mayor que el hormigón calizo, si bien, a edades
de curado más avanzadas, la diferencia se recorta hasta un 5-10%.
ƒ
Los hormigones siderúrgicos revelan un comportamiento mecánico superior al
hormigón calizo tradicional no sólo a causa de las propiedades mecánicas
inherentes a los áridos siderúrgicos, sino también, inducido por la existencia de
una zona de transición más continua, con menor presencia de poros. El estudio
191
Capítulo 5
microestructural de la zona de interfase árido/pasta realizado en los hormigones,
exhibe un contacto sensiblemente más íntimo, es decir, con menor
microporosidad, y por tanto, mayor densidad en la interfase entre los áridos
siderúrgicos y la matriz que en el caso de los áridos naturales, bien de naturaleza
caliza o silícea.
ƒ
Los morteros siderúrgicos, incluso en el caso de contar con la adición de finos
siderúrgicos por debajo de 0,063μm, no experimentaron mejora en sus
prestaciones mecánicas frente al mortero calizo. La incorporación de más de 4%
de finos siderúrgicos no coadyuva al refinamiento y densificación de la matriz
cementante, sin diferencias significativas en la porosidad total ni el tamaño de
poro medio respecto al mortero calizo. Por tanto, no hay evidencias de
reactividad asociadas a la fracción fina siderúrgica.
ƒ
En el estudio microestructural de los morteros se obtienen conclusiones análogas
al caso de los hormigones, constatando la existencia de una microporosidad
generalizada en el entorno de los áridos naturales, bien de naturaleza caliza o
silícea, mientras que en el caso de los áridos siderúrgicos dicha microporosidad
es ocasional.
ƒ
La arena siderúrgica apenas contribuye a una mejora de las características
mecánicas, mientras la fracción gruesa siderúrgica determina la mayor ganancia
de resistencias a compresión de los hormigones siderúrgicos frente a los
hormigones convencionales.
ƒ
La incorporación un elevado porcentaje de áridos siderúrgicos en la dosificación
de un hormigón no induce cambios significativos en su comportamiento elástico.
El hormigón siderúrgico presenta un comportamiento elástico similar al
hormigón calizo, como consecuencia de la mayor porosidad presente en los
áridos siderúrgicos frente a los calizos.
192
Durabilidad (…)
CAPÍTULO 6.- DURABILIDAD DE LOS HORMIGONES
ELABORADOS A PARTIR DE ÁRIDOS
SIDERÚRGICOS
6.1. INTRODUCCIÓN
El término “durabilidad” aplicado a elementos constructivos y, más específicamente, a
los materiales como el hormigón, se entiende como la capacidad de mantener en
servicio y con seguridad, una estructura o elemento durante, al menos, un período de
tiempo específico, denominado período de vida útil, en el medio donde se vaya a
localizar, incluso cuando las condiciones de entorno − físicas, químicas, biológicas −
sean desfavorables. En definitiva, la condición a exigir a los materiales y componentes
constructivos pasa por cumplir el cometido para el cual son destinados, durante un
determinado período de tiempo.
A pesar de que el concepto de durabilidad surgió en los años 80, el diseño de códigos y
estándares no ha sido capaz de hacer frente a este requerimiento por muchas razones. La
durabilidad del hormigón depende de la calidad del material, la calidad de la
construcción, la calidad del diseño y las condiciones de exposición [Chidiac, 2009].
Cada hormigón requiere un grado de durabilidad específico dependiendo de la
exposición ambiental y las propiedades requeridas. Los componentes, la dosificación, la
interacción entre componentes, el lugar de emplazamiento y las técnicas de curado
determinan el periodo de vida útil de un hormigón.
193
Capítulo 6
La durabilidad del hormigón está gobernada por la permeabilidad y la agresividad del
medio ambiente [Aïtcin P-C, 1994]. Los factores que más influyen en la durabilidad de
un hormigón son la presencia de agua y el mecanismo de transporte a través de la red
capilar de gases, agua y agentes disueltos. La red capilar de dichos materiales, ubicada
en la pasta de cemento, está constituida por poros de gel de tamaños medios en torno al
nanómetro, por poros capilares con radios medios del orden de micras y macroporos del
orden de milímetros. Las dos últimas tipologías influyen, de manera determinante, en la
durabilidad. En tales circunstancias, cuanto más refinada sea la red de poros, mayor
dificultad ofrecerá el material al transporte de potenciales agentes nocivos, tal y como
apuntan diferentes autores [Courard et al, 2003; Roy et al, 2001; Poon et al, 2006].
Los áridos presentan muy baja permeabilidad; sin embargo, la interfase entre los áridos
y la pasta de cemento es una vía fácil para la entrada y circulación de agentes agresivos
a través del hormigón [Song et al, 2008].
Las acciones, de tipo no mecánico, que pueden afectar a la durabilidad de hormigones
se pueden clasificar de la siguiente manera:
•
Físicas: variaciones de temperatura y humedad que conllevan la aparición de
tensiones internas importantes, pudiendo amplificar el sistema interno de
microfisuras; fenómenos de deshielo que pueden promover fisuración interna y
desconches superficiales; erosión por abrasión o cavitación; fuego que induce
caídas importantes en las resistencias a tracción a partir de los 150ºC; corrientes
eléctricas; etc.
•
Químicas: acción de ácidos que actúan sobre los compuestos cálcicos de
hidratación del cemento (portlandita, silicatos y aluminatos cálcicos) para dar
sales cálcicas del ácido correspondiente, ocasionando la destrucción de la
estructura del cemento endurecido; ataque por sulfatos caracterizado por la
reacción del ión sulfato con el aluminato tricálcico del cemento para dar etringita
o thaumasita con un considerable aumento de volumen; reacciones árido-álcali
que se pueden producir con determinados áridos de naturaleza silícea dando
lugar a la formación de geles de sílice con acción osmótica, y capacidad para
194
Durabilidad (…)
aumentar de volumen, provocando tensiones disruptivas en la pasta de cemento
ya endurecida.
•
Biológicas: acciones de microorganismos y vegetación que pueden causar daños
de tipo mecánico, o por segregación de ácidos húmicos que disuelven la pasta de
cemento.
Cualquier hormigón, cerrará su ciclo de vida como caliza, arcilla y arena de sílice que
son la forma mineral más estable del calcio, sílice, hierro y aluminio en el medio
ambiente. A este respecto, lo único que pueden hacer técnicos y científicos es alargar el
ciclo de vida de esta roca artificial lo máximo posible.
En definitiva, la condición a exigir a los materiales y componentes constructivos pasa
por cumplir el cometido para el cual son destinados, durante un determinado período de
tiempo.
En este capítulo se estudia el comportamiento de matrices de hormigón siderúrgico en
comparación con un hormigón patrón, de naturaleza caliza, ante su exposición a
determinadas acciones. Entre los diversos mecanismos de degradación enumerados
anteriormente, se abordarán dos tipos de ataque agresivo: un primer conjunto de
ensayos en los que se estudia el comportamiento de los hormigones frente a condiciones
físicas externas (penetración de agua bajo presión, ciclos hielo-deshielo y exposición a
alta temperatura y humedad relativa), así como un segundo grupo de índole químico
(ataque selenitoso, reactividad álcali-árido, ataque por agua de mar simulando la zona
de carrera y reactividad árido-álcali mediante el método del mortero). Todo lo anterior,
con el fin de evaluar la estabilidad e integridad de los hormigones siderúrgicos con
relación al hormigón calizo.
La investigación relativa a los aspectos de durabilidad se acometió utilizando
hormigones elaborados con áridos siderúrgicos, con porcentajes de sustitución del 100%
de la fracción gruesa (> 4 mm) y del 25% de la fracción fina.
195
Capítulo 6
6.2. PENETRACIÓN DE AGUA BAJO PRESIÓN
La penetración de agua en las estructuras de hormigón depende en gran medida del
grado de compactación y refinamiento de poros, presencia de juntas fisuras o
heterogeneidades y de la conservación del material. Así, la determinación de la
profundidad de penetración del agua bajo presión, en un material como el hormigón,
proporciona una idea de su comportamiento en relación a la durabilidad.
6.2.1 Metodología experimental
El procedimiento experimental de este ensayo se articuló a partir de la norma UNE EN
12390-8:2009. Para cada hormigón se fabricaron tres probetas cilíndricas de 150 mm de
diámetro y 300mm de altura. Estas probetas se elaboraron en moldes metálicos, por
llenado en dos tongadas y vibrado mediante golpeo (25 golpes), antes de proceder al
colmado superior. Todas las probetas se curaron hasta la edad de 28 días en cámara
húmeda (90% de humedad relativa y 20ºC); tiempo tras el cual se cortaron por la mitad,
al objeto de eliminar la capa superficial de lechada. A continuación, las probetas se
colocaron en el dispositivo de ensayo de tal forma que la superficie del corte fue la
sometida a ensayo. Se aplicó a cada probeta una presión de (500±50)kPa durante un
periodo de (72±2)h, verificando, regularmente, la ausencia de fugas.
6.2.2 Resultados y discusión
Transcurridos los de 3 días de penetración de agua, se extrajo cada probeta retirando el
exceso de agua de la cara sometida a presión y rompiendo los cilindros en dos mitades,
perpendicularmente a dicha cara. Inmediatamente después, se perfiló con rotulador
indeleble el frente de penetración del agua, tal y como se muestra en las Figuras 6.1 a
6.3. Se midió la profundidad de penetración máxima, además de calcular la profundidad
media.
196
Durabilidad (…)
Figura 6.1. Ensayo penetración de agua
bajo presión de hormigón HPA
Figura 6.2. Ensayo penetración de agua
bajo presión de hormigón HCA
Figura 6.3. Ensayo penetración de agua
bajo presión de hormigón HACB
Cabe destacar que en el caso de los hormigones siderúrgicos la profundidad de
penetración de agua máxima tuvo lugar, de forma preferente, en zonas coincidentes con
la posición de un árido grueso siderúrgico, especialmente en los denominados como
CA. Sin embargo, en el caso de HPA, no se observó esta circunstancia. Dicho fenómeno
esta asociado a la diferente porosidad que posee cada uno de estos materiales
granulares, ya que los áridos ACB y CA presentan una porosidad 10 y 20 veces,
respectivamente, mayor que el árido calizo.
La Tabla 6.1 compendia los valores de profundidad de penetración máxima y
profundidad media obtenidos en cada caso.
La Instrucción EHE08 establece, en su artículo 37.3.3, que un hormigón se considera
suficientemente impermeable al agua si los resultados del ensayo de penetración de
197
Capítulo 6
agua, según la norma UNE-EN 12390-8:2009, cumplen simultáneamente las siguientes
premisas:
− La profundidad máxima de penetración de agua es menor o igual que 50 mm.
− La profundidad media de penetración de agua es menor o igual que 30mm.
Tabla 6.1. Profundidad de penetración de agua bajo presión de los hormigones
HPA, HCA y HACB tras 28 días de curado
Tipo
Profundidad máxima
Profundidad media
hormigón
(mm)
(mm)
25
HPA
HCA
HACB
30
16
28
22
35
22
30
18
13
22
10
22
17
30
22
30
15
25
16
20
15
16
10
Atendiendo a los valores de referencia anteriormente descritos, todos los hormigones
presentan valores, tanto de penetración máxima como media, inferiores a los límites
establecidos por la EHE08, por lo que se pueden considerar suficientemente
impermeables. Además, cabe destacar como ambos hormigones siderúrgicos, también,
presentan valores, de ambas profundidades de penetración de agua, inferiores al caso del
hormigón calizo, de acuerdo con otras investigaciones previas [Manso et al, 2006],
debido a la menor presencia de porosidad en la matriz de los hormigones siderúrgicos,
fundamentalmente en la zona de interfase árido/pasta de cemento.
198
Durabilidad (…)
6.3. DURABILIDAD ANTE CICLOS DE HIELO-DESHIELO
Los fenómenos de hielo-deshielo son una de las principales causas de degradación de
morteros y hormigones ubicados en regiones frías [Cao et al, 2002]. En España, la
mayor incidencia de dichas acciones se sitúa en localizaciones del tercio norte, así como
en zonas de alta montaña, si bien en estas últimas resulta menos frecuente el uso de
estructuras de hormigón.
Las dos principales teorías relativas a los fenómenos de hielo-deshielo en los
hormigones se basan en las investigaciones llevadas a cabo por Powers [Powers, 19451953; Penttala, 2006]. En primer lugar la teoría de la presión hidráulica, que sigue en
vigor en condiciones de saturación, sugiere que el agua se mueve desde el espacio
capilar donde se formó hielo hacia otras zonas de la matriz. Sin embargo, Powers
dedujo que el agua sigue la dirección contraria, desde los poros de menor tamaño
cercanos hacia los poros donde se formó hielo, debido a la presión osmótica causada por
la concentración de cationes (Ca2+, K+, o Na+) que permanecen en disolución, ya que
éstos no son incorporados a la estructura del hielo. Este incremento en la concentración
de sales provoca el movimiento del agua hacia las formaciones de hielo para tratar de
restablecer el equilibrio de concentraciones. Los materiales porosos poseen un grado de
saturación crítico que, tras sucesivos ciclos hielo-deshielo, da lugar a su deterioro.
Existen varios métodos de ensayo a partir de los cuales se puede evaluar el daño interno
y superficial de hormigones sometidos a ciclos de hielo-deshielo. Uno de los más
citados en la literatura [Sabir et al, 1991; Sabir, 1997; Miao et al, 2002], y que
constituye la referencia, a partir del cual se articula el procedimiento experimental de
este apartado, es la ASTM C666. Otros autores [Vegas, 2009] proponen, para el estudio
de mortero de cemento, un método de ensayo ampliado sobre la base de lo establecido
en la norma anterior. La metodología propuesta en la presente Tesis Doctoral transcurre
paralela al método propuesto por el Dr. Vegas abordando, simultáneamente, la variación
del módulo dinámico y resistencias mecánicas en los hormigones objeto de estudio.
199
Capítulo 6
6.3.1 Metodología experimental
Para cada tipo de hormigón, hormigón siderúrgico y hormigón calizo, se fabricaron las
siguientes probetas:
•
Tres prismas de 80x 80x400mm sobre las que se evalúa la variación del módulo de
elasticidad dinámico relativo mediante medidas de la propagación de la onda
ultrasónica, así como la variación de peso. Los ensayos no destructivos
correspondientes a estas probetas se efectúan de acuerdo a lo establecido en la
norma ASTM C666.
•
Dieciocho cubos de 100mm de lado para evaluar la resistencia a compresión, antes
del inicio de la exposición cíclica de hielo-deshielo, transcurridos 158, 245 y 300
ciclos, respectivamente
Todas las probetas se elaboraron en moldes metálicos, por llenado en dos tongadas y
vibrado mediante golpeo (25 golpes), antes de proceder al colmado superior. Además,
se curaron hasta la edad de 28 días en cámara húmeda (90% de humedad relativa y
20ºC), tiempo tras el cual se sumergieron en baños de agua a 20ºC durante 48h, previo
al inicio de la exposición a ciclos de hielo/deshielo.
Para este experimento se seleccionó una cámara climática capaz de garantizar ciclos
continuos de hielo/deshielo, en un rango de temperatura comprendido entre 15ºC y 20ºC.
El ciclo finalmente asumido se diseñó tras el estudio de varias referencias
internacionales [Sabir et al, 1991; Sabir, 1997; Zaharieva et al, 2004; ASTM C666;
Basheer et al, 2006; Vegas, 2009]. La duración de cada ciclo de hielo/deshielo, ilustrado
en la Figura 6.4, fue de 12 horas (4h a -20ºC, 2h de calentamiento, 4h a 15ºC, 2h de
enfriamiento) con el fin de asegurar, durante la fase de calentamiento, la completa
fusión del hielo formado.
200
Durabilidad (…)
20
15
Temperatura (ºC)
10
5
0
-5 0
5
10
15
20
25
30
35
40
-10
-15
-20
-25
Tiempo (horas)
Núcleo de la probeta
Interior de cámara climática
Figura 6.4. Ciclo de hielo/deshielo
Durante el ensayo, los prismas de mayor tamaño se almacenaron en moldes metálicos
fabricados a medida (Figura 6.5), de tal modo que cada probeta quedó rodeada por 3mm
de agua en cada una de las caras. De igual forma, las probetas cúbicas de 100mm de
lado se cubrieron de agua. Los ciclos de hielo/deshielo se iniciaron asegurando la
completa saturación de los materiales.
A 0 ciclos de exposición en cámara climática (Figura 6.6); es decir, antes de iniciar el
ataque a la helada, se caracterizaron los materiales mediante ensayos destructivos
(resistencias a compresión simple) y no destructivos (medida de propagación de la onda
ultrasónica y determinación del peso).
Figura 6.5. Disposición de prismas en
contenedor metálico
Figura 6.6. Cámara climática
201
Capítulo 6
La velocidad de la onda ultrasónica se determinó utilizando un aparato de marca
PROETI (ETI-H0394) con frecuencias en torno a los 54 Hz (Figura 6.7). El módulo de
elasticidad dinámico relativo se calculó a partir de la siguiente ecuación [Zaharieva et
al, 2004]:
⎛ v2 ⎞
Ev ,n = ⎜⎜ n2 ⎟⎟ ∗100
⎝ vo ⎠
Donde:
•
Eν,n es el módulo de elasticidad dinámico relativo a n ciclos (%)
•
νn es la velocidad de onda ultrasónica tras n ciclos (m/s)
•
ν0 es la velocidad de onda ultrasónica al inicio del ensayo (m/s)
Se consideró como fallo del material, a ciclos de hielo/deshielo, alguno de los dos
supuestos siguientes:
− Valores del módulo dinámico iguales o inferiores al 60% del valor inicial.
