Trabajo Profesional Xargay

UNIVERSIDAD DE BUENOS AIRES

Facultad de Ingeniería

Departamento de Construcciones y Estructuras

Laboratorio de Materiales y Estructuras

Trabajo Profesional de Ingeniería Civil 74.99

EVALUACIÓN DE HORMIGÓN

PROYECTADO CON MACROFIBRAS

PARA REFUERZO PRIMARIO DE

TÚNELES

Autor:

Hernán Daniel Xargay Tutor:

Ing. Humberto Balzamo Director:

Ing. Rogelio Percivati

Trabajo Profesional de Ingeniería Civil 74.99 Facultad de Ingeniería Departamento de Construcciones y Estructuras Universidad de Buenos Aires

1

AGRADECIMIENTOS

Deseo agradecer a las siguientes personas que han colaborado en la realización de este

trabajo: al Ing. Humberto Balzamo por su guía, al Ing. Rogelio Percivati, a los Ing. Diego

Querini y Piero Casiraghi de la U.T.E. José Cartellone C.C.S.A. – IECSA S.A, por el

apoyo brindado a la presente investigación, al Ing. Roberto Carretero, al Ing. Carlos

Amura, al Ing. Gastón Fornasier de Lomax, al Ing. Carlos Guzmán, al Dr. Ing. Hernán

Svoboda, al Ing. Diego Pérsico, al Ing Guillermo Slucka de Basf, al Ing. Diego Benedetti

de Maccaferri, a mi padre el Ing. Roberto Xargay, a mi amigo Mauricio Bassano y al

personal del Laboratorio de Materiales y Estructuras, en particular, a los Sres. Rómulo

Leguizamón, Víctor Vega y Mario Leal.