− Rotura de la probeta por fisuración extrema.
El seguimiento tanto del peso como de la velocidad de onda ultrasónica se ejecutó de
manera periódica. Por su parte, la determinación del peso se realiza en una balanza
electrónica (Figura 6.8).
Figura 6.7. Medida de ultrasonidos
202
Figura 6.8. Determinación del peso
Durabilidad (…)
6.3.2 Resultados y discusión
La evolución del módulo dinámico relativo, en función del número de ciclos de
hielo/deshielo de las diferentes probetas sometidas a ensayo, se muestra en la Figura
6.9. Dicha evolución revela como el hormigón calizo a partir de 75 ciclos acusó un
descenso en el módulo dinámico hasta alcanzar el fallo, en torno a los 200 ciclos. Sin
embargo, los hormigones siderúrgicos ensayados mantuvieron un módulo dinámico,
incluso, por encima del 100% hasta la finalización del ensayo.
120
110
100
Ed,n (%)
90
80
70
60
50
40
30
0
25
50
75
100 125 150 175 200 225 250 275 300
Nº de ciclos hielo-deshielo
HPA
HCA
HACB
Umbral (60% Ed)
Figura 6.9. Evolución del módulo dinámico relativo en función del número de ciclos
hielo-deshielo
Por otro lado, la evolución del peso de los prismas de 80x80x400mm, desde el inicio del
ensayo hasta rotura en el caso del hormigón calizo, o hasta la finalización del ensayo
después de 300 ciclos en el caso de los hormigones siderúrgicos, se recoge en la Figura
6.10.
Se observa que el peso de las probetas sujetas a ensayo desde el inicio hasta la
finalización del ensayo, permanece constante.
203
Capítulo 6
8000
7500
Peso (g)
7000
6500
6000
5500
5000
0
25
50
75
100 125 150 175 200 225 250 275 300
Nº de ciclos hielo-deshielo
HPA
HCA
HACB
Figura 6.10. Evolución del peso durante el ensayo de hielo/deshielo (prismas de
80x80x400mm)
La resistencia a compresión, evaluada sobre la probetas cúbicas de 100mm de lado a 0,
158, 245 y 300 ciclos de hielo/deshielo, respectivamente, de acuerdo a la norma UNE
EN 12390-3:2009, se determinó como valor medio, a partir de 3 valores unitarios. Los
resultados se recogen en la Tabla 6.2.
Tabla 6.2. Registro de resistencias a compresión a 0, 158, 245 ciclos hielo/deshielo
Dosif.
0 ciclos
158 ciclos
(MPa)
(MPa)
57,1
HPA
HCA
HACB
50,7
44,1
49,8
47,1
245 ciclos
(MPa)
Δ (%)
0-245
ciclos
38,1
46,0
-8
43,9
300 ciclos
(MPa)
41,6
-17
--
46,8
42,6
--
49,4
52,6
44,9
56,7
45,9
46,8
57,4
47,0
0
47,0
46,1
-1
54,2
45,1
30,9
46,5
56,9
62,2
62,9
58,2
62,1
55,6
57,8
53,5
62,9
59,8
+4
60,2
61,6
Δ (%)
0-300
ciclos
--
41,6
53,5
204
Δ (%)
0-158
ciclos
60,0
+4
63,4
60,9
--
--
55,9
+19
62,1
+7
Durabilidad (…)
Los valores de resistencia a compresión de los hormigones siderúrgicos registrados al
inicio del ensayo son similares a los presentados en el análisis de las propiedades
mecánicas de los hormigones recogido en el apartado 5.3.2 del Capítulo 5.
Durante el ensayo de envejecimiento acelerado de ciclos hielo-deshielo, el hormigón
calizo reveló una pérdida significativa, en torno a un 17%, en la resistencia a
compresión desde el inicio hasta que se produjo el fallo. Sin embargo, los hormigones
elaborados con áridos siderúrgicos, no sólo no experimentan pérdida de resistencia a
compresión, sino que presentan un aumento de dicha propiedad, especialmente, en el
caso del hormigón fabricado con árido de CA. No obstante, la resistencia manifestada
por el hormigón HACB resulta superior al hormigón HCA desde el inicio hasta el final
del ensayo.
A la vista de los resultados obtenidos en este ensayo, el comportamiento de los
hormigones siderúrgicos frente a este tipo de agresión es sensiblemente superior al
hormigón calizo. Este hecho se debe a una mayor densificación de la zona interfase
árido siderúrgico/matriz de cemento frente a los áridos calizos, patente en el estudio
microestrutural recogido en el apartado 5.3.3 del Capítulo 5, que da lugar a que los
hormigones siderúrgicos presenten una profundidad de penetración de agua inferior al
hormigón calizo, como se ha demostrado en el apartado 6.2 del presente Capítulo. Por
tanto, la presencia de agua en el interior de los hormigones siderúrgicos es menor, lo
que induce un deterioro, también, menor que en el caso del hormigón calizo.
Estos resultados difieren de los obtenidos por otros autores [Manso, 2001; Manso et al,
2006] quienes, tras finalizar el ensayo de ciclos hielo-deshielo, detectaron una pérdida
en la resistencia a compresión del hormigón calizo y siderúrgico, en torno al 15% y
20%, respectivamente. No obstante, los referidos autores procedieron fabricando sus
hormigones con una sustitución del 50% de la fracción fina y el 100% de la fracción
gruesa por árido siderúrgico, sin añadir filler calizo ni arena silícea. Años más tarde,
otras investigaciones llevadas a cabo por los mismos investigadores [Polanco et al
2010], lograron recortar la pérdida de resistencia a compresión del hormigón siderúrgico
hasta un 7,5%. De la misma forma, la Dra. Losañez obtuvo una pérdida de resistencia
205
Capítulo 6
similar en el hormigón siderúrgico sometido a este tipo de agresión, tal y como recoge
en su Tesis Doctoral [Losañez,2005]. Asimismo, Pellegrino [Pellegrino et al, 2009],
observó, tras este tipo de ensayo, un incremento en la resistencia del hormigón calizo
del 3%, mientras que el hormigón siderúrgico, elaborado con un 85% de árido
siderúrgico, mostró menor tolerancia a este tipo de agresión, disminuyendo su
resistencia un 7%, a pesar de contener aditivo aireante en su composición. Pellegrino
encuentra explicación a estos hechos fundamentándose, por un lado, en la hidratación de
los óxidos presentes en la composición de los áridos siderúrgicos durante la fase de
deshielo y, por otro, en la porosidad de la matriz en la interfase árido siderúrgico/pasta,
debido a la rugosidad característica de este tipo de granulados. En contra de este último
aspecto, el estudio microestructural centrado en la zona de interfase árido/pasta,
realizado en la presente Tesis Doctoral, pone de manifiesto la presencia de una menor
porosidad de borde en los áridos siderúrgicos frente a los áridos naturales.
En la Figura 6.11 se ilustra, a modo de ejemplo, el aspecto superficial final de una de las
probetas de cada hormigón sometido a ensayo.
HCA (300 ciclos)
HACB (300 ciclos)
HPA (245 ciclos)
Figura 6.11. Aspecto superficial de las probetas de hormigón siderúrgico HCA y HACB
tras 300 ciclos y del hormigón calizo, HPA, tras 245 ciclos hielo-deshielo
El hormigón siderúrgico HCA, tras 300 ciclos de hielo-deshielo, mostró pérdidas de
parte del recubrimiento superficial, aunque sin suponer una pérdida significativa del
peso de las probetas ensayadas, mientras que el hormigón siderúrgico HACB, mantuvo
206
Durabilidad (…)
un aspecto aceptable con aislados desconches superficiales. Análogamente, el hormigón
calizo, tras 245 ciclos, también presentó algunos desconches superficiales.
Adicionalmente, se evaluó el estado de conservación del interior de los prismas
(80x80x400mm) de hormigón calizo, tras ser sometidos a 245 ciclos, y de los
hormigones siderúrgicos al final del ensayo, 300 ciclos. Para ello, se realizaron cortes
sobre dos secciones transversales a diferentes profundidades: una más cercana a un
extremo del prisma (A), otra en su centro (C), así como una sección longitudinal entre
ambas (B), tal como indica la Figura 6.12.
Figura 6.12. Esquema de las secciones estudiadas en las probetas sometidas a ciclos
de hielo-deshielo
A la vista de las imágenes recogidas en las Figuras 6.13 y 6.14, los hormigones
siderúrgicos, HCA y HACB, tras 300 ciclos de hielo-deshielo no presentaron signos
visibles de fisuración en el interior de la probeta; en ambos casos, sin cambios
significativos en el estado de conservación del hormigón desde el extremo de la probeta
hasta su centro. Cabe destacar la presencia de una mayor porosidad en el interior de los
áridos siderúrgicos CA frente a los áridos del tipo ACB. Sin embargo, en el caso de la
probeta de hormigón calizo, HPA, tras 245 ciclos de hielo-deshielo se detectó, tal y
como se puede observar en la Figura 6.15, una notable degradación, debido a la perdida
de pasta de cemento alrededor de los áridos gruesos, con especial incidencia en los
extremos de la probeta.
207
Capítulo 6
A)
B)
Porosidad
C)
Figura 6.13. A la izquierda secciones A, B y C de uno de los prismas (80x80x400mm)
de hormigón siderúrgico HCA sometido a 245 ciclos de H-D. A la derecha imagen
tratada para evidenciar posibles fisuras o fenómenos disruptivos
208
Durabilidad (…)
A)
B)
C)
Porosidad
Figura 6.14. A la izquierda secciones A, B y C de uno de los prismas (80x80x400mm)
de hormigón siderúrgico HACB sometido a 245 ciclos de H-D. A la derecha imagen
tratada para evidenciar posibles fisuras o fenómenos disruptivos
209
Capítulo 6
A)
Perdida
pasta de
cemento
B)
C)
Figura 6.15.A la izquierda secciones A, B y C de uno de los prismas (80x80x400mm) de
hormigón calizo HPA sometido a 245 ciclos de H-D. A la derecha imagen tratada para
evidenciar posibles fisuras o fenómenos disruptivos
210
Durabilidad (…)
El retraso en la iniciación de fisuras en el hormigón siderúrgico sometido a ciclos hielodeshielo es debido, probablemente, a la mayor densificación de la matriz siderúrgica
debida a una menor porosidad en la zona de transición, evidenciada por una menor
profundidad de penetración de agua, frente al hormigón calizo. Este hecho también fue
probado en otras investigaciones [Maslehuddin et al, 2003].
En resumen, se puede concluir que los resultados obtenidos en este ensayo de
durabilidad ponen de manifiesto un mejor comportamiento ante fenómenos de hielodeshielo de los hormigones elaborados a partir de áridos siderúrgicos.
6.4. DURABILIDAD A ELEVADA TEMPERATURA Y HUMEDAD
RELATIVA
Los ensayos sobre hormigón endurecido basados en sucesivos ciclos alternantes de
humedad/sequedad, proporcionan información sobre los efectos nocivos que las
fluctuaciones del contenido de agua de un material tienen sobre su integridad y demás
propiedades. En particular, en el caso del hormigón endurecido entran en juego dos
problemas, cada uno de los cuales puede producir un cierto deterioro de sus
propiedades.
− Contracciones y dilataciones lineales debidas a las variaciones térmicas y,
fundamentalmente, a las variaciones de humedad, que influyen directamente en la
retracción del hormigón.
− Reacciones de carbonatación de la portlandita y otros óxidos de álcalis sódicos o
potásicos, que se producen a velocidad muy superior a la espontánea, y cuya
expansividad e inhibición de reacciones de hidratación, produce deterioro en la
resistencia del material.
En el caso de hormigones fabricados con áridos siderúrgicos, este ensayo resulta de gran
interés puesto que los áridos siderúrgicos podrían presentar un potencial expansivo
211
Capítulo 6
asociado a su contenido de óxido de magnesio (periclasa) y cal libre. La ampliación del
campo de aplicación de estos áridos, más allá del ámbito de las capas no ligadas y de
rodadura con aglomerados bituminosos, hacia matrices de cemento como son los
hormigones, requieren una revisión de la reactividad y de su posible expansividad.
6.4.1 Metodología experimental
Existen varios métodos de ensayo, a partir de los cuales se puede evaluar la posible
expansividad, como es el ensayo de Le Chatelier (UNE 80102:1988, UNE EN 196-3),
el ensayo de expansión en autoclave UNE 80-113-86 o el “steam test”, recogido en la
norma UNE-EN 1744-1(3), redactada por el comité de normalización CEN/TC 154.
Todos ellos son métodos para la determinación de la estabilidad volumétrica de la
escoria granulada cuando se utiliza como áridos. Sin embargo, el Profesor Vázquez
[Vázquez et al, 2001] constató que ninguno de estos ensayos resulta válido para
establecer un control de calidad de los áridos siderúrgicos en cuanto a la estabilidad de
los hormigones fabricados, toda vez que puso de manifiesto que el ensayo en cámara
climática (70ºC y 90%HR) resulta efectivo para detectar expansiones generadas en
matrices de cemento elaboradas con áridos siderúrgicos de acería de horno eléctrico de
arco.
Por ello, el ensayo propuesto para evaluar el comportamiento de los hormigones
fabricados con árido siderúrgico comparativamente con un hormigón convencional,
consistió en someter 6 probetas de cada tipo de hormigón a condiciones de temperatura
y humedad relativa elevadas: 70±1ºC y 90±1% (Figura 6.16). Como ensayo de
referencia, se mantuvieron otras 6 probetas de cada tipo de hormigón en cámara
húmeda.
Para cada tipo de hormigón se fabricaron 3 cubos de 100 mm de lado, los cuales fueron
curados hasta una edad de 28 días en cámara húmeda. Siguiendo el procedimiento para
la preparación de las muestras ya utilizado por otros autores [Losañez, 1999; Polanco
2010], a partir de estos cubos, se tallaron 12 prismas de 40x40x100mm, eliminando,
212
Durabilidad (…)
aproximadamente, 5mm de 4 de las caras exteriores de los cubos, manteniendo dos de
las caras originales. De esta manera, los áridos gruesos, siderúrgicos o calizos según el
caso, quedaron directamente expuestos y visibles en las cuatro caras de los prismas, lo
que facilitó la inspección y detección de las posibles fisuras o signos de deterioro.
Figura 6.16. Ensayo de humedad/sequedad en
cámara climática
Antes de iniciar el ensayo, se caracterizaron los materiales mediante ensayos no
destructivos, peso y longitud. La determinación del peso se realizó en una balanza
electrónica y las medidas de longitud de las probetas se efectuaron con un calibre digital
en los cuatro vértices de las caras originales de cada probeta. Las medidas de peso y
longitud, tanto de las probetas sometidas a 70ºC y 90%HR en cámara climática, como
de las probetas mantenidas en cámara húmeda, se repitieron para diferentes edades de
envejecimiento.
6.4.2 Resultados y discusión
Las probetas de hormigón siderúrgico, tanto de HCA como de HACB, de manera
análoga al hormigón calizo, no sufrieron signos de deterioro físico, a excepción de un
desconche aislado en una probeta de cada tipo de hormigón siderúrgico, a los 99 días de
exposición en cámara climática. Sin embargo, para los hormigones siderúrgicos, a
diferencia del hormigón calizo, tanto las probetas de hormigón siderúrgico sometidas a
213
Capítulo 6
alta temperatura y humedad relativa como las conservadas en cámara húmeda, sufren
alteraciones cromáticas (rojo-marrón) puntuales a nivel superficial, debido a la
oxidación de compuestos de hierro localizados en su superficie. Este tipo de
alteraciones cromáticas también fueron detectadas por el Dr Moisés Frías en sus
investigaciones [Frías et al, 2010].
Otros autores [Losañez, 2005; Polanco et al, 2010], también obtuvieron resultados
satisfactorios al someter hormigón, elaborado con árido siderúrgico procedente de
Horno Eléctrico de Arco, a este ensayo durante 42 días, frente a los 365 días de la
presente Tesis Doctoral.
El aspecto de las probetas de hormigón sometidas a ensayo durante 365 días, 3 prismas
en cámara climática y 3 prismas en cámara húmeda de cada tipo de hormigón, se ilustra
en las Figuras 6.17 y 6.18.
Figura 6.17. Aspecto de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB sometidas a
70ªC y 90% HR en cámara climática durante 365 días de exposición
Figura 6.18. Aspecto de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB mantenidas a
20ªC y 90%HR en cámara húmeda durante 365 días
214
Durabilidad (…)
Adicionalmente, las Figuras 6.19 y 6.20, ilustran, respectivamente, la variación de la
longitud de las probetas de hormigón sometidas a 70ºC y 90%HR en cámara climática y
de las mantenidas en cámara húmeda durante 365 días.
Variación de longitud (mm)
0,005
0,003
0,001
-0,001
-0,003
-0,005
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Tiempo exposición (días)
HPA
HCA
HACB
Figura 6.19.Variación de la longitud de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB
sometidas a 70ºC y 90%HR en cámara climática durante 365 días
Variación de longitud (mm)
0,005
0,003
0,001
-0,001
-0,003
-0,005
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Tiempo exposición (días)
HPA
HCA
HACB
Figura 6.20.Variación de la longitud de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB
mantenidas en cámara húmeda durante 365 días
215
Capítulo 6
Asimismo, en las Figuras 6.21 y 6.22 se ilustra la variación del peso de las probetas de
hormigón sometidas a 70ºC y 90%HR en cámara climática y de las mantenidas en
cámara húmeda durante 365 días.
Variación de peso(g)
0,05
0,03
0,01
-0,01
-0,03
-0,05
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Tiempo exposición (días)
HPA
HCA
HACB
Figura 6.21.Variación del peso de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB
sometidas a 70ºC y 90%HR en cámara climática durante 365 días
Variación de peso (g)
0,05
0,03
0,01
-0,01
-0,03
-0,05
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Tiempo exposición (días)
HPA
HCA
HACB
Figura 6.22. Variación del peso de las probetas de hormigón HPA, HCA y HACB
mantenidas en cámara húmeda durante 365 días
216
Durabilidad (…)
La variación de la longitud experimentada por las probetas de hormigón sometidas a
alta temperatura y humedad relativa en cámara climática durante 365 días, al igual que
las mantenidas en cámara húmeda durante el mismo periodo de tiempo, es
prácticamente nula tanto para los hormigones siderúrgicos como para el hormigón
calizo. Este hecho pone de manifiesto la estabilidad dimensional de los hormigones
siderúrgicos fabricados.
Además, la tendencia de la variación de peso observada en cada una de las cámaras
resultó similar, tanto el hormigón siderúrgico como calizo. No obstante, se observó una
leve oscilación del peso de la probetas sometidas a la cámara climática hasta los
primeros 100 ciclos, y un ligero incremento en el peso de las probetas mantenidas en
cámara húmeda en los primeros 18 ciclos, durante el resto del ensayo el peso se
mantuvo, prácticamente, constante en ambos casos.
Complementariamente, se determinó la resistencia a compresión simple de cada tipo de
hormigón a 99 y 365 días de exposición, obteniendo un valor medio, a partir de 3
valores, tanto para las probetas sometidas a ensayo en cámara climática como para las
mantenidas en cámara húmeda. Los resultados se presentan en la Tabla 6.3.
Tabla 6.3. Comparativa de resistencias a compresión del hormigón sometido a 99 y
365 días en cámara climática y el hormigón en cámara húmeda
CÁMARA HÚMEDA
20ºC 90%HR (MPa)
Dosif.
99 días
HPA
HCA
HACB
42,2
38,6
38,8
--41,2
43,0
55,2
51,2
53,5
39,9
42,1
53,3
365 días
38,9
39,8
41,8
44,2
48,2
43,0
58,7
60,3
62,8
CÁMARA CLIMÁTICA
70ºC 90%HR (MPa)
Δ (%)
40,1
+1
45,1
+7
60,6
+14
99 días
35,5
39,5
36,6
42,4
41,5
36,3
46,8
44,7
---
37,2
40,1
45,8
365 días
34,5
35,9
37,3
38,5
42,0
42,7
49,4
43,8
44,3
Δ (%)
35,9
-3
41,1
+2
45,8
0
217
Capítulo 6
Los hormigones siderúrgicos experimentaron un aumento de resistencias a compresión
entre el 7 y el 14% de 99 a 365 días de curado en cámara húmeda, mientras que el
hormigón calizo se mantuvo estable.
En cámara climática, los hormigones siderúrgicos no registraron pérdida de resistencia
entre 99 y 365 días de exposición, mientras que el hormigón calizo reveló un descenso
de un 3%.
Se infiere que el hormigón siderúrgico es más estable que el calizo ante ambientes de
exposición a alta temperatura y humedad relativa. Este hecho se debe a que a pesar de
que ambos tipos de hormigones, siderúrgico y calizo, presentan una porosidad de la
matriz similar, como se muestra en la Tabla 5.4 del Capítulo 5, la porosidad de la zona
de interfase árido/pasta de cemento, en el caso de los hormigones siderúrgicos, es
notablemente inferior al hormigón calizo por lo que la estructura de los primeros resulta
más impermeable a la penetración de agua e incluso de la humedad y por tanto, más
solvente frente a este tipo de agresión.
6.5. DURABILIDAD ANTE ATAQUE SELENITOSO
Dado que una de las más probables aplicaciones a desarrollar con este hormigón, a
priori de mayor densidad que uno tradicional, podría orientarse hacia sistemas
constructivos donde el peso propio no constituya una desventaja de diseño estructural
(cimentación, muros de sótano, soleras industriales, colectores de aguas residuales),
resulta necesario investigar la resistencia que ofrece este material ante medios agresivos
tales como los sulfatos.
El ataque selenitoso acontece, principalmente, por reacción de los sulfatos con los
aluminatos o alúmina reactiva presentes en el cemento, según algunas de las reacciones
expansivas que se indican a continuación [Talero, 2001].
218
Durabilidad (…)
a) Formación de monosulfato-aluminato de calcio hidratado o fase AFm a partir del
C3A del clínker de cemento:
C3A + CaSO4 ∗ 2H2O + 10H2O → C3A ∗ CaSO4 ∗ 12H2O
Vm
88,8
74,1
180
319,1
La relación de volúmenes moleculares (Vm) entre el C3A y la fase AFm resulta ser de 1
a 3,6.
b) Formación de fase AFm a partir de la alúmina reactiva (Al2O3r-) de las puzolanas:
Al2O3r- + 3Ca(OH)2 + CaSO4 ∗ 2H2O +10H2O → C3A ∗ CaSO4 ∗ 12H2O
Vm
29,13
319,1
La relación de volúmenes moleculares (Vm) entre la alúmina reactiva y la fase AFm es
de 1 a 10,85
c) Formación de trisulfato-aluminato de calcio hidratado, etringita o fase AFt a partir
del C3A del clínker de cemento:
C3A + 3CaSO4 ∗ 2H2O + 25H2O → C3A ∗ 3CaSO4 ∗ 31H2O
Vm
88,8
714,7
En este caso, la relación de volúmenes moleculares (Vm) entre el C3A y la fase AFt
resulta ser de 1 a 8.
d) Formación de fase AFt a partir de la alúmina reactiva (Al2O3r-) de las puzolanas:
Al2O3r- + 3Ca(OH)2 + 3CaSO4 ∗ 2H2O +25H2O → C3A ∗ 3CaSO4 ∗ 31H2O
Vm
29,13
714,7
Finalmente, la relación de volúmenes moleculares (Vm) entre la alúmina reactiva y la
fase AFt es de 1 a 25.
Descartada la existencia de C3A en la mineralogía del árido siderúrgico, cabe eliminar
cualquier tipo de incertidumbre relativa a la presencia de alúmina reactiva, en la materia
amorfa constitutiva de la fracción fina de árido siderúrgico.
Con el fin de prever, de forma acelerada, el comportamiento potencial de los morteros
en presencia de yeso, se utilizó el método de ensayo ASTM C 452-95, adaptado a la
presente investigación.
219
Capítulo 6
6.5.1 Metodología experimental
Se elaboraron 2 tipos de morteros: mezcla de árido siderúrgico, por un lado, y árido
natural, por otro, con cemento Pórtland y yeso como agente agresivo. Se denominó AN,
al mortero selenitoso elaborado con arena silícea normalizada (DIN EN 196-1), cemento
sulforesistente (CEM I 52,5 SR) y yeso. Por otro lado, se identificó como CA, al
mortero selenitoso fabricado a partir de árido siderúrgico procedente del tratamiento de
escoria negra de CA, cemento sulforesistente (CEM I 52,5 SR) y yeso.
Se optó por utilizar un cemento sulforesistente con el fin de aislar el efecto de los
aluminatos presentes en el cemento, y poder, así, evaluar las potenciales reacciones de
los sulfatos con el árido siderúrgico.
El contenido en SO3 del CEM I 52,5 SR resultó ser del 2,69%. Como agente agresivo se
empleó un yeso comercial, con contenido en SO3 de 43,65% tal y como se recoge en la
Tabla 6.4.
Tabla 6.4. Composición química del yeso
220
Óxidos
Composición (%)
CaO
41,36
SiO2
1,98
Al2O3
0,49
Fe2O3
0,15
SO3
43,65
MgO
0,63
K2O
0,07
TiO2
0,03
P2O5
0,01
Pérdida al fuego a 975ºC
14,16
Durabilidad (…)
Un mortero normalizado es aquel que se elabora con arena silícea (DIN EN 196-1),
cemento y agua en unas proporciones fijas tales que al mezclarlas ocupan siempre el
volumen de 3 probetas prismáticas de 40x40x160mm, tal y como se especifica en la
UNE EN 196-1. En este caso, se calculó la cantidad de árido siderúrgico necesario para
ocupar el mismo volumen que la arena normalizada, a partir de las densidades de cada
material.
En la Tabla 6.5 se muestran las densidades específicas correspondientes a la arena
normalizada y los áridos siderúrgicos de CA.
Tabla 6.5. Densidades específicas de los áridos
Material
Densidad específica (kg/cm3)
Arena normalizada AN
2,62
Arena siderúrgica CA
3,73
Conocidas la densidades, y sabiendo que se necesita una relación en peso de 1/3 entre el
cemento y los áridos, así como una relación de 1/2 entre el agua y el cemento, se
calcularon las cantidades necesarias de cemento y agua para la elaboración de los
morteros, tal y como se presentan en la Tabla 6.6.
Tabla 6.6. Dosificación mezclas selenitosas
Materiales constituyentes (g)
Mortero
Arena
normalizada
Árido siderúrgico
CA
CEM I 52,5 SR
Agua
MPN
1350
--
450
225
MCA
--
1923
641
321
Para calcular la cantidad de yeso que es necesario añadir a cada mezcla se resuelven las
ecuaciones 6.1 y 6.2:
⎡ (g − 7 )⎤
%CEM I = ⎢
⎥ ∗ 100
⎣ (g − c ) ⎦
6.1
221
Capítulo 6
⎡ (7 − c ) ⎤
%Yeso = ⎢
⎥ ∗ 100
⎣ (g − c )⎦
6.2
Donde:
• c: es el %SO3 contenido en el CEM I 52,5 SR: 2,69%
• g: es el %SO3 contenido en el yeso: 43,65%
• 7: es el %SO3 contenido máximo permitido en el mortero
Por tanto, se deben mezclar un 89,48% de cemento y un 10,52% de yeso para asegurar
un mínimo de un 7% de SO3 presente en el mortero sometido a ataque.
La Tabla 6.7 presenta las dosificaciones de las mezclas selenitosas a partir de los
criterios expuestos
Tabla 6.7. Dosificaciones de morteros selenitosos
Materiales constituyentes (g)
Arena
Normalizada
AN
Arena
siderúrgica
CA
CEM I 52,5
SR
Yeso
Agua
MPN
1350
--
403
47
225
MCA
--
1923
574
67
321
Mortero
Para cada tipo de mortero selenitoso se elaboraron las siguientes probetas:
− 6 barras de 25x25x285mm para analizar la variación dimensional a lo largo del
tiempo.
− 9 prismas de 40x40x160mm para determinar la evolución de resistencias del
mortero tras 28, 100 y 150 días, respectivamente, de curado en las condiciones
establecidas, así como para el análisis de porosidad de las mezclas.
La mezcla de componentes, llenado de moldes y curado de probetas se realizó según lo
indicado en el apartado 9 de la ASTM C 452-95. Tras 24±1 horas de curado en cámara
húmeda, todas las probetas se desenmoldaron y sumergieron en agua a 20±1ºC, tal y
como se ilustra en las Figuras 6.23 y 6.24.
222
Durabilidad (…)
Figura 6.23. Disposición de probetas
de 40x40x160mm
Figura 6.24. Disposición de probetas de
25x25x285mm
Previo a la determinación de la medida de longitud inicial sobre las diferentes barras de
mortero, se garantizó el contacto con el agua durante, al menos, 30 minutos. Las
medidas se realizaron con una frecuencia semanal, renovando el agua tras las
respectivas determinaciones.
6.5.2 Resultados y discusión
Con el fin de discutir el carácter resistente de los morteros siderúrgicos frente al patrón
en presencia de sulfatos, la Figura 6.25 ilustra la evolución del incremento porcentual de
longitud, durante un período de hidratación selenitosa de un año.
La evolución del incremento porcentual de longitud, tanto en el caso del mortero
fabricado con árido siderúrgico CA, como del mortero patrón, pone de manifiesto que el
incremento de longitud es menor en el caso de la mezcla elaborada con árido
siderúrgico. En ambos casos, inferior a un 0,04% establecido como umbral para definir
a cementos con alta resistencia a los sulfatos [ASTM C 452]. En este sentido, se puede
concluir que la presencia de alúmina reactiva resulta insignificante en un árido
siderúrgico de acería de horno eléctrico.
223
Capítulo 6
0,14
0,12
Expansión-ΔL (%)
Resistencia a sulfatos baja
0,1
0,08
Resistencia a sulfatos moderada
0,06
0,04
0,02
Resistencia a sulfatos elevada
350
325
300
275
250
225
200
175
150
125
100
75
50
25
0
0
Tiempo de hidratación selenitosa (días)
MPN
MCA
lím 7 d
lím 28 d
Figura 6.25. Curva de evolución del incremento longitudinal de mezclas selenitosas
con árido siderúrgico y con árido natural
Adicionalmente, se determinó, de acuerdo a la UNE EN 196-1, la resistencia a
compresión simple a 28, 90 y 365 días de exposición selenitosa. Por cada tipo de
mortero, se obtuvo un valor medio a partir de 5 valores. En la Tabla 6.8, se recogen los
resultados de resistencia a compresión obtenidos a 28, 90 y 365 días de exposición.
Tabla 6.8. Resistencias a compresión a 28, 90 y 365 días de los morteros MPN y MCA
Resistencia a compresión (MPa)
Dosificación
28 días
90 días
365 días
MPN
48
54
70
MCA
54
63
83
A 28 días de hidratación selenitosa, el mortero siderúrgico manifiesta un 11% más de
resistencia a compresión simple que el mortero calizo, mientras que a 90 días resulta ser
un 15% y a 365 días alcanza un 20%. No obstante, cabe destacar que la ganancia de
resistencias de 28 a 365 días, tanto del mortero siderúrgico del mortero calizo, se
224
Durabilidad (…)
encuentra en torno al 35%. Este cuadro de resistencias mecánicas viene a ratificar la
ausencia de daño interno en la matriz selenitosa constituida a partir de árido siderúrgico.
A edades de 28 y 90 días, uno de los semi-prismas del ensayo a compresión se
aprovechó, previa interrupción de la hidratación, para el análisis de la porosidad
mediante porosimetría por intrusión de mercurio.
Las curvas de distribución de tamaños de poro del mortero patrón y el mortero
siderúrgico en función del período de hidratación selenitosa se ilustran en las Figuras
0,12
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
0,00
35
5,
72
60 5
,5
7
30 6
,2
3
17 7
,2
84
9,
05
7
4,
96
6
2,
54
4
1,
32
1
0,
67
9
0,
34
9
0,
18
3
0,
09
5
0,
05
0
0,
02
6
0,
01
4
0,
00
9
0,
00
6
Log. Diferencial de intrusión (mL/g)
6.26 y 6.27, respectivamente.
Diámetro de poro (um)
28 días
90 días
Figura 6.26. Curva de distribución de tamaños de poro del mortero patrón elaborado
con arena silícea normalizada a 28 y 90 días de hidratación selenitosa
225
0,14
0,12
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
0,00
35
5,
97
60 0
,5
9
30 1
,2
3
17 1
,2
76
9,
05
5
4,
96
7
2,
53
5
1,
32
4
0,
67
7
0,
34
9
0,
18
3
0,
09
5
0,
05
0
0,
02
6
0,
01
4
0,
00
9
0,
00
6
Log. Diferencial de intrusión (mL/g)
Capítulo 6
Diámetro de poro (um)
28 días
90 días
Figura 6.27. Curva de distribución de tamaños de poro del mortero CA elaborado con
árido siderúrgico a 28 y 90 días de hidratación selenitosa
Complementariamente, la Tabla 6.9 agrupa los resultados de porosidad, densidad y
tamaño de poro obtenidos en cada caso.
Tabla 6.9. Porosidad, densidad y tamaño de poro promedio de los morteros sometidos
a 28 y 90 días de ataque selenitoso
Muestra
Porosidad
(%)
ρ
real
(g/cm3)
ρ
aparente
(g/cm3)
Ø poro
promedio
(µm)
Distribución tamaño
de poro
MPN28 días
15,4
2,5
2,1
0,084
Unimodal.
MPN90 días
15,7
2,5
2,1
0,074
Unimodal.
MCA28 días
19,3
3,1
2,5
0,084
Unimodal.
0,067
Unimodal con familia
secundaria centrada
en 0,66µm.
MCA90 días
226
18,4
3,1
2,5
Durabilidad (…)
La porosidad total se reduce ligeramente de 28 a 90 días de hidratación en el caso del
mortero siderúrgico, mientras que se mantiene invariante en el mortero calizo.