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INDICE

INDICE 2

INTRODUCCIÓN 4

CAPÍTULO 1: CONOCIMIENTOS BÁSICOS SOBRE HORMIGÓN PROYECTADO

REFORZADO CON MACROFIBRAS Y SUS APLICACIONES

1.1. Introducción 5

1.2. Reseña histórica 5

1.3. Definición de hormigón proyectado 6

1.4. Las técnicas de proyección: vía seca y vía húmeda 6

1.4.1. Características de las mezclas proyectadas por vía seca 7

1.4.2. Características de las mezclas proyectadas por vía húmeda 9

1.5. Armaduras de refuerzo 11

1.6. Diseño de la mezcla 12

1.7. Dosificación y mezclado 13

1.8. Colocación 14

1.8.1. Efectos no deseados del método de colocación 14

1.9. Curado 15

1.10. Aplicaciones 15

1.11. Hormigón proyectado reforzado con fibras 16

1.11.1. Historia 17

1.11.2. Tipos de fibras 18

1.11.2.1. Microfibras 20

1.11.2.2. Macrofibras 21

1.11.3. Diseño de las mezclas con fibras 22

1.11.4. Mezclado, equipos y colocación 22

1.11.5. Características resistentes del hormigón proyectado con fibras.

Ensayos 23

1.11.5.1. Resistencia a la flexión 23

1.11.5.1.1. Ensayos sobre vigas 23

1.11.5.1.2. Ensayos sobre placas 28

1.11.5.2. Resistencia a la compresión 32

1.11.5.3. Resistencia al corte 33

1.11.5.4. Adherencia al sustrato 34

1.11.6. Modelos analíticos de falla 35

1.12. Aplicación del hormigón proyectado como soporte primario de túneles 36

1.12.1. Conceptos básicos de túneles 37


3

1.12.2. NATM: nuevo método austriaco de tunelería 39

CAPÍTULO 2: ALCANCES Y OBJETIVOS DEL TRABAJO


2.2. Alcances y objetivos 41

CAPÍTULO 3: DESCRIPCIÓN DEL CASO DE ESTUDIO. ACTIVIDADES

REALIZADAS EN OBRA Y EN LABORATORIO


3.1.1. Modelos de diseño estructural 44

3.2. Características del hormigón 46

3.2.1. Materiales componentes básicos 47

3.2.2. Macrofibras 48

3.2.2.1. Fibra metálica 48

3.2.2.2. Fibra sintética tipo A 49

3.2.2.3. Fibra sintética tipo B 49

3.2.3. Diseño de la mezcla 50

3.3. Equipos 51

3.4. Elaboración de paneles y probetas de hormigón proyectado 52

3.5. Ensayos convencionales 55

3.5.1. Ensayo a compresión 55

3.5.2. Ensayo a flexión simple 55

3.6. Ensayo a flexo-compresión 55

3.6.1. Antecedentes 55

3.6.2. Dispositivo Nº1 57

3.6.3. Mejoras planteadas al dispositivo Nº1 60

3.6.4. Desarrollo del dispositivo Nº2 60

3.6.5. Procedimiento de ensayo 62

CAPÍTULO 4: RESULTADOS


4.2. Ensayos a compresión 64

4.3. Ensayos a flexión simple 69

4.4. Ensayos a flexo-compresión 76

4.5. Resultados según el tipo de hormigón 90

CONCLUSIONES 96

BIBLIOGRAFÍA 98


4

INTRODUCCIÓN

En la actualidad, el hormigón proyectado constituye un elemento indispensable en obras de

tunelería de todo el mundo. Entre sus principales ventajas se encuentran su fácil adaptación

a las necesidades de la obra, rapidez de colocación y economía.

La adición de fibras le otorga gran ductilidad y tenacidad permitiendo obtener condiciones

más seguras durante el avance de la excavación. El reemplazo de mallas por fibras se hace

cada vez más frecuentemente por varios motivos, a saber: el posicionamiento y anclaje de

las mallas puede ser difícil, implica consumo de tiempo, genera condiciones inseguras y

mayores costos. Además, la presencia de mallas puede ocasionar inconvenientes en la

colocación del hormigón proyectado que resultan en una menor calidad del soporte.

En Argentina, hasta el momento no se ha impuesto el uso del hormigón proyectado con

fibras debido a la poca cantidad de estudios locales que provean a los proyectistas de

estructuras información para su dimensionamiento.

Por otra parte, no existen a nivel mundial ensayos normalizados que permitan evaluar el

comportamiento a flexo-compresión de este material compuesto, lo que conduce a que el

cálculo estructural se base en parámetros obtenidos a partir de ensayos a flexión simple que

no se corresponden con la respuesta del hormigón sujeto a la verdadera solicitación global.

Frente a este panorama, el presente trabajo constituye un primer avance en el estudio del

hormigón proyectado reforzado con macrofibras solicitado a flexo-compresión,

desarrollando una metodología para evaluar su comportamiento.

A tal fin, se diseñó y construyó en el Laboratorio de Materiales y Estructuras de la FIUBA

un dispositivo para el ensayo a flexo-compresión de testigos prismáticos.

Se realizaron pruebas a compresión, flexión simple y flexo-compresión sobre muestras

extraídas de paneles proyectados en obra empleando tres tipos distintos de macrofibras

como refuerzo: una metálica y dos sintéticas. Las cuantías de fibras utilizadas fueron las

recomendadas por los fabricantes para las condiciones y equipos disponibles en la obra.

También se evaluó el desempeño del hormigón sin refuerzo de fibras.

Adicionalmente, se presenta un estado del arte del hormigón proyectado y un análisis

integral de la obra tomada como caso de estudio.


5

CAPÍTULO 1: CONOCIMIENTOS BÁSICOS SOBRE HORMIGÓN

PROYECTADO REFORZADO CON MACROFIBRAS Y SUS APLICACIONES

1.1. Introducción

El uso del hormigón proyectado se encuentra en continuo crecimiento en todo el mundo

gracias al avance logrado en el desarrollo de equipos y en el campo de los materiales.

Para su aplicación exitosa es necesario poseer un conocimiento cabal de sus características

intrínsecas distintivas de otros hormigones y de los métodos de colocación.

Con este objetivo, se realizó una amplia investigación bibliográfica recurriéndose a fuentes

reconocidas internacionalmente en la tecnología del hormigón proyectado, para presentar

un sumario de las prácticas consensuadas y recomendadas actualmente en el ámbito

mundial.

1.2. Reseña histórica

El primer antecedente del hormigón proyectado es atribuido a una mezcla de cemento y

arena lanzada neumáticamente por una pistola, introducida en la industria de la

construcción de Estados Unidos en 1910. Al producto de este dispositivo se lo denominó

comercialmente como Gunite. En los años siguientes surgieron nuevas marcas comerciales

con diversos nombres que esencialmente efectuaban el mismo proceso. En la década del 30

se introdujo el término genérico shotcrete para denominar el proceso de gunitado. En 1951,

el American Concrete Institute (ACI) adoptó el término shotcrete para describir el método

de proyectado por vía seca. Actualmente también se aplica para el proceso de proyección

por vía húmeda y el término ha ganado una amplia aceptación en Estados Unidos.

Durante la década del 50 se introdujeron pistolas para el método de mezcla por vía seca

que aplicaban hormigones con agregados gruesos, equipamiento para mezclas por vía

húmeda y la pistola rotativa, un dispositivo de alimentación continuo. Estas innovaciones

aseguraron la utilidad, flexibilidad y efectividad general del proceso [1].


6

1.3. Definición de hormigón proyectado

La European Federation of National Associations Representing Producers and Applicators

of Specialist Building Products for Concrete (EFNARC) define al hormigón proyectado

como una “mezcla de cemento, agregados y agua proyectado neumáticamente desde una

boquilla a una superficie para producir una masa densa y homogénea. El hormigón

proyectado normalmente incorpora aditivos y también puede incluir adiciones o fibras o

una combinación de éstos” [2].

Por su parte, el Comité 506 del ACI define al shotcrete como un “mortero u hormigón

neumáticamente proyectado a alta velocidad sobre una superficie” [1].

1.4. Las técnicas de proyección: vía seca y vía húmeda

Existen en la actualidad dos métodos de proyección: vía seca y vía húmeda.

El método por vía seca es aquel en el cual los materiales cementicios y los agregados son

dosificados y mezclados en una máquina fabricada a tal efecto, donde la mezcla es

presurizada mediante aire comprimido y conducida a través de mangueras hasta una

boquilla de proyección. Allí, se agrega el agua para hidratarla y lanzarla continuamente

sobre una superficie.

El método por vía húmeda se caracteriza por dosificar y mezclar conjuntamente los

materiales cementicios, los agregados y el agua. Luego la mezcla es introducida en un

equipo adecuado que la conduce a una boquilla y es neumáticamente proyectada.

Ambas técnicas tienen sus ventajas y desventajas, y la selección de una u otra metodología

dependerá de los requisitos del proyecto, de la disponibilidad del equipamiento

correspondiente y del personal encargado de ejecutarla.

Hasta hace algunos años el método más utilizado era el de proyección por vía seca, pero

hoy en día la tendencia ha cambiado. El método por vía húmeda ofrece un mejor ambiente

de trabajo, mayor calidad, uniformidad y producción.


7

Método por vía seca Método por vía húmeda

Control instantáneo sobre el agua de

mezclado y la consistencia de la mezcla

en la boquilla para adecuarse a

condiciones de campo variables.

El agua de mezclado es controlada por el

equipo dosificador y puede ser medida

con precisión.

Más adecuado para hormigones con

agregados livianos, materiales

refractarios y requerimientos de

resistencia temprana.

Mayor seguridad de que el agua está

completamente mezclada con los otros

materiales.

Capaz de ser transportado por largas

distancias.

Menor polvo y pérdida de cemento

durante la aplicación.

Las características al comienzo y al final

de la colocación son comparativamente

mejores con desperdicio mínimo y mayor

flexibilidad en la colocación.

Normalmente tiene menor rebote

resultando en menos material

desperdiciado.

Capaz de producir mayores resistencias. Se puede obtener mayor producción.

Tabla 1. Comparación entre métodos por vía seca y por vía húmeda [1].

Teniendo en cuenta que el hormigón proyectado es un método de colocación, sus

componentes básicos son los mismos que constituyen un hormigón convencional.

Adicionalmente, a fin de desarrollar las condiciones y propiedades necesarias para cumplir

su función específica, se emplean diversos aditivos y adiciones. En los siguientes

parágrafos se mencionan brevemente las características habituales de los materiales

constituyentes.

1.4.1. Características de las mezclas proyectadas por vía seca

Cemento

Los tipos de cemento empleados en los casos más comunes son Portland normal o de alta

resistencia inicial. Usualmente se utiliza una proporción de cementante que varía entre 350

y 450 kg/m3 de hormigón. El contenido real de cemento en el hormigón colocado será

mayor debido al rebote. El principal efecto del rebote es la pérdida del agregado de mayor


8

tamaño, que conduce a un aumento en la proporción de cemento si se lo compara con la

mezcla inicial [3].