Asimismo, la curva de distribución de tamaños de poro revela un mayor refinamiento en
la matriz con arena siderúrgica que en la matriz con árido silíceo normalizado. Dado
que se produjo la misma ganancia de resistencias a compresión en el período
comprendido entre 28 y 365 días, tanto en el mortero siderúrgico como en el mortero
calizo, unido a las conclusiones de ausencia de reactividad asociada a la fracción fina
siderúrgica, obtenidas en el estudio, recogido en el Capítulo 5, sobre morteros
siderúrgicos con diferentes cantidades de finos por debajo de 0,063 μm, el refinamiento
de la matriz producido, tanto en el mortero siderúrgico como calizo, se asimila al relleno
de huecos por formación de etringita, sin llegar a producir reacción expansiva.
6.6. REACTIVIDAD ÁLCALI-ÁRIDO
Según las directrices que marca la Instrucción EHE08, los áridos no deben presentar
reactividad potencial con los compuestos alcalinos del hormigón, ya sean procedentes
del cemento o de otros componentes.
La reacción álcali-sílice se produce cuando la disolución alcalina presente en los poros
del hormigón, y los minerales silíceos de algunos áridos, reaccionan para formar un gel
que en presencia de agua aumenta de volumen. La presión hidráulica generada puede
conducir a la expansión y fisuración de las partículas de árido afectadas y con ello de
toda la estructura.
Uno de los parámetros que más influyen en esta reacción, es la existencia de suficiente
concentración de álcalis en la solución de los poros. Los álcalis provienen
principalmente del cemento pero también de los áridos siderúrgicos y de los aditivos
empleados en la elaboración del hormigón.
227
Capítulo 6
Con objeto de determinar la reactividad potencial de los áridos con los elementos
alcalinos, se llevó a cabo el ensayo descrito en la norma UNE 146508 EX, tal y como
indica la instrucción EHE08 en el art. 28.7.6.
En este caso, se calculó la cantidad de árido necesario para ocupar el mismo volumen
que la arena normalizada, a partir de las densidades de cada material. En la Tabla 6.10
se muestran las densidades específicas correspondientes a los diferentes áridos.
Tabla 6.10. Densidades especificas de los áridos
Material
Densidad especifica (kg/cm3)
Arena normalizada
2,62
Árido natural
2,68
Arena siderúrgica CA
3,73
Arena siderúrgica ACB
3,11
Al objeto de diseñar la dosificación de cada mortero, se calculó la cantidad de árido
siderúrgico necesario para ocupar el mismo volumen que la arena normalizada, a partir
de las densidades de cada material. La Tabla 6.11 recopila las dosificaciones
correspondientes a cada mortero.
Tabla 6.11. Dosificaciones de morteros para ensayo de reactividad álcali-árido
Árido
Arena
Arena
Denominación
CEM I
calizo siderúrgica siderúrgica
Agua (g)
morteros
52,5 R (g)
(g)
ACB (g)
CA (g)
a/c c/árido
MPA
900
--
--
400
196
0,47
2,25
MACB
--
1044
--
464
241
0,47
2,25
MCA
--
--
1252
557
277
0,47
2,25
Para cada tipo de mortero se elaboraron, según la norma UNE EN 196-1, tres probetas
de 25x25x285mm y analizar, así, la variación dimensional a lo largo del tiempo. Tras
mantener los moldes durante 24 horas en cámara húmeda, se desmoldaron antes de
228
Durabilidad (…)
realizar la primera medida (Li). Posteriormente, las probetas se sumergieron en
contenedores con agua. Estos contenedores se sellaron antes de ser colocados en la
estufa a 80ºC durante 24h. Transcurrido este tiempo, se extrajeron las probetas de una
en una, secando la superficie con un paño y midiendo su longitud (Lo). A continuación,
se colocaron todas la probetas en contenedores con suficiente disolución de NaOH 1N,
calentada previamente a 80ºC, hasta quedar totalmente sumergidas. Estos contenedores,
nuevamente, se sellaron, manteniéndolos en la estufa a 80ºC durante 14 días. Durante
dicho periodo de tiempo se llevaron a cabo medidas periódicas de la longitud de cada
probeta.
La expansión lineal de las probetas ensayadas para cada edad de envejecimiento se
determinó mediante la ecuación 6.3:
Expansión,% =
Ln − Lo
x100
Lc
6.3
Donde:
• Ln: es la longitud de la probeta después del tratamiento con NaOH a 80ºC.
• Lo: es la longitud de la probeta después del tratamiento con agua a 80ºC
• Lc: es la longitud del calibrado (según norma UNE 80113:1986, Lc=254mm)
De acuerdo con el criterio de la norma UNE 146508 EX recogido en el art. 28.7.6 de la
instrucción EHE08, en función de la expansión observada en las probetas, a los 14 días
de tratamiento alcalino, se establece la siguiente clasificación:
− Si la expansión resulta inferior a 0,1%, el árido se puede considerar como no
reactivo.
− Si la expansión es superior a 0,2%, el árido se puede considerar como
potencialmente reactivo.
− Si la expansión está comprendida entre 0,01 y 0,2%, se han de realizar medidas
de la longitud de las probetas hasta 28 días, complementaria para poder clasificar
el árido. Si transcurridos 28 días, la expansión supera el 0,2% de la medida
inicial, el árido puede considerarse como potencialmente reactivo, aunque es
229
Capítulo 6
conveniente obtener información complementaria mediante técnicas petrográficas
o microscopía electrónica.
La evolución de la variación de la longitud de las diferentes probetas durante el tiempo
de exposición se muestra en la Figura 6.28.
Expansión-ΔL (%)
0,12
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
14
12
10
8
6
4
2
0
0,00
Tiempo de ataque álcali-sílice (días)
MPA
MCA
MACB
Lim. React.
Figura 6.28. Expansión de los morteros en el ensayo de reactividad álcali-árido
Dado que la expansión de los morteros fabricados con los diferentes tipos de árido, a los
14 días de exposición, resulta ser inferior al valor límite de 0,10%, el árido siderúrgico
ensayado se puede considerar, según el criterio descrito anteriormente, como no
reactivo cuando se utiliza en mezclas ligadas con cemento.
6.7. DURABILIDAD ANTE AMBIENTE MARINO
Las estructuras de hormigón expuestas en ambiente marino han mostrado un
rendimiento excelente durante décadas. El agua de mar en sí misma no resulta un
ambiente particularmente agresivo para el hormigón armado, si bien éste puede ser muy
230
Durabilidad (…)
perjudicial, debido a la combinación de diversos factores químicos, físicos y mecánicos
descritos en el apartado 2.5.2 del Capitulo 2.
Una estructura expuesta al ambiente marino durante años sufre desde la superficie
exterior hacia el interior de la estructura diversas alteraciones, debido al ataque por
sulfatos y al ataque por cloruros.
Adicionalmente, en ambiente marino, el principal proceso de degradación del hormigón
armado es la corrosión de las armaduras por la acción de los cloruros del agua del mar.
El acero embebido en un hormigón armado se encuentra protegido por la naturaleza
alcalina del hormigón. Su elevado pH, en torno a 12,5, induce la formación de una capa
de pasivación en la superficie de las armaduras. Sin embargo, esta capa protectora
puede perderse debido al descenso de la alcalinidad por efecto de la carbonatación del
hormigón, o bien, debido a la penetración de iones cloruros a través de la capa pasivante
[Kosmatka et al, 2008].
De este modo, el objeto de este ensayo es determinar el grado de resistencia frente al
ataque combinado de iones cloruro y iones sulfato de los hormigones fabricados con
árido siderúrgico de CA y ACB comparados con un hormigón patrón de árido natural.
A tenor de lo expuesto anteriormente, se plantea la necesidad de cuantificar en las
probetas de hormigón sometidas a este ensayo: por un lado, los daños debidos al ataque
por sulfatos, verificando variaciones en resistencia a compresión y, por otro lado, la
profundidad de penetración de cloruros, así como análisis del posible proceso corrosivo
sobre probetas con armadura embebida.
6.7.1 Metodología experimental
Se fabricaron, conforme a la dosificación indicada en la Tabla 4.5 del Capítulo 4, las
probetas de hormigón siderúrgico y calizo que se detallan a continuación:
231
Capítulo 6
− 12 probetas cilíndricas de 100 mm de diámetro y 200mm de altura, para evaluar
la profundidad de penetración de los iones cloruro mediante ensayo de las
probetas a tracción indirecta, a distintas edades de exposición.
− 12 probetas cilíndricas de 100 mm de diámetro y 200mm de altura, para
cuantificar la variación en la resistencia a compresión, a distintas edades de
exposición.
− 2 probetas cúbicas de 100mm de lado con armadura embebida, para analizar el
proceso corrosivo mediante un corrosímetro en una probeta sometida a
exposición a ambiente marino y en otra expuesta a la intemperie.
Cabe recordar que para la elaboración de las citadas probetas se utilizó cemento tipo I,
sin carácter sulforesistente, con el fin de catalizar efectos deletéreos en los hormigones
objeto de estudio.
Todas las probetas permanecieron en cámara húmeda hasta la edad de 28 días. Una vez
finalizado el proceso de curado, se mantuvieron sumergidas en agua de mar 48h antes
de iniciar los ciclos correspondientes a la exposición en ambiente marino.
El ciclo asumido se diseñó tras el estudio de varias referencias internacionales [Hekal et
al, 2002; Ganjian et al, 2005; Yigiter et al, 2007], donde se ponía de manifiesto que los
resultados más relevantes se obtienen sometiendo a las muestras a ciclos de
inmersión/secado, simulando el efecto que sufren las estructuras de hormigón en zona
de carrera de mareas. Las probetas se mantuvieron sumergidas en agua de mar durante
6h al día a temperatura ambiente. Antes de iniciar la exposición al ambiente marino se
caracterizaron los materiales mediante ensayos destructivos (resistencia a compresión
simple) y no destructivos sobre las probetas armadas (medida de la resistividad y del
potencial de corrosión).
6.7.2 Resultados y discusión
En este apartado se presentan la evolución de la resistencia a compresión, profundidad
232
Durabilidad (…)
de penetración de cloruros, perfil de concentración de cloruros y análisis del proceso de
corrosión de los hormigones sometidos durante un año a ambiente marino.
6.7.2.1 Evolución resistencia a compresión
La Tabla 6.12 compendia los valores de resistencia a compresión que presentan los
distintos hormigones antes de iniciar el ensayo y tras diferentes períodos de exposición
a ambiente marino.
Tabla 6.12. Registro de resistencias a compresión a 0, 66 y 230 ciclos de inmersión en
agua de mar
RESISTENCIA A COMPRESIÓN (MPa)
DOSIF
0 ciclos
66 ciclos
44,3
HPA
HCA
HACB
46,8
37,1
45,9
38,2
230 ciclos
47,7
37,2
48,8
46,6
36,2
54,9
44,4
52,6
54,1
43,5
45,6
57,4
54,6
55,9
48,8
53,9
59,1
55,0
60,29
58,9
46,4
53,1
51,1
59,88
58,68
59,6
60,7
50,4
56,4
61,5
64,9
A la vista de los resultados obtenidos, tras 230 ciclos de inmersión en agua de mar, el
hormigón calizo experimentó un aumento de la resistencia a compresión en torno al
10%, mientras que en los hormigones siderúrgicos, el aumento en ambos casos fue
alrededor del 20%. Este hecho se podría atribuir a un mayor acomodamiento de los
compuestos expansivos, derivados de la reacción entre los sulfatos y el CEM I 52,5R,
en los hormigones siderúrgicos, debido a la mayor porosidad presente en los áridos
siderúrgicos.
233
Capítulo 6
6.7.2.2 Penetración de iones cloruro
Con objeto de determinar la evolución del perfil de penetración de cloruros, acontecida
en las probetas sometidas a ciclos de inmersión en agua de mar, se rompieron 3 probetas
de cada tipo de hormigón a tracción indirecta. El procedimiento seguido para llevar a
cabo este ensayo se ha basado en la norma AASHTO T259-80 (1993). Los resultados
obtenidos a distintas edades de envejecimiento se presentan en la Tabla 6.13.
Tabla 6.13. Registro de resistencia a tracción indirecta a 66 y 230 ciclos de inmersión
en agua de mar
RESISTENCIA A TRACCIÓN INDIRECTA (MPa)
DOSIF.
66 ciclos
230 ciclos
2,3
HPA
HCA
HACB
2,3
3,4
2,7
3,1
3,4
2,9
3,2
5,1
2,9
3,3
3,1
3,9
3,1
5,0
3,3
4,8
4,6
3,9
3,2
3,1
3,8
3,8
4,8
A la vista de los resultados obtenidos, los hormigones siderúrgicos presentan valores de
resistencia a tracción indirecta superiores al hormigón calizo.
Para poder cuantificar la profundidad de penetración de los cloruros en la probetas
sometidas a ambiente marino, se pulverizó nitrato de plata (AgNO3 0,1N) sobre la
superficie de fractura fresca, obtenida por rotura a tracción indirecta. La reacción que
tiene lugar se describe a continuación:
AgNO3 + NaCl
234
AgCl + NaNO3
Durabilidad (…)
Las Figuras 6.29 y 6.30 ilustran la profundidad de penetración de los cloruros en las
probetas de hormigón tras 66 y 230 ciclos de inmersión en agua de mar.
HPA – 66 ciclos inmersión agua mar
HCA – 66 ciclos inmersión agua mar
HACB – 66 ciclos inmersión agua mar
Figura 6.29. Aspecto de la superficie de fractura de las probetas de hormigón sobre las
que se ha pulverizado nitrato de plata 0,1N a 66 ciclos de inmersión en agua de mar
235
Capítulo 6
HPA – 230 ciclos inmersión agua mar
HCA – 230 ciclos inmersión agua mar
HACB – 230 ciclos inmersión agua mar
Figura 6.30. Aspecto de la superficie de fractura de las probetas de hormigón sobre las
que se ha pulverizado nitrato de plata 0,1N a 230 ciclos de inmersión en agua de mar
La interpretación de los resultados se realiza teniendo en cuenta que el espesor hasta
236
Durabilidad (…)
donde penetraron los cloruros mantiene en color del hormigón invariable mientras que
el resto de la probeta se torna a un tono más oscuro. Los valores de profundidad de los
cloruros, media y máxima de cada probeta obtenidos se presentan en la Tabla 6.14.
Tabla 6.14. Registro de la profundidad media y máxima de cloruro en los hormigones
tras 66, 108, 180 y 230 ciclos de inmersión en agua de mar
PROFUNDIDAD DE PENETRACIÓN DE LOS IONES Cl- (mm)
DOSIF.
66 ciclos
108 ciclos
180 ciclos
230 ciclos
media
máx.
media
Máx.
media
máx. media máx.
15
15
15
15
12
20
25
15
15
20
20
30
20
30
20
30
20
20
15
20
15
20
20
20
10
15
15
15
15
20
15
15
HPA
15
15
20
30
20
30
20
30
17
20
20
20
15
17
20
20
10
10
10
15
20
22
20
25
15
20
20
30
20
30
20
30
17
18
20
20
16
25
20
20
10
10
15
10
15
20
25
15
15
20
20
30
20
30
20
30
17
20
20
20
16
25
15
30
15
15
10
10
17
23
30
20
HCA
15
20
20
30
20
30
20
35
17
20
25
35
20
25
15
20
12
17
15
10
17
23
25
20
15
25
20
30
20
30
25
30
19
23
25
30
17
25
20
30
15
20
15
10
20
20
20
20
15
20
20
25
20
25
20
25
10
15
25
20
20
20
20
25
15
15
10
15
17
15
20
15
HACB
15
15
15
25
15
25
20
25
15
15
20
20
15
20
15
25
10
10
15
15
20
23
20
20
15
20
20
25
20
25
20
25
14
20
25
20
18
20
15
20
237
Capítulo 6
El hormigón siderúrgico, HCA, exhibe un avance de cloruros similar al hormigón
calizo, mientras que el hormigón siderúrgico, HACB, registra una penetración de
cloruros ligeramente menor.
En la Figura 6.31, se muestra el perfil de penetración de cloruros en función de la
profundidad de la probeta medido a 66, 108 y 230 ciclos de inmersión en agua de mar.
3,0
Cloruros (%)
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0
1,5
3
4,5
Profundidad de la muestra (cm)
HPA66
HCA108
HACB230
HCA66
HACB108
EHE08
HACB66
HPA230
HPA108
HCA230
Figura 6.31.Penetración de iones cloruro en función de la profundidad de la probeta de
hormigón tras 66, 108 y 230 ciclos de inmersión en agua de mar
Los perfiles de contenido en cloruros obtenidos muestran como a partir de 108 ciclos de
inmersión en agua de mar, la profundidad de la probeta con contenido en cloruros
superior al límite fijado por la EHE08 asciende, en los tres casos, hasta 3cm. A 230
ciclos de inmersión el contenido en cloruros aumenta en el primer 1,5cm, en los tres
casos, de manera sustancial, detectando mayor contenido en cloruros en los hormigones
siderúrgicos que el calizo. Por contra, la Dra. Amaral en sus investigaciones [Amaral,
1999], tras un año de inmersión en agua de mar, detectó un perfil de penetración de
cloruros en el hormigones fabricado con la fracción fina siderúrgica ligeramente por
238
Durabilidad (…)
debajo del hormigón de referencia utilizado.
En cualquier caso, cabe recordar que se está utilizando un cemento tipo I y no un
cemento resistente al agua del mar, tal y como establece la citada instrucción.
6.7.2.3 Análisis del agua de mar
Se procedió al análisis químico del agua de mar utilizada para llevar a cabo el ensayo en
ambiente marino antes y después de 30 ciclos de inmersión, tal y como se muestra en la
Tabla 6.15.
Tabla 6.15. Análisis del agua de mar utilizada en el ensayo de ambiente marino antes y
después de 30 ciclos de inmersión
Muestra
Na2+
Ca2+
Mg2+
Sulfatos (%)
Cloruros
pH
SO42-
SO32-
(g/l)
Agua de
mar
nueva
10400
400
1200
0,24
0,20
18,9
8,0
Agua de
mar tras
30 ciclos
9600
180
1000
0,13
0,11
18,3
8,7
Conforme a la composición potencial del CEM I 52,5R (ver tabla 3.19, en el Capítulo 3)
el contenido de C3A en el mismo, según las fórmulas de Bogue, es de 9,37%. Los
sulfatos presentes en el agua de mar reaccionarían estequiometricamente, de acuerdo a
la expresión 6.3, con el correspondiente C3A del clinker del cemento para formar
trisulfato-aluminato de calcio hidratado o etringita, según la siguiente reacción:
C3A+3CaSO4 2H2O+ 25H2O → C3A 3CaSO4 31H2O
⎛ % SO3 * PM C3 A ⎞ ⎛ 0,20 * 270 ⎞
⎟=⎜
%C 3 A = ⎜
= 0,22
⎜ 3* PM SO
⎟ ⎝ 3 * 80 ⎟⎠
3
⎝
⎠
6.3
239
Capítulo 6
Estos cálculos deberían ser completados considerando la masa de hormigón y volumen
de agua de mar del ensayo para que la estimación numérica diera resultados
cuantificables.
6.7.2.4 Análisis del proceso corrosivo
Para el análisis del proceso corrosivo se empleó la técnica de la medida del potencial
electroquímico de corrosión de las armaduras (ASTM C876-09), que permite
determinar la probabilidad de corrosión en función del valor de potencial, comparado
con los valores de referencia proporcionados por dicha norma.
La resistividad es una medida complementaria que proporciona el riesgo de corrosión al
estar íntimamente relacionado con el contenido de humedad del hormigón. Enfrentando
ambos datos, potencial y resistividad, se pueden determinar las áreas con riesgo de
corrosión (estimación cualitativa), y en función de los resultados, en caso de riesgo
elevado, se puede medir la velocidad del proceso de corrosión mediante la intensidad de
corrosión.
Para la determinación del potencial de corrosión y la resistividad del hormigón, como se
puede observar en la Figura 6.32, se empleó el corrosímetro GECOR8, realizando 3
medidas de cada probeta.
Figura 6.32. Medidas de resistividad y potencial
de corrosión mediante un corrosímetro
240
Durabilidad (…)
Una vez registrados los valores anteriores, se interpretan los resultados mediante la
comparación con los valores de referencia definidos por la norma ASTM C 876-09,
reflejados en la Tabla 6.16.
Tabla 6.16. Potencial de corrosión. Valores de referencia
Potencial de Corrosión (mV/Ag/AgCl)
Probabilidad de Corrosión (%)
> -200
10
-200 a -350
Incertidumbre
< -350
90
En cuanto a la resistividad del hormigón, los valores de referencia utilizados por el
corrosímetro GECOR8 para la interpretación de las medidas se muestran en la Tabla
6.17.
Tabla 6.17. Resistividad. Valores de referencia
Resistividad (kΩ·cm/Ag/AgCl)
Riesgo de Corrosión (%)
> 50
Bajo
50 a 20
Incertidumbre
< 20
Alto
En la Tabla 6.18, se muestran los valores de resistividad y potencial de corrosión
medidos en las probetas de hormigón con armadura embebida, a 0, 53, 108, 180 y 230
ciclos de inmersión en agua de mar, así como en las probetas de hormigón mantenidas
durante el mismo periodo a la intemperie.
241
Capítulo 6
Tabla 6.18. Medidas de resistividad y potencial de corrosión a 0, 53, 108, 180 y 230 ciclos de exposición marina
Tipo de
exposición
0 ciclos
53 ciclos
Dosif.
Ecorr (mV)
Ecorr (mV)
Ecorr (mV)
ρ
(Kohm.cm)
108 ciclos
Ecorr (mV)
ρ
(Kohm.cm)
180 ciclos
Ecorr (mV)
ρ
(Kohm.cm)
230 ciclos
Ecorr (mV)
Intemperie
Ambiente marino
-208
16
-225
33
-191
7
-166
23
-282
HPA-M
-210
10
-268
17
-200
8
-179
22
-273
-228
11
-266
14
-201
7
-173
15
-299
-209
9
-310
14
-311
11
-175
7
-335
HCA-M
-220
34
-311
16
-321
9
-172
7
-346
-246
7
-305
14
-304
9
-178
7
-334
-200
9
-261
40
-180
7
-158
8
-364
HACB-M
-223
9
-265
45
-200
8
-164
8
-336
-246
8
-251
38
-185
7
-156
6
-330
-191
11
-49
16
-44
27
-37
35
-70
HPA-A
-190
12
-43
16
-49
28
-23
32
-78
-250
27
-58
19
-51
30
-22
35
-53
-220
8
-66
12
-62
8
-28
9
-29
HCA-A
-234
8
-86
10
-53
9
-29
10
-35
-290
8
-72
9
-59
10
-34
12
-41
-207
9
-39
14
-52
13
-4
12
-12
HACB-A
-215
9
-41
12
-51
25
-1
11
-24
-275
8
-50
12
-52
16
-4
13
-19
Nota: Ecorr: Potencial de corrosión de la armadura. Probabilidad de corrosión: rojo (90%), negro (incertidumbre), azul(10%)
ρ: Resistividad del hormigón. Riesgo de corrosión: naranja (alto), negro (incertidumbre), verde (bajo).
242
ρ
(Kohm.cm)
20
15
16
10
9
8
11
9
8
51
34
29
10
8
9
13
13
13
Durabilidad (…)
En la Figura 6.33 se recoge de manera gráfica la evolución del potencial de corrosión
del armado embebido en las probetas sometidas a ambiente marino, asi como las
mantenidas a la intemperie.
0
40
80
120
160
200
240
50
0
Ecorr (mv)
-50
-100
-150
10% probabilidad corrosión
-200
-250
Incertidumbre
-300
-350
-400
90% probabilidad corrosión
-450
nº ciclos de inmersión en agua de mar
HPA-M
HPA-A
10%
HCA-M
HCA-A
90%
HACB-M
HACB-A
Figura 6.33. Evolución del potencial de corrosión en función del número de ciclos de
inmersión en agua de mar
Según los valores de referencia recogidos en la norma ASTM 846-09, detallados
anteriormente, los valores de potencial de corrosión y resistividad proporcionados por el
corrosímetro GECOR8, tras 230 ciclos de exposición, en condiciones ambientales
externas y marinas indican los siguientes aspectos:
• En general, los valores de potencial de corrosión medidos en las probetas que han
permanecido a la intemperie son sensiblemente mayores que los obtenidos en las
probetas sometidas a ambiente marino. Esto indica que la probabilidad de corrosión,
tanto en el caso de los hormigones siderúrgicos como el hormigón calizo, es
sustancialmente menor en las probetas sometidas a las condiciones climatológicas
ambientales que en las que sufren ambiente marino.
243
Capítulo 6
• Los resultados de potencial de corrosión medido sobre las probetas que han
permanecido a la intemperie, en general, revelan un 10% de probabilidad de
corrosión del armado; sin embargo, las medidas realizadas sobre las probetas en
ambiente marino se enmarcan en el rango de la incertidumbre del propio método en
cuanto a la probabilidad de corrosión del armado.
• Las probetas de hormigón sometidas a condiciones ambientales exteriores muestran
valores de potencial de corrosión muy similares tanto para las probetas de ambos
tipos de hormigón siderúrgico, como para el hormigón calizo.
• En el caso de las probetas expuestas a ambiente marino, la probeta de hormigón con
árido siderúrgico de CA, presenta valores de potencial de corrosión inferiores al
resto, indicando mayor probabilidad de corrosión a lo largo de todo el ensayo. La
probeta de hormigón con árido de ACB revela un comportamiento similar al
hormigón calizo hasta la mitad del ensayo. No obstante, a partir de ese momento, cae
paulatinamiente hasta alcanzar valores de potencial de corrosión similares al
hormigón con árido de CA, quedando ambos hormigones prácticamente en el límite
que determina un 90% de probabilidad de corrosión.
• Los valores de resistividad obtenidos en ambos ambientes son menores de 50kΩ·cm.
Por lo tanto, estos valores indican que el hormigón está húmedo y que el índice de
corrosión de la armadura, en función de este parámetro, es alto. La reducida
resistividad favorece el proceso de corrosión.
En resumen, tras un año en ambiente marino, los hormigones siderúrgicos empleados
muestran un comportamiento a efectos de corrosión similar al hormigón calizo utilizado
como patrón de referencia.
244
Durabilidad (…)
Adicionalmente, se procedió a repetir el mismo ensayo sobre probetas de hormigón
siderúrgico y calizo fabricadas con cemento tipo SR, según establece el art. 37 de la
EHE08 para este tipo de ambiente, con una dosificación optimizada.
6.7.2.5 Cambios en la dosificación y cemento tipo SR
Una vez verificado el comportamiento de los áridos siderúrgicos embebidos en una
matriz de cemento tipo I sometidos a un ambiente marino, se consideró oportuno
realizar este ensayo sobre probetas de hormigón fabricado con cemento SR, tal y como
establece la Instrucción EHE08 para el uso del hormigón en dicho ambiente.
En el ánimo de continuar optimizando la dosificación de los hormigones siderúrgicos
propuesta en la Tabla 4.5 del Capítulo 4, se realizaron pequeños ajustes como una
reducción de la cantidad de áridos siderúrgicos totales por metro cúbico de hormigón, lo
que a su vez permitió una ligera reducción en la relación a/c, sin penalización de la
trabajabilidad de la masa. El detalle de las dosificaciones empleadas se muestra en la
Tabla 6.19.
Cabe destacar que la reducción de la cantidad total de áridos siderúrgicos en la mezcla,
respecto a la dosificación empleada en la Tabla 4.5 del Capítulo 4, permitió una
reducción en la cantidad de agua total necesaria para alcanzar consistencias líquidas.
La metodología experimental en cuanto al número de probetas fabricadas, su método de
curación y realización de los ciclos de inmersión/secado, es idéntica a la descrita en el
apartado 6.6.1
De igual forma que en caso anterior, antes de iniciar la exposición al ambiente marino
se caracterizaron los hormigones fabricados mediante ensayos destructivos (resistencia
a compresión simple) y no destructivos (medida de la resistividad y el potencial de
corrosión).
245
Capítulo 6
Tabla 6.19. Dosificación de hormigones siderúrgicos y calizo con cemento tipo SR
DOSIFICACIÓN
HCASR
HACBSR
HPASR
III/A 42,5 N/SR
300
300
300
0-4
233
--
--
4-12
547
--
--
12-20
476
--
--
0-6
--
300
--
6-12
--
230
--
12-25
--
625
--
0-4
--
--
179
4-12
--
--
635
12-25
--
--
567
Filler (kg/m3)
145
145
141
Arena Silícea (kg/m3)
565
640
502
Agua amasado (kg/m3)
108
114
165
Agua total (kg/m3)
171
159
178
Relación a/c efectiva
0,42
0,41
0,55
Relación a/c absorción teórica áridos
0,15
0,12
0,04
Relación a/c total
0,57*
0,53*
0,59
Cemento (kg/m3)
HCASR (kg/m3)
HACBSR (kg/m3)
HPASR (kg/m3)
Superfluidificante
(%)
1,2
1,2
0,6
(CREATIVE)
(kg/m3)
3,6
3,6
3,6
Densidad en fresco (kg/m3)
2642
2717
2389
Cono Abrams (mm)
22,0
22,5
23,0
67
67
59
Precio hormigón
* Incluyendo la humedad de acopio de los áridos siderúrgicos
En la Tabla 6.20 se recogen los valores de resistencia a compresión que presentan los
distintos hormigones antes de iniciar el ensayo y después de 66 ciclos de exposición a
246
Durabilidad (…)
ambiente marino, registrando la variación porcentual de la resistencia entre ambos
momentos.
Tabla 6.20.
Registro de resistencias a compresión a 0 y 66 ciclos de inmersión en
agua de mar de los hormigones con cemento tipo SR
RESISTENCIA A COMPRESIÓN (MPa)
DOSIF.
0 ciclos
66 ciclos
-HPASR
HCASR
HACBSR
32,6
43,2
36,8
36,8
40,9
32,8
51,9
--
46,3
48,3
53,6
46,8
52,6
58,1
57,1
57,0
55,5
51,3
60,1
37,6
53,1
57,8
55,8
Tras 66 ciclos de inmersión en agua de mar, tanto el hormigón siderúrgico como el
hormigón calizo experimentaron un aumento de la resistencia a compresión, siendo éste
más acusado en el caso del hormigón siderúrgico.
Para de determinar la evolución del perfil de penetración de cloruros, acontecida en las
probetas fabricadas con cemento tipo SR, sometidas a 66 ciclos de inmersión en agua de
mar, se rompieron 3 probetas de cada tipo de hormigón a tracción indirecta, siguiendo el
mismo procedimiento que en el caso anterior. Los resultados de resistencia a tracción
indirecta se presentan en la Tabla 6.21.
247
Capítulo 6
Tabla 6.21. Registro de resistencia a tracción indirecta a 66 ciclos de inmersión en
agua de mar
RESISTENCIA A TRACCIÓN INDIRECTA (MPa)
Nº ciclos
inmersión
HPASR
HCASR
2,6
66
HACBSR
4,5
2,8
3,1
4,3
5,0
5,9
2,6
4,4
4,6
4,6
4,3
Al igual que en el caso anterior, los hormigones siderúrgicos presentan valores de
resistencia a tracción indirecta superiores al hormigón calizo.
Para poder cuantificar la profundidad de penetración de los cloruros en la probetas
sometidas a ambiente marino, se pulverizó nitrato de plata (AgNO3 0,1N) sobre la
superficie de fractura fresca. Cabe recordar que el espesor de la probeta hasta donde
penetraron los cloruros mantiene en color del hormigón invariable, mientras que el resto
de la probeta se torna a un color marrón. La Figura 6.31 ilustra la profundidad de
penetración de los cloruros en las probetas de hormigón fabricadas con cemento tipo SR
tras 66 ciclos de inmersión en agua de mar.
Una vez pulverizado la solución de nitrato de plata sobre la superficie fresca de
hormigón se procedió a la medida de la profundidad de los cloruros, media y máxima de
cada probeta. Los valores obtenidos se presentan en la Tabla 6.22.
Tabla 6.22. Registro de la profundidad media y máxima de los iones cloruro en
hormigones tras 66 ciclos de inmersión en agua de mar
PROFUNDIDAD DE PENETRACIÓN DE LOS IONES Cl- (mm)
Nº ciclos
HPASR
media
HCASR
máx
6
66
9
9
248
media
HACBSR
máx
5
8
10
5
5
media
máx
5
7
5
5
5
5
7
Durabilidad (…)
Los hormigones siderúrgicos registran una penetración de cloruros ligeramente inferior
al hormigón calizo.
HPASR – 66 ciclos inmersión agua mar
HCASR – 66 ciclos inmersión agua mar
HACBSR – 66 ciclos inmersión agua mar
Figura 6.34. Aspecto de la superficie de fractura de los hormigones con cemento tipo
SR tras pulverizado de nitrato de plata 0,1N a 66 ciclos de inmersión en agua de mar
249
Capítulo 6
En la Figura 6.35, se muestra el perfil de penetración de cloruros en los hormigones, en
función de la profundidad de la probeta, medido a 66 ciclos de inmersión en agua de
mar.
Cloruros (%)
1,0
0,8
0,5
0,3
0,0
0
1,5
3
4,5
Profundidad de la muestra (cm)
HPASR
HCASR
HACBSR
EHE08
Figura 6.35. Penetración de iones cloruro en función de la profundidad de las probetas
de hormigón tras 66 ciclos de inmersión en agua de mar
El perfil de concentración de cloruros de los hormigones siderúrgicos, tras 66 ciclos de
inmersión en agua de mar, es similar al hormigón calizo, alcanzando valores de
concentración inferiores al límite establecido por la Instrucción EHE08.
En la Tabla 6.23, se muestran los valores de resistividad y potencial de corrosión
medidos en las probetas de hormigón con armadura embebida, a 66 ciclos de inmersión
en agua de mar, así como en las probetas de hormigón mantenidas durante el mismo
periodo a la intemperie.
250
Durabilidad (…)
Tabla 6.23.
Medidas de resistividad y potencial de corrosión a 0 y 66 ciclos de
exposición marina
0 ciclos
EXPOSICIÓN
DOSIF.