Relación agua/materiales cementicios

Esta relación tiene una influencia fundamental en la calidad de un hormigón. El agua total

utilizada en la mezcla se compone del agua añadida en la boquilla y la humedad ya

presente en los agregados. En la proyección por vía seca no hay un valor definido para la

relación agua/materiales cementicios debido a que el operario de la boquilla es quien

controla y regula la cantidad del agua de mezcla. Valores recomendados para este factor

son: 0,3 a 0,4 (Morgan, 1991); 0,45 a 0,55 (Japan Tunnelling Association, 1991) y menor o

igual a 0,5 (DIN 18551, 1992) [4].

Agregados

Pueden usarse agregados de peso específico normal y liviano, siendo los primeros los más

comunes. La curva granulométrica debería encontrarse en la zona sombreada de la Figura

1. La región más fina resulta adecuada para mezclas por vía seca, aunque una alta

proporción de finos menores a 0,25 mm pueden presentar problemas de polvo si no se

realiza un humedecimiento previo. Para mezclas por vía seca, la humedad natural de los

agregados debe ser lo más constante posible y menor al 6%. A mayor tamaño máximo se

obtiene mayor rebote, por lo tanto, se recomienda emplear normalmente un tamaño

máximo de 10 mm y eventualmente de hasta 16 mm. El módulo de finura de la arena debe

oscilar entre 2,8 y 3,2 [1,4].

Aditivos

Entre los más importantes figuran los acelerantes de fraguado; estos aditivos reducen el

tiempo de fraguado y el hormigón desarrolla una resistencia inicial mayor, lo cual permite

aplicar capas subsecuentes con mayor rapidez y espesor.

Además de los acelerantes, los otros aditivos utilizados en el proceso de proyección en

seco son los aglomerantes de polvo, los cuales reducen la formación del mismo. Sin

embargo, se emplean poco [5].


9

Figura 1. Zona de graduación de agregados recomendada por EFNARC [2].

Adiciones minerales

Entre las más utilizadas figuran la microsílice (humos de sílice) y las cenizas volantes (fly

ash). La microsílice conduce a una importante mejora en la calidad del shotcrete, que se

manifiesta en una mayor resistencia a compresión, mayor densidad, mejor adherencia,

reducción del rebote hasta del 50% y mejor bombeabilidad [5].

1.4.2. Características de las mezclas proyectadas por vía húmeda

Se considera válido para este caso lo mencionado para las mezclas por vía seca, con las

salvedades que se indican a continuación.

Cemento

Para mezclas húmedas normalmente se utiliza un contenido de cemento que varía entre

400 y 500 kg/m3 de hormigón [3].

Relación agua/materiales cementicios

En la proyección por vía húmeda se tiene control de la relación agua/materiales

cementicios debido a que la mezcla es preparada en una planta dosificadora. Los valores


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recomendados en la bibliografía son: 0,4 a 0,5 (Morgan 1991) y 0,5 a 0,65 (Japan

Tunnelling Association 1991) [4].

Agregados

Para el método de colocación por vía húmeda se deben observar los siguientes criterios:

- Tamaño máximo: 8-10 mm, debido a limitaciones del equipo de bombeo y también

para evitar grandes pérdidas por rebote.

- Los materiales finos demasiado pequeños producen segregación, mala lubricación y

riesgo de atascamiento. Sin embargo, para hormigones proyectados con fibras, el

sobrante de material fino es importante tanto para el bombeo como para la

compactación.

- Ninguna fracción de los agregados debe constituir más del 30% del total [5].

Aditivos

Los aditivos tienen como finalidad lograr propiedades específicas en el hormigón fresco y

en el endurecido. Los más comúnmente utilizados en las mezclas húmedas son:

estabilizantes, acelerantes, plastificantes o superplastificantes e incorporadores de aire.

Los estabilizantes resultan indispensables para mantener la trabajabilidad y extender el

tiempo de abierto durante el transporte y colocación sin afectar la calidad del hormigón.

Pueden mantener al material “dormido” desde algunas horas hasta tres días, según la dosis

aplicada. Para reactivar la hidratación se agrega el acelerante durante la proyección.

Los beneficios brindados por los plastificantes son: reducción de la demanda de agua para

una dada fluidez, cohesión en estado plástico y mayor bombeabilidad.

Respecto a los incorporadores de aire, otorgan resistencia a ciclos de congelamiento y

deshielo, cohesión y mayor fluidez al hormigón fresco [5].

Adiciones minerales

El empleo de microsílice proporciona las siguientes propiedades:

- Mejor capacidad de bombeo: lubrica y previene la exudación y la segregación.