Ambiente marino
HPASR-M
HCASR-M
HACBSR-M
HPASR-A
Intemperie
66 ciclos
HCASR-A
HACBSR-A
Ecorr (mV)
ρ (Kohm.cm)
Ecorr (mV)
ρ (Kohm.cm)
-184
10
-241
15
-189
10
-248
14
-187
10
-252
14
-226
13
-186
18
-209
15
-186
14
-215
15
-176
11
-149
31
-213
10
-150
9
-232
14
-151
9
-230
11
-184
10
-100
20
-189
10
-104
20
-187
10
-102
26
-124
13
-77
23
-92
11
-80
16
-83
11
-84
18
-120
14
-112
16
-119
14
-109
16
-121
12
-121
14
Nota: Ecorr: Potencial de corrosión de la armadura. Probabilidad de corrosión: rojo
(90%), negro (incertidumbre), azul (10%)
ρ: Resistividad del hormigón. Riesgo de corrosión: naranja (alto), negro
(incertidumbre), verde (bajo).
Los valores de resistividad obtenidos en ambos ambientes son menores de 50kΩ·cm.
Por lo tanto, estos valores indican que el hormigón está húmedo y que el índice de
corrosión de la armadura, en función de este parámetro, es alto.
251
Capítulo 6
En la Figura 6.36, se recoge de manera gráfica la evolución del potencial de corrosión
del armado embebido en las probetas fabricadas con cemento tipo SR sometidas a 66
ciclos de ambiente marino y las mantenidas a la intemperie.
0
11
22
33
44
55
66
50
0
10% probabilidad corrosión
-50
Ecorr (mv)
-100
-150
-200
-250
Incertidumbre
-300
-350
-400
90% probabilidad corrosión
-450
nº ciclos de inmersión en agua de mar
HPASR-M
HCASR-M
HACBSR-M
HPASR-A
HCASR-A
HACBSR-A
10%
90%
Figura 6.36. Evolución del potencial de corrosión en función del número de ciclos de
inmersión en agua de mar
Tras 66 ciclos de inmersión en agua de mar, las probetas de hormigón fabricadas con
cemento tipo SR siguen la misma tendencia que las probetas elaboradas con cemento
tipo I del caso anterior. Las probetas sometidas a ambiente marino presentan
incertidumbre en cuanto a la probabilidad de corrosión, mientras que las probetas
mantenidas a la intemperie muestran menor riesgo de corrosión.
252
Durabilidad (…)
6.8. CONCLUSIONES RELATIVAS A LA DURABILIDAD
De este capítulo se extraen conclusiones diferenciadas por cada tipo de exposición.
ƒ
Los hormigones siderúrgicos ensayados se pueden considerar, de acuerdo al
criterio establecido en la Instrucción EHE08, suficientemente impermeables,
presentando valores de profundidad de penetración de agua media y máxima
inferiores al hormigón calizo.
ƒ
Los hormigones siderúrgicos sometidos a ensayo revelan mayor resistencia a
ciclos hielo/deshielo superior que el hormigón calizo de referencia. El módulo
dinámico de los hormigones siderúrgicos se mantuvo por encima del 100% hasta
la finalización del ensayo, mientras que el hormigón calizo acusó fallo a 210
ciclos de exposición.
En cuanto al estado de conservación del interior de las probetas de hormigón
siderúrgico, tras 300 ciclos de hielo-deshielo, no presentan signos visibles de
fisuración en el interior de la probeta, y en ambos casos sin cambios
significativos en el estado de conservación del hormigón desde el extremo de la
probeta hasta el centro de la misma. Sin embargo, en el caso de la probeta de
hormigón calizo, tras 245 ciclos de hielo-deshielo, se detecta perdida de pasta de
cemento alrededor de los áridos gruesos, con especial incidencia en los extremos
de la probeta.
ƒ
Las probetas de hormigón siderúrgico, de manera análoga al hormigón calizo,
sometidas a 70ºC y 90% de HR durante un periodo de 365 días, no sufrieron
signos de deterioro físico, a excepción de un desconche aislado en una probeta
de cada tipo de hormigón siderúrgico a los 99 días de exposición. Cabe destacar
que los hormigones siderúrgicos, a diferencia del hormigón calizo, tanto las
probetas de hormigón siderúrgico sometidas a alta temperatura y humedad
relativa como las conservadas en cámara húmeda, sufren alteraciones cromáticas
253
Capítulo 6
(rojo-marrón) puntuales a nivel superficial, debido a la oxidación de pistones
metálicos incrustados en áridos próximos a la superficie de las mismas.
ƒ
El mortero siderúrgico presenta una resistencia al ataque por sulfatos elevada,
siendo ésta incluso superior a la del mortero elaborado con arena normalizada de
naturaleza silícea. La resistencia a compresión del mortero siderúrgico tras 365
días de exposición es un 20% mayor en el caso del mortero patrón.
ƒ
El árido siderúrgico se puede considerar “no reactivo” cuando se utiliza en
mezclas ligadas con cemento, según el criterio establecido en la norma UNE
146508 EX, art. 28.7.6 de la instrucción EHE08,
ƒ
La resistencia a compresión de los hormigones siderúrgicos elaborados con
cemento tipo I, tras 230 ciclos de inmersión en agua de mar, experimenta un
incremento en torno al 20%, el doble que en el caso del hormigón calizo. El
perfil de penetración de cloruros en los hormigones siderúrgicos resulta similar
al hormigón calizo. Los hormigones siderúrgicos, sometidos durante un año a
ambiente marino, muestran un comportamiento a efectos de corrosión similar al
hormigón calizo.
ƒ
El comportamiento de los hormigones siderúrgicos elaborados con cemento tipo
SR tras 66 ciclos de inmersión en agua de mar es ligeramente superior en cuanto
a ganancia de resistencias, menor profundidad de penetración de cloruros y
similar en lo que a corrosión se refiere, al del hormigón calizo de referencia.
254
Capítulo 7
CAPÍTULO 7.- LIXIVIACIÓN
7.1. INTRODUCCIÓN
El empleo de áridos siderúrgicos como áridos para la fabricación de hormigones
conllevaría la potencial movilización de determinados contaminantes hacia el suelo, las
aguas subterráneas y/o las aguas superficiales. Por ello, es preciso el estudio de este
potencial de lixiviación y su impacto sobre el medio en términos de riesgo asumible.
En primer lugar, se llevó a cabo un estudio del potencial de lixiviación del árido
siderúrgico, como material granular, para sentar las bases del posterior estudio del
impacto ambiental de la aplicación monolítica (en matriz cementicia).
A continuación se describe la aproximación para la evaluación del riesgo del hormigón
siderúrgico elaborado con árido tipo CA, a partir de la caracterización del material
monolítico frente a la lixiviación, así como una modelización de la lixiviación a largo
plazo (100 años).
7.2. CARACTERIZACIÓN
AMBIENTAL
DE
LOS
ÁRIDOS
SIDERÚRGICOS COMO MATERIAL GRANULAR
El enfoque de este estudio se articula, en primer lugar, considerando aplicaciones
granulares del material, identificando aquellos parámetros críticos que servirán de base
255
Lixiviación
para el estudio de lixiviación, a realizar sobre probetas de hormigón estructural
elaboradas a partir de árido siderúrgico.
7.2.1 Metodología de evaluación ambiental del material granular
El estudio ambiental de los áridos siderúrgicos se abordó bajo el marco normativo
aplicable en la CAPV DECRETO 34/2003, de 18 de febrero, por el que se regula la
valorización y posterior utilización de escorias procedentes de la fabricación de acero en
hornos de arco eléctrico, en el ámbito de la CAPV. El ensayo de lixiviación de los
áridos siderúrgicos, como material granular, se llevó a cabo según lo especificado en el
ensayo de agitación EN12457-3.
7.2.2 Resultados de lixiviación del material granular
El comportamiento medioambiental, se evaluó por contraste entre los valores de
lixiviación obtenidos mediante el ensayo de agitación EN12457-3 frente a los límites
indicados en el Decreto anteriormente citado. La comparativa entre los valores de
lixiviación obtenidos y los valores límites establecidos en el Decreto 34/2003 CAPV se
presentan en la Tabla 7.1.
Los resultados muestran que los áridos siderúrgicos empleados, como material granular,
los dos únicos parámetros que resultan potencialmente críticos son el Vanadio y el
Selenio, el resto de parámetros se encontraron por debajo de los límites normativos.
Investigaciones previas realizadas por otros autores [Manso, 2001] identificaron como
parámetros potencialmente críticos los sulfatos y fluoruros, sin llegar a superar,
tampoco, los valores límite.
256
Capítulo 7
Tabla 7.1. Comparativa entre los valores de lixiviación obtenidos y los valores límites
establecidos en el Decreto 34/2003 CAPV
Decreto escorias
34/2003 (CAPV)
(mg/kg)
Muestra 1 (mg/kg)
Muestra 2 (mg/kg)
Sulfatos
377
80
130
Molibdeno
1,3
0,06
0,072
Vanadio
1,3
1,6
0,44
Niquel
0,8
0,05
0,05
Selenio
0,007
0,011 - 0,051
0 - 0,050
Fluoruros
18
2,9
1
Bario
17
1,8
0,25
Cadmio
0,009
0,001
0,001
Plomo
0,8
0,05
0,05
Cromo
2,6
0,02
0,026
Zinc
1,2
0,02
0,027
Parámetro
7.3. CARACTERIZACIÓN
AMBIENTAL
DE
LOS
ÁRIDOS
SIDERÚRGICOS COMO MATERIAL MONOLÍTICO
La evaluación ambiental del material monolítico fue abordada sobre los áridos
siderúrgicos embebidos en una matriz de cemento, es decir sobre probetas de hormigón,
prestando especial atención a los parámetros definidos como críticos en el estudio
previo de lixiviación como material granular: Vanadio y Selenio.
Adicionalmente, siguiendo el criterio de máxima seguridad, se estudió el
comportamiento de otros parámetros que podrían resultar críticos como el Bario,
Molibdeno, Fluoruros y Sulfatos [Sarobe et al, 2010].
257
Lixiviación
7.3.1 Metodología de evaluación ambiental del material monolítico
Este estudio se ha llevado a cabo sobre probetas de hormigón siderúrgico elaborado con
árido siderúrgico tipo CA. La fabricación de las probetas objeto de ensayo se realizó
utilizando la dosificación y procedimiento descrito en el apartado 5.2.1.
El procedimiento para la cuantificación de la emisión/lixiviación debido a la naturaleza
monolítica, y los mecanismos asociados a su lixiviación, difieren de los empleados en el
caso del material granular. Dicho procedimiento se desarrolló en dos fases, que se
describen a continuación:
− Caracterización de los materiales frente a la lixiviación: Determinación de
los valores de emisión/lixiviación (Ei).
− Modelización de la lixiviación a largo plazo (100 años): Cálculo de los
valores de inmisión (Ii) a 100 años. Comparación con los valores de inmisión
máxima aceptable (Imáx).
7.3.2 Caracterización de los materiales frente a la lixiviación:
Determinación de los valores de emisión/lixiviación (Ei) para el
escenario de uso
Los ensayos de lixiviación en tanque, o test de difusión, se emplean como herramienta
para caracterizar el comportamiento frente a la lixiviación de los materiales monolíticos.
El mecanismo operativo de los ensayos de tanque consiste en inmersiones sucesivas, de
una duración determinada, del monolito a ensayar, en un recipiente que contiene el
agente lixiviante (Figura 7.1). El tiempo de inmersión va variando a lo largo del ensayo,
y a la finalización de cada periodo se obtiene una muestra del lixiviado, renovando en su
totalidad el lixiviante utilizado.
258
Capítulo 7
Tapa
Muestra
Lixiviado
Grifo
Soporte
Figura 7.1. Esquema del ensayo de tanque
En el presente estudio se ensayaron 3 réplicas empleando probetas cilíndricas
(Ø=100mm, h=200mm) mediante una versión simplificada a 16 días del ensayo de
difusión descrito en la norma NEN7375, que incluye la toma de muestras y renovación
del lixiviante (agua desionizada en este caso) a los siguientes intervalos expresados en
días: 0,25; 1; 2,25; 4; 9 y 16 días, respectivamente.
Figura 7.2. Ensayo de tanque sobre monolitos
Los datos de emisión/lixiviación (Ei) recogidos en cada uno de los períodos de
lixiviación, fueron analizados, incluyendo los parámetros definidos previamente como
potencialmente críticos para la evaluación ambiental: V, Se, Ba, Mo, F, SO4. Los
resultados de lixiviación acumulada se muestran en las Figuras 7.3 a 7.6, excepto para el
Mo y Se, cuyas concentraciones de lixiviación se encontraban por debajo del límite de
detección analítico.
259
Lixiviación
2
V (mg/m )
2
Conc. acumulada (mg/m )
5
4
3
2
1
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Tiempo (días)
R1
R2
R3
PROMEDIO
Figura 7.3. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en tanque: V
2
Ba (mg/m )
Conc. acumulada (mg/m 2)
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Tiempo (días)
Figura 7.4. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en tanque: Ba
260
Capítulo 7
2
F (mg/m )
Conc. acumulada (mg/m2)
30
25
20
15
10
5
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Tiempo (días)
R1
R2
R3
PROMEDIO
Figura 7.5. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en tanque: F
2
SO4 (mg/m )
2
Conc. acumulada (mg/m )
800
700
600
500
400
300
200
100
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Tiempo (días)
R1
R2
R3
PROMEDIO
Figura 7.6. Concentración acumulada de los ensayos de lixiviación en tanque: SO4
261
Lixiviación
A tenor de los resultados de la concentración acumulada en los ensayos de lixiviación
en tanque a 16 días, se pueden extraer las siguientes conclusiones:
•
El Molibdeno y el Selenio, tal como ya se ha indicado previamente, presentan
valores de lixiviación por debajo del límite de detección analítico. De este modo,
se concluye que ambos componentes no se movilizan de la matriz estabilizada y,
por tanto, no suponen un riesgo ambiental.
•
El Bario y el Vanadio muestran concentraciones de lixiviación próximas a los
valores de detección y, por lo tanto, no es esperable una movilización
problemática de estos dos parámetros. Sin embargo, y con el fin de confirmar
este punto, se incluyen en la subsiguiente modelización a largo plazo (cálculo de
la inmisión a 100 años, en el apartado 7.3.3).
•
Los Sulfatos y los Fluoruros presentan un perfil de lixiviación acumulada
creciente, si bien la tendencia de las gráficas no son claramente lineales y, por lo
tanto, la difusión podría no ser el único mecanismo físico-químico involucrado
en la movilización de estos componentes. Ambos se incluyen en el estudio de
lixiviación a largo plazo (cálculo de la inmisión a 100 años, en el apartado
7.3.3).
7.3.3 Modelización de la lixiviación a largo plazo (100 años): Cálculo
de los valores de inmisión (Ii) a 100 años. Comparación con los
valores de inmisión máxima aceptable (Imáx)
Los valores de inmisión (expresados como mg/m2) indican el aporte realizado por
unidad de superficie sobre los suelos. Se calculan a partir de los datos de
emisión/lixiviación (Ei) obtenidos en los ensayos de laboratorio corregidos para las
condiciones de lixiviación en campo, mediante la aplicación de modelos de predicción
del comportamiento de los lixiviados a largo plazo [Ministry of Housing, Spatial
262
Capítulo 7
Planning and the Environment, 1999].
El cálculo de los valores de inmisión (mg/m2) correspondientes a los materiales
monolíticos, se basa en la ecuación 7.1:
I i = E16 d ∗ f ext ∗ f tem
(7.1)
Donde:
• E16d (mg/m2): Valor de Emisión acumulada obtenido mediante test de lixiviación en
tanque.
• fext: Factor de extrapolación que relaciona la emisión acumulada resultante del test de
laboratorio (16 días) con la emisión en condiciones reales (emisión a 100 años/ 1año).
• fterm: Factor de corrección de la temperatura. Constante obtenida empíricamente a
partir de datos experimentales, y de la aplicación de la relación de “Arrhenius” a la
estimación de la variación de la difusividad en función de la temperatura.
En la Tabla 7.2 se recogen los parámetros que definen las condiciones para la
evaluación del escenario de aplicación del material.
Tabla 7.2. Características del escenario de aplicación
D. aparente (Kg/m3)
Altura de relleno (m)
Tasa Infiltración
(mm/año)
2.400
0,30
400
Nota: Valor de precipitación es un promedio correspondiente a la cornisa cantábrica, zona de lluvias
intensas (aproximación conservadora).
El cálculo de la inmisión a 100 años precisa del análisis de la difusión de los
componentes de estudio, de acuerdo a los resultados de los test de lixiviación en tanque
(NEN7375) y del ensayo de máxima disponibilidad sobre los monolitos (probetas)
fabricados (NEN7371). De modo tal que, a partir de esa información, pueden extraerse
los correspondientes coeficientes de difusión:
pDe Ba = 14,43
pDe V = 13,33
pDe F = 14,12
263
Lixiviación
pDe SO4 = 13,63
En la Tabla 7.3 se muestran los valores de inmisión a 100 años para el escenario de
estudio, y su contraste con los valores máximos admisibles (calculados según el riesgo
admisible).
Tabla 7.3. Comparativa de Inmisión e Inmisión máxima aceptable
Componente
I100 años (mg/m2)
Ba
48,13
2.250
V
19,25
1.020
F
64,17
8.603
SO4
2.005
295.097
Imáx
2
aceptable(mg/m )
Como se aprecia en la tabla, los valores de inmisión de todos los parámetros, definidos
previamente como potencialmente críticos para la evaluación ambiental, asociados a la
aplicación de los áridos siderúrgicos en el hormigón, se sitúan muy por debajo de los
valores umbral de inmisión máxima aceptable para el escenario evaluado. Por lo tanto,
se asume un riesgo mínimo y aceptable, derivado de la movilización desde el hormigón
siderúrgico hacia el terreno, de los parámetros estudiados.
Estudios previos realizados por otros autores [Bäverman et al, 1997; Manso, 2001;
Losañez, 2005] también ponen de manifiesto el efecto encapsulador de la matriz de
cemento, con resultados satisfactorios en los ensayos de lixiviación llevados a cabo con
hormigones siderúrgicos.
7.4. CONCLUSIONES
Como corolario del presente capítulo, se pueden establecer los siguientes enunciados:
264
Capítulo 7
• El árido siderúrgico sometido a estudio como material granular, presenta dos
únicos parámetros que resultan potencialmente críticos: el Vanadio y el Selenio.
El resto de parámetros se encuentran por debajo de los límites normativos.
• En el caso de que los áridos siderúrgicos se encuentren embebidos en una matriz
de cemento, es decir como material monolítico, el ensayo de lixiviación en
tanque a 16 días pone de manifiesto que los valores de lixiviación del Molibdeno
y el Selenio estaban por debajo del límite de detección analítico. El Bario y
Vanadio alcanzan valores próximos a los de detección y los Sulfatos y Fluoruros
presentaron un perfil de lixiviación acumulada creciente, por lo que se incluyen
en la subsiguiente modelización a largo plazo mediante el cálculo de los valores
de inmisión a 100 años.
• La modelización a largo plazo constata que los valores umbral de inmisión
máxima para Bario, Vanadio, Sulfatos y Fluoruros, para el escenario evaluado,
se sitúan muy por debajo del umbral de inmisión máxima aceptable. Por lo tanto,
se asume un riesgo mínimo (y aceptable) derivado de la movilización hacia el
suelo de los contaminantes contenidos en el hormigón. Cabe pensar que, a priori,
escenarios más desfavorables (mayores espesores de aplicación, mayores tasas
de infiltración, ámbitos geográficos con mayor pluviometría, etc.) podrían
validarse, también, dado que existe un amplio margen entre los valores de
inmisión registrados en el ensayo y los valores límite.
265
Lixiviación
266
Capítulo 8
CAPÍTULO 8.- PUESTA EN OBRA DE HORMIGÓN
SIDERÚRGICO
A
ESCALA
REAL.
EDIFICIO KUBIK
8.1. INTRODUCCIÓN
En los últimos años, han surgido diversas iniciativas que han apostado por elaborar
hormigón con árido siderúrgico a escala real. Las primeras aplicaciones del hormigón
siderúrgico tuvieron un carácter no estructural, como fue el caso de la construcción de
bloques portuarios de hormigón en masa para el puerto de Bilbao, o también el caso de
la empresa HORMOR, que prefabricó elementos de hormigón siderúrgico sin
responsabilidad estructural (bordillos, etc.).
En el año 2008, en el ámbito de la presente Tesis Doctoral, se llevó a cabo una
experiencia pionera a nivel internacional. Se construyeron, mediante bombeo de
hormigón siderúrgico estructural, la losa de cimentación y los muros de sótano de un
laboratorio experimental, denominado edificio “KUBIK”, en el Parque Tecnológico de
Bizkaia [Arribas, 2010].
Posteriormente en el año 2010, se ejecutó una solera de nave industrial en el término
municipal de Azpeitia. Asimismo, a finales del 2010, se hormigonaron dos tramos de
acera en el municipio vizcaíno de Barakaldo.
267
Puesta en obra (...)
Por último en el año 2011, se construyó parte importante de la cimentación y varios
muros estructurales de fachada a partir de hormigones elaborados con áridos
siderúrgicos de acería de Horno Eléctrico de Arco en el edificio del Centro de
Investigación en Tecnologías Industriales (CITI) de la Universidad de Burgos.
8.2. EDIFICIO KUBIK
El edificio KUBIK, es un laboratorio experimental, concebido como plataforma de
ensayo de nuevos sistemas de fachada en cuanto a prestaciones de eficiencia energética,
acústica y confort interior, sito en las propias instalaciones de TECNALIA (antiguo
LABEIN) del Parque Tecnológico de Bizkaia (Municipio de Derio). La Figura 8.1
ilustra la fachada del citado edificio.
Figura 8.1. Vista general del edificio KUBIK
La construcción, mediante bombeo de hormigón siderúrgico estructural, de la losa de
cimentación y los muros de sótano de este edificio del año 2008, supuso un hito a nivel
internacional. En las Figuras 8.2 y 8.3 se muestra, de manera esquemática, el sistema
constructivo de la losa de cimentación y los muros de sótano construidos, donde se
empleó el árido siderúrgico como material granular del hormigón ejecutado.
268
Capítulo 8
Figura 8.2. Esquema de la losa y los muros de sótano del edificio KUBIK
La empresa HORMOR, seleccionó y clasificó el árido siderúrgico necesario, procedente
de Corrugados Azpeitia, en sus instalaciones de Arroa Bea – Zestoa.
Por otro lado, la empresa Hormigones y Minas del grupo Finaciera y MineraItalcementi Group dosificó y fabricó el hormigón con árido siderúrgico, además de
colaborar en el diseño de dichos elementos constructivos para garantizar su adecuación
al uso previsto y a las condiciones específicas de puesta en obra.
En primer lugar, antes de proceder al hormigonado de la losa de cimentación y muros de
sótano del edificio KUBIK (ver detalles constructivos según Figura 8.3), se efectuaron
diversas pruebas en la planta de hormigonado. Previamente, técnicos de la Unidad de
Construcción de TECNALIA tomaron muestras de todos los husos granulométricos de
los áridos a ser empleados tanto en las diferentes pruebas industriales en planta como en
el edificio KUBIK. A continuación, en la Tabla 8.1 se recoge un resumen de las
propiedades fundamentales que presentan estos áridos siderúrgicos como árido de
hormigón, desglosadas por husos granulométricos.
269
Puesta en obra (...)
Figura 8.3. Detalle constructivo de la losa y los muros de sótano del edificio KUBIK
270
Capítulo 8
Tabla 8.1. Propiedades de los áridos siderúrgicos como árido de hormigón
desglosadas por husos granulométricos
Muestra
Huso
Expansión
(vol, %)
UNE EN 17441:1999
Resistencia a la
fragmentación
UNE 10972:1999/A1:2007
Compuestos de
azufre totales
(%)
UNE-EN 17441:1999
Compuestos de
sulfatos (%)
UNE-EN 17441:1999
Compuestos de
cloruros (%)
UNE-EN 17441:1999
Contenido en
humus
UNE-EN17441:1999 Aptdo
15.1
Equivalente de
arena (%)
UNE-EN9338:2000
Coeficiente de
absorción (%)
UNE 10976:2000/A1:2006
Coeficiente de
friabilidad (%)
UNE
83.115:1989
Reactividad
álcali-sílice y
álcal-silicato
UNE 1465071:1999EX
Terrones de
arcilla (%)
UNE
7.133:1958
Índice de lajas
(%)
UNE-EM 9333:98/A1:2004
Contenido en
finos (%)
UNE-EN 9331:98/A1:2006
0/4
REMESA 1
4/12
2/6,3
12/25
0/6
REMESA 2
4/12
12/25
0/4
REMESA 3
4/12
12/25
0,0
0,0
0,0
23
21
21
EHE08
<40
0,69
0,34
0,36
0,16
0,50
0,43
<1
<0,1
<0,1
<0,1
<0,1
<0,1
<0,1
<0,8
<0,0007
<0,0007
<0,0007
<0,0007
<0,0007
<0,0007
<0,05
Ausente
Ausente
Ausente
Ausente
88
87
88
>75%
2,2
2,0
1,9
2,1
2,3
1,8
2,0
2,2
2,0
2,2
≤5%
9
10
9
<40%
No
reactivo
No
reactivo
No
reactivo
No
reactivo
0,086
1,2
0,05
2
1
1
0,3
0,5
0,2
0,10
1,0
0,02
0,02
0
0
0,4
0,3
0,05
1,1
0,04
0,05
<0,25
1
10,1
< 35%
0,3
0,3
≤15(0/4)
≤2(4/12)
Una vez verificado que los áridos siderúrgicos a emplear en el hormigón de losa y
muros de sótano del edificio KUBIK cumplían con los requisitos recogidos en el art. 38
271
Puesta en obra (...)
de la EHE08, para el uso de áridos en el hormigón estructural, se procedió a la
realización de pruebas de amasado en planta de hormigonado.
En la Figura 8.4, se expresa de manera gráfica la curva de dosificación del hormigón
siderúrgico propuesta por la empresa Hormigones y Minas frente a la curva teórica de
Fuller.
100
90
80
70
60
50
40
30
20
0,010
0,100
1,000
10
0
100,000
10,000
FULLER
OBTENIDA
Figura 8.4. Curva de dosificación propuesta por HyM frente a Fuller. Fuente:
Hormigones y Minas (FyM - Italcementi Group)
En la Tabla 8.2 se muestran los valores de consistencia y resistencia a compresión de las
distintas pruebas de amasado realizadas en planta de hormigonado a 3, 7, 28 y 90 días
de edad.
Tabla 8.2. Resistencia a Compresión del HA30/F/20/IIa+Qa en las pruebas
industriales. Fuente: Hormigones y Minas (FyM-Italcementi Group)
Cono
3d
7d
28d
90d
(mm)
(MPa)
(MPa)
(MPa)
(MPa)
130
30,6
29,8
30,2
42,5
43,0
42,8
59,0
57,4
58,2
64,2
66,8
65,5
140
27,9
27,9
27,9
40,5
39,5
40,0
52,9
49,9
51,4
62,5
63,3
62,9
70
29,4
29,0
29,2
42,0
42,7
42,4
56,4
57,9
57,2
65,5
65,1
65,3
180
24,7
25,5
25,2
35,6
38,6
37,6
50,6
48,5
49,6
57,1
55,9
56,5
170
27,3
28,8
28,1
42,0
41,9
42,0
57,0
57,8
57,4
63,1
65,5
64,3
Media
272
28,1 ± 1,9
40,9 ± 2,1
54,7 ± 4,0
62,9 ± 3,7
Capítulo 8
La resistencia a 90 días de curado es similar a la resistencia alcanzada por los
hormigones siderúrgicos desarrollados en la presente Tesis Doctoral. No obstante, cabe
destacar que en el caso de la dosificación propuesta por la planta, la resistencia ofrecida
a 7 días es sensiblemente menor y consecuentemente la ganancia que experimenta de 7
a 28 días, así como de 28 a 90 días de edad, cabe esperar que fuera mayor que en
laboratorio (en torno al 10%), alcanzando casi el 50%. Estas discrepancias se deben a
que en el ejercicio real ejecutado en planta, frente a los desarrollos escalados en
laboratorio, los materiales empleados, la tecnología ejecutada y los medios de obra
manejados constituyen un salto de escala que no permiten una comparación directa
laboratorio vs obra, resultado a resultado.
Con arreglo a los resultados de consistencia y resistencia a compresión, obtenidos en las
pruebas realizadas en planta, se consideró la dosificación propuesta adecuada para el
uso diseñado y apta para su colocación en obra mediante bombeo.
8.2.1 Losa de cimentación
Durante la ejecución de la losa de cimentación se bombearon, sin interrupción, cerca de
140 m3 (25 camiones) de hormigón siderúrgico del tipo HA-30/F/20/IIa+Qa de
consistencia fluida, con unas cuotas de sustitución del árido natural superiores al 75%
en volumen, 375kg/m3 de cemento, relación agua/cemento de 0,46 y 1,2-1,4% de
aditivo superplastificante. En las Figuras 8.5 a 8.8 se ilustra el proceso de hormigonado
y el aspecto final de la losa de cimentación.
273
Puesta en obra (...)
Figura 8.5. Mallazo de capa compresora
para losa de cimentación
Figura 8.6. Hormigonado losa de
cimentación
Figura 8.7. Detalle de la puesta en obra
del hormigón y vibrado
Figura 8.8. Vista general de la losa de
cimentación
Al objeto de realizar un exhaustivo seguimiento de la trabajabilidad y las propiedades
mecánicas, TECNALIA realizó tres ensayos de cono de Abrams y tres tomas del
hormigón siderúrgico, sobre diferentes lotes del hormigón de la losa de cimentación, tal
y como se observa en las Figuras 8.9 y 8.10.
274
Capítulo 8
Figura 8.9. Ensayo de cono de Abrams
Figura 8.10. Llenado de moldes
De esta forma se obtuvieron, para cada una de las tres tomas realizadas, los valores de
trabajabilidad (consistencia liquida con conos de 180 a 200mm) y resistencia a
compresión del hormigón siderúrgico colocado en la losa de cimentación, obtenidos
como media de 3 valores, a 3, 7, 28, 90 y 180 días de edad, respectivamente, que se
Resistencia a Compresión (MPa)
recogen en la Figura 8.11.
70
60
50
40
30
20
10
0
0
30
60
90
120
150
180
210
Edad (días)
toma 1
toma 2
toma 3
losa
Figura 8.11. Curva de evolución de la resistencia a compresión del la losa de
cimentación con la edad de curado
275
Puesta en obra (...)
Las resistencias mecánicas a compresión obtenidas en la losa de cimentación, a los 7
días, se cifran en torno a los 40MPa, con una mejora alrededor del 30% a los 28 días y
alcanzando a los 180 días valores de resistencia, aproximadamente un 25% superiores a
los obtenidos a la edad de 28 días. Adicionalmente, se caracterizaron convenientemente
los módulos deformación longitudinal y el coeficiente de Poisson a 28 días de edad,
extrayendo su media a partir de tres valores. En la Tabla 8.3 se presentan los resultados
obtenidos.
Tabla 8.3. Módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson del hormigón siderúrgico
aplicado en la losa de cimentación
Módulo Elasticidad (GPa)
36
37
Coeficiente de Poisson
0,21
34
29
0,25
0,27
0,35
8.2.2 Muros de sótano
En cuanto a los muros de sótano, elementos constructivos esbeltos de 0,3m de espesor y
3m de altura, el hormigonado se llevó a cabo en dos mitades, con planta en forma de
“U”, con un desfase de hormigonado de 5 días. En las Figuras 8.12 a 8.15 se ilustra el
proceso de hormigonado y el aspecto final del conjunto.
Figura 8.12. Encofrado de medio muro
de sótano
276
Figura 8.13. Detalle del armado del muro
de sótano
Capítulo 8
Figura 8.14. Hormigonado de medio muro
de sótano
Figura 8.15. Vista general de la losa de
cimentación y muros de sótano
Para la ejecución del muro de sótano fueron necesarios un total de 54,5 m3 (10
camiones) de hormigón siderúrgico del tipo HA-30/F/20/IIa+Qa de consistencia fluida,
con unas cuotas de sustitución del árido natural superiores al 75% en volumen,
385kg/m3 de cemento, relación agua/cemento de 0,46 y 1,2-1,4% de aditivo
superplastificante. El hormigonado se realizó mediante bombeo, en alturas-batache y
vibrado en continuo.
Al igual que en el caso de la losa de cimentación, para el seguimiento de la
trabajabilidad y las propiedades mecánicas del hormigón colocado, tal y como se
constata en las Figuras 8.16 y 8.17, TECNALIA realizó una toma de hormigón durante
la construcción de cada medio muro, de planta en forma de “U”.
Figura 8.16. Ensayo de cono de Abrams en Figura 8.17. Llenado de moldes en toma
toma de hormigón de muro de sótano
de hormigón de muro de sótano
277
Puesta en obra (...)
De esta forma se obtuvieron, para cada una de las tomas realizadas, los valores de
trabajabilidad (consistencias líquidas con conos de 160 a 170mm, respectivamente) y
resistencia a compresión del hormigón siderúrgico colocado en los muros de sótano a 3,
7, 28, 90 y 180 días de edad, respectivamente, según se recoge en la Figura 8.18, siendo
cada punto la media de 3 valores.
Resistencia Compresión (MPa)
70
60
50
40
30
20
10
0
0
30
60
90
120
150
180
210
Edad (días)
toma muro Sur
toma muro Norte
muro sótano
Figura 8.18. Curva de evolución de la resistencia a compresión del muro de sótano
con la edad de curado
Las resistencias mecánicas a compresión obtenidas en este caso a la edad de curado de 7
días se encontraron en torno a los 35MPa, con una tendencia de mejora con la edad de
curado similar a la losa de cimentación, es decir alrededor del 35% a los 28 días,
alcanzando a los 180 días valores de resistencia aproximadamente un 20% superiores a
los obtenidos a la edad de 28 días. No obstante, en términos absolutos los valores de
resistencia a compresión del hormigón siderúrgico colocado en los muros de sótano
registró un descenso aproximadamente entre un 15% y 5% frente al hormigón de la losa
de cimentación, a las edades de 28 y 180 días, respectivamente.
278
Capítulo 8
Además de lo anterior, a 28 días de edad, se caracterizaron el módulo deformación
longitudinal y el coeficiente de Poisson, calculando una media a partir de tres valores,
del hormigón aplicado en los muros de sótano. En la Tabla 8.4 se muestra un resumen
de los resultados obtenidos.
Tabla 8.4. Módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson del hormigón siderúrgico
aplicado en los muros de sótano
Módulo Elasticidad (GPa)
34
33
Coeficiente de Poisson
0,23
33
0,25
32
0,30
32
0,27
34
35
34
0,23
0,26
0,26
0,29
El módulo de elasticidad longitudinal, asi como el coeficiente de Poisson del hormigón
aplicado en los muros de sótano, son similares a los obtenidos en el caso del hormigón
de la losa de cimentación. Dichos módulos resultan un 15% inferior al módulo de
elasticidad de los hormigones siderúrgicos desarrollados en la presente Tesis Doctoral,
debido a diferencias en las dosificaciones, tales como diferencias en las calidades y
cantidades de los áridos [Ramesh et al, 1996; Beshr et al, 2003].
8.3. OTRAS EXPERIENCIAS RECIENTES CON HORMIGÓN
SIDERÚRGICO
Ya fuera del ámbito de la presente Tesis Doctoral, cabe mencionar la ejecución, en el
año 2010, de una solera de nave industrial en el término municipal de Azpeitia. Para
ello, se utilizaron 42m3 de hormigón siderúrgico del tipo HA-25/B/25/IIa de
consistencia fluida, utilizando fracción gruesa siderúrgica, arena caliza, 290 kg/m3 de
cemento, una relación agua/cemento de 0,6 y aditivos plastificante y superplastificante
279
Puesta en obra (...)
reductores de agua. La resistencia a compresión a 7 días de curado osciló entre 29 y
37MPa, experimentando una mejoría a 28 días, en torno a un 30%.
Asimismo, a finales del 2010, se hormigonaron dos tramos de acera en el municipio
vizcaíno de Barakaldo. Para ello se fabricaron en planta (Hormigones y Minas)
aproximadamente 8 m3 de hormigón siderúrgico del tipo HA-25/B/25/IIa de
consistencia fluida, con 290 kg/m3 de cemento, relación agua/cemento de 0,6, aditivo
superplastificante reductor de agua y aditivo aireante.
A este respecto, cabe debe destacar que durante esta experiencia, así como en las
pruebas de laboratorio previas, se constató como la adición de aireante a la mezcla era
capaz de compensar la mayor densidad de los áridos siderúrgicos frente a los áridos
naturales, dando lugar a un hormigón con densidad similar a un hormigón convencional.
En las Figuras 8.19 y 8.20 se observa la ejecución del hormigonado de los dos tramos
de acera.
Figura 8.19. Vertido del hormigón
siderúrgico en la acera
Figura 8.20. Vista general de los tramos
de acera hormigonados
La resistencia a compresión de este hormigón a 7 días de curado alcanzó 29MPa, con
una mejora a 28 días en torno a un 25%.
280
Capítulo 8
Por último en el año 2011, se proyecta parte importante de la cimentación y varios
muros estructurales de fachada a partir de hormigones elaborados con árido siderúrgico
de acería de Horno Eléctrico de Arco en el edificio del Centro de Investigación en
Tecnologías Industriales (CITI) de la Universidad de Burgos. Este edificio de uso
público, habitable y permanente, será diseñado y construido con criterios innovadores
en lo que a sostenibilidad y reciclado se refiere, estará dedicado a la Investigación
Universitaria. La obra del edificio será fruto de la colaboración entre la propia
Universidad de Burgos, a través de su grupo de investigación GITE, el estudio de
arquitectura ESPARAVEL de Madrid y las empresas SIKA, suministradora de aditivos
para hormigones y HORMOR (Hormigones y Morteros Agote) de Zestoa (Guipúzcoa)
como productor/gestor/suministrador de los áridos siderúrgicos.
Cabe destacar que el hormigón siderúrgico con el que se ejecutará las soleras de dicho
edificio contienen fibras de polipropileno que mejoran sus características resistentes a
flexotracción. En cuanto al acabado estético del edificio, se requerirá una terminación
arquitectónica con texturas ricas en matices y hormigones siderúrgicos coloreados.
8.4. CONCLUSIONES
A tenor de lo anteriormente expuesto, acerca de las diferentes experiencias de puesta en
obra incluidas en este Capítulo, se pueden extraer las siguientes conclusiones:
•
La puesta en obra del hormigón siderúrgico a escala real, realizada en las
experiencias detalladas anteriormente, se ha demostrado viable en todos sus
aspectos. No obstante, queda mucho camino por recorrer para explorar otras
mejoras en cuanto a la tecnología de colocación, variación de dosificaciones y
componentes, comportamiento a fluencia, otras prestaciones físicas, etc.
•
El transporte de un mismo volumen de árido siderúrgico que de árido natural,
requeriría un incremento en el movimiento de camiones en el caso de
281
Puesta en obra (...)
hormigones con el 100% de árido siderúrgico, puesto que poseen un 10-15%
más de densidad que los áridos naturales. Sin embargo, podría, en parte,
compensarse con la reducción con la reducción que el uso de árido siderúrgico
supone en el consumo energético y las emisiones de gases de efecto invernadero
debido a la disminución en la energía necesaria y emisiones derivadas de las
labores extractivas de las canteras, machaqueo, clasificación y limpieza del árido
natural.
•
Es posible elaborar hormigón siderúrgico de densidad similar a la de un
hormigón
convencional
sin
comprometer
sus
propiedades
mecánicas,
compensando la mayor densidad de los áridos siderúrgicos mediante la adición
de un aditivo aireante a la mezcla.
•
La notable calidad de resultados obtenida, en las diferentes experiencias en obra,
durante la ejecución conjunta de todo el tajo: suministrador de materiales, planta
de hormigonado, laboratorio de control y promotor, hace augurar una buena
proyección de la aplicación de los áridos siderúrgicos en hormigones con
carácter estructural. Siempre apoyado por el conocimiento básico (científico)
que proporcionan todos los desarrollos de la presente Tesis Doctoral, así como
otros anteriores y posteriores.
282
Conclusiones y líneas de investigación futura
CAPÍTULO
9.-
CONCLUSIONES Y LÍNEAS
INVESTIGACIÓN FUTURA
DE
9.1. INTRODUCCIÓN
En este Capítulo 9 se pretende sintetizar las principales conclusiones obtenidas en el
marco de la presente investigación. La exposición de las mismas se desarrolla en
función de los diferentes apartados abordados:
•
Caracterización de los áridos siderúrgicos.
•
Dosificación de hormigones siderúrgicos.
•
Propiedades de los hormigones siderúrgicos en estado endurecido.
•
Durabilidad de los hormigones siderúrgicos.
•
Comportamiento medio ambiental de los áridos y hormigones siderúrgicos.
Adicionalmente, se proponen líneas de investigación futura que ayuden a continuar
completando el conocimiento, relativo a los hormigones siderúrgicos, generado hasta el
momento.
283
Capítulo 9
9.2. CONCLUSIONES
Las principales conclusiones se presentan agrupadas de acuerdo a los apartados citados
anteriormente:
Caracterización de los áridos siderúrgicos:
•
Los áridos siderúrgicos, obtenidos del tratamiento y valorización de la escoria
negra generada en la etapa de fusión de la chatarra, en horno eléctrico de arco,
están compuestos fundamentalmente por óxidos de hierro, calcio, y silicio,
acompañados de óxidos de aluminio, magnesio y manganeso.
•
Los áridos siderúrgicos presentan mayor densidad y absorción que los áridos
naturales. Por un lado, la densidad del árido siderúrgico es un 20% mayor que la
manifestada por el árido calizo. Por otro lado, los áridos siderúrgicos presentan
entre 10 y 20 veces más porosidad que el árido calizo, lo cual explica la mayor
absorción, alrededor de 3 veces superior, que exhibe este material respecto al
árido calizo.
•
El árido siderúrgico, utilizado en la presente investigación, cumple todos los
requisitos establecidos por la Instrucción de Hormigón Estructural (EHE 08), Los
áridos siderúrgicos muestran una resistencia mecánica, resistencia a la
fragmentación y un índice de lajas significativamente mejores que el árido calizo,
lo cual conducirá a un hormigón siderúrgico con mejores prestaciones mecánicas
que las ofrecidas por un hormigón calizo.
•
Bajo condiciones adecuadas de tratamiento y apagado de la escoria negra de
partida, el árido siderúrgico resulta volumétricamente estable sin afección alguna
a la durabilidad del hormigón.
284
Conclusiones y líneas de investigación futura
Dosificación de los hormigones siderúrgicos:
•
Los áridos siderúrgicos presentan carencia de finos por lo que resulta necesario un
aporte adicional de los mismos, para su uso en la fabricación de hormigón. A este
respecto, la adición de filler calizo, aporta mayor continuidad entre los áridos
siderúrgicos y la pasta de cemento, si bien no resulta eficaz para mejorar la
trabajabilidad. Sin embargo, la adición de un árido fino de morfología
redondeada, como arena de naturaleza silícea, contrarresta la irregular superficie
de los áridos siderúrgicos y aporta fluidez a la masa. No obstante, el uso de arena
silícea encarece el precio del hormigón, por lo que se deben considerar otras vías
como podría ser el empleo de arena de naturaleza caliza con aditivos aireantes.
•
Los áridos siderúrgicos, al objeto de mejorar la trababilidad de la masa, deben
añadirse a la mezcla con una humedad ligeramente superior a su capacidad de
absorción, asegurando que la superficie de los áridos esté mojada. La
incorporación de este tipo de áridos al hormigón incrementa la demanda de agua
en la dosificación alrededor de un 5-10%.
•
La cantidad de agua necesaria para la fabricación de hormigones siderúrgicos de
consistencia fluida o líquida, puede reducirse un 20% con la adición de aditivos
superfluidificantes. La elección del aditivo más adecuado para cada dosificación
es determinante para optimizar la relación agua/cemento. Se ha constatado como
en el caso de incorporar árido siderúrgico en el hormigón, se obtienen mejores
resultados empleando aditivos superplastificantes, basados en polímeros
derivados de ácidos policarboxílicos.
•
Si bien la Instrucción EHE08, para un ambiente tipo II, limita la relación a/c a
0,55, los hormigones siderúrgicos fabricados con un contenido en cemento de
300kg/m3 y una relación a/c total en torno a 0,6-0,7, a la edad de 7 días, alcanzan
valores de resistencia a compresión superiores a la resistencia característica,
30MPa, establecida como objetivo en esta Tesis Doctoral. A tenor de estos
resultados, se podría proponer a futuro plantear una modificación de la
285
Capítulo 9
legislación vigente en aras a incrementar en un 0,1 la relación a/c en la
fabricación de hormigón con árido siderúrgico.
Propiedades físico-mecánicas en estado endurecido de los hormigones siderúrgicos:
•
Los hormigones siderúrgicos revelan un comportamiento mecánico superior al
hormigón calizo, no sólo a causa de la mayor resistencia mecánica inherente a
los áridos siderúrgicos, sino también inducido por un contacto árido-pasta
sensiblemente más íntimo, continuo y, por tanto, con menor microporosidad en
la zona de interfase árido siderúrgico/pasta respecto a los áridos naturales, bien
fueren calizos o silíceos.
•
El hormigón siderúrgico experimenta, a 7 y 28 días de edad, resistencias a
compresión, al menos, un 35% mayor que el hormigón calizo, si bien, a edades
más avanzadas, la diferencia se estrecha hasta un 5-10%.
•
La sustitución del 25% de la fracción fina y el 100% del la fracción gruesa por
árido siderúrgico no induce variación en el módulo de elasticidad del hormigón
a 28 días de edad.
•
La incorporación de finos siderúrgicos por debajo de 0,063μm, en los morteros
siderúrgicos, no induce mejora en sus prestaciones mecánicas, ni coadyuva al
refinamiento y densificación de la matriz cementante frente al mortero calizo.
Por lo tanto, no hay evidencias de reactividad asociadas a la fracción fina
siderúrgica.
•
La fracción gruesa siderúrgica es determinante en la ganancia de resistencias a
compresión de los hormigones siderúrgicos, frente a los convencionales,
mientras la fracción fina siderúrgica apenas contribuye a dicha mejora, toda vez
que ésta contribuye a penalizar la trabajabilidad de la masa.
286
Conclusiones y líneas de investigación futura
•
La capacidad de absorción del hormigón siderúrgico es del mismo orden que el
hormigón calizo, mientras que la densidad es alrededor de un 20% superior,
como consecuencia de la mayor densidad del árido siderúrgico frente al calizo.
Durabilidad de los hormigones siderúrgicos:
•
Los hormigones siderúrgicos ensayados se pueden considerar, de acuerdo al
criterio establecido en la Instrucción EHE08, suficientemente impermeables,
presentando valores de profundidad de penetración de agua media y máxima
inferiores al hormigón calizo de referencia.
•
Los hormigones siderúrgicos sometidos a ensayo revelan una resistencia a ciclos
hielo/deshielo superior al hormigón calizo de referencia. El módulo dinámico de
los hormigones siderúrgicos se mantuvo por encima del 100% hasta la
finalización del ensayo, mientras que el hormigón calizo acusó fallo a 210 ciclos
de exposición.
•
El hormigón siderúrgico, sometido a 70ºC y 90% de HR, durante un periodo de
365 días, mostró un comportamiento análogo al hormigón calizo, sin signos de
deterioro físico significativo. Cabe destacar que los hormigones siderúrgicos, a
diferencia del hormigón calizo, sufren alteraciones cromáticas (rojo-marrón)
puntuales a nivel superficial, debido a la oxidación de inclusiones (pistones)
metálicas incrustadas en áridos próximos a la superficie.
•
El mortero siderúrgico presenta una resistencia al ataque por sulfatos elevada,
siendo, incluso, superior a la del mortero elaborado con arena normalizada de
naturaleza silícea. La resistencia a compresión del mortero siderúrgico, tras 365
días de exposición, fue un 20% mayor en el caso del mortero patrón.
•
El árido siderúrgico se puede considerar “no reactivo” cuando se utiliza en
mezclas ligadas con cemento, según el criterio establecido en la norma UNE
146508 EX, art. 28.7.6 de la instrucción EHE08,
287
Capítulo 9
•
Los hormigones siderúrgicos, sometidos durante un año a ambiente marino,
muestran un comportamiento, a los efectos de la penetración de cloruros y
corrosión de la armadura, similar al hormigón calizo. Cabe destacar un
incremento, en torno al 20%, en la resistencia a compresión de los hormigones
siderúrgicos, el doble que en el caso del hormigón calizo.
Comportamiento medioambiental de los hormigones siderúrgicos:
•
El árido siderúrgico estudiado, como material granular, presenta dos únicos
parámetros que resultan potencialmente críticos: el Vanadio y el Selenio.
•
Como material monolítico, la modelización a largo plazo del comportamiento
medio ambiental de los áridos siderúrgicos embebidos en una matriz de
cemento, constata que el riesgo derivado de la movilización hacia el suelo de los
parámetros potencialmente críticos (Bario, Vanadio, Sulfatos y Fluoruros),
contenidos en el hormigón siderúrgico analizado, es mínimo.
En resumen, los hormigones siderúrgicos estudiados presentan un comportamiento
similar al hormigón calizo de referencia, no obstante, cabe destacar que la incorporación
de áridos siderúrgicos en el hormigón evidencia las ventajas y desventajas recogidas en
la Tabla 9.1.
Tabla 9.1. Ventajas y desventajas de la incorporación de árido siderúrgico a un
hormigón
288
Ventajas
Desventajas
Ganancia de resistencia a compresión
Aumento de la densidad del hormigón
para aplicaciones tradicionales donde se
penaliza un excesivo peso propio
Aumento de resistencia ante
fenómenos de hielo-deshielo
Disminución de la trabajabilidad de la
masa
Aumento de resistencia a ataque
selenitoso
Aumento de la demanda de agua
Conclusiones y líneas de investigación futura
A tenor de los resultados de la presente Tesis Doctoral, el hormigón siderúrgico
manifiesta mejor comportamiento mecánico y una durabilidad igual o superior que un
hormigón convencional, resultando más competitivo en un rango de precios del árido
siderúrgico comprendido entre 2 y 5 €/ton
9.3. LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN FUTURA
Las líneas de investigación futura deben ir encaminadas hacia la consecución de un
objetivo principal, cual es:
“Desarrollar hormigones siderúrgicos de densidad controlada económicamente
más competitivos, sin penalización de las trabajabilidades, prestaciones mecánicas
y de durabilidad, alcanzadas en la presente Tesis Doctoral”.
Para ello se propone las siguientes actuaciones:
•
Elaborar hormigones con 100% de árido grueso siderúrgico y con un porcentaje
aproximado al 25% de arena siderúrgica. Cabe recordar que la fracción fina
siderúrgica apenas contribuye a la mejora de las propiedades mecánicas del
hormigón, por lo que, su incorporación tiene un objetivo medioambiental y
económico, en cuanto a la reutilización de un subproducto industrial que resulta
más barato que el árido natural.
•
Completar el otro 75% de la fracción fina con arena caliza, en lugar de arena
silícea, para abaratar costes, tratando de mantener una trabajabilidad líquida o
fluida, utilizando aditivos superplastificantes más eficientes.
•
Controlar la densidad del hormigón siderúrgico mediante el uso de aireantes,
manteniendo unas prestaciones mecánicas adecuadas al uso previsto.
289
Capítulo 9
Otro aspecto en el que se debería profundizar es el estudio de la microestructura en la
zona de interfase árido/matriz, con objeto de tratar de cuantificar el porcentaje de
porosidad en dicha zona.
290
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CAPÍTULO 10. BIBLIOGRAFÍA
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