- Menor desgaste del equipo y de las mangueras de bombeo.

- Mayor cohesión en estado fresco y, por lo tanto, menor consumo de acelerante.

- Resistencias mecánicas superiores.

- Mayor durabilidad.


11

- Menor rebote.

En shotcrete reforzado con fibras ofrece además:

- Mayor facilidad de mezcla y distribución de las fibras.

- Menor rebote de las fibras.

- Mejor enlace entre la matriz de cemento y las fibras.

Debido a la fineza de la microsílice, al agregarla al hormigón se precisan dosis elevadas de

un plastificante para dispersarla [5].

1.5. Armaduras de refuerzo

Como armaduras se suelen utilizar mallas galvanizadas electrosoldadas con o sin cerchas

formadas por barras convencionales soldadas (Figura 2).

Cuando la estructura no está sujeta a cargas o las mismas son limitadas es recomendable

colocar mallas, limitando el desarrollo de fisuras por contracción y por tensiones debidas a

gradientes de temperatura. El dimensionamiento se realiza utilizando los mismos criterios

que en el hormigón armado convencional.

El uso combinado de mallas y barras se emplea cuando las mallas solas no resultan

estructuralmente suficientes. Además las barras limitan la deformación del conjunto

durante su instalación y la aplicación del hormigón.

Se requiere tomar recaudos en la separación y colocación de las armaduras debido a que

grandes concentraciones interfieren en la colocación del hormigón, pudiendo provocar la

formación de nidos de abejas (efecto sombra).

Las buenas prácticas dicen que se deben utilizar diámetros pequeños. Las mallas

habitualmente empleadas son de alambres de 3,4 y 4,2 mm de diámetro con una separación

de 10 cm en ambas direcciones. Las barras raramente son utilizadas para hormigones

proyectados de espesores menores a 40 mm.

El recubrimiento mínimo de las armaduras debe ser determinado de acuerdo con las

condiciones ambientales de exposición.

Las armaduras se deben colocar firmemente en su posición mediante anclajes para evitar

su movimiento o deformación y deben ser removidos el laminillo suelto, óxido, aceite,

barro u otras coberturas que puedan disminuir su adherencia con el hormigón [1].


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Figura 2. Armaduras de refuerzo: mallas y cerchas.

1.6. Diseño de la mezcla

Usualmente el diseño de las proporciones de un hormigón proyectado está basado en una

resistencia característica a compresión especificada a una determinada edad.

Las principales razones de la existencia de variaciones en la resistencia in situ son la

naturaleza del proceso de proyección, el tipo de equipo empleado y la capacidad del

operario. Esto es sobretodo válido en el método por vía seca donde, además de ser

responsable de lograr una apropiada colocación, regula y controla el contenido de agua,

variable que puede causar fluctuaciones en la resistencia.

En ciertas aplicaciones, en particular aquellas que utilizan pequeños espesores de

shotcrete, hay otras características tanto o más importantes que la resistencia a compresión,

por ejemplo, la permeabilidad y la durabilidad.

Debido a la existencia de un amplio espectro de equipos de proyección, no hay un único

criterio de dosificación que pueda ser aplicado en todos los casos. No obstante, existen dos

formas generales de alcanzar la especificación de un hormigón proyectado: el método por

performance y el método prescriptivo.

Especificación por performance

Establece la calidad requerida y los constructores deberán decidir cómo van a alcanzarla.

Comúnmente, las siguientes propiedades son especificadas:

a. Tipo de cemento

b. Granulometría del agregado

c. Resistencia a compresión a una determinada edad


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d. Asentamiento, si es por el método húmedo

e. Contenido de aire, si es por el método húmedo

f. Requerimientos específicos si se utilizan aditivos

Es común en muchas aplicaciones especificar únicamente la resistencia a compresión.

Especificación prescriptiva

Debería utilizarse para trabajos especiales o para limitar el trabajo con un tipo particular de

shotcrete.

Las siguientes características son típicamente especificadas:

a. Tipo de cemento y contenido

b. Granulometría del agregado, peso o volumen

c. Aditivos y dosaje

d. Asentamiento, si es por el método húmedo

e. Contenido de aire, si es por el método húmedo

Se recomienda utilizar la especificación por performance siempre que sea posible [1].

1.7. Dosificación y mezclado

Los componentes pueden ser dosificados por volumen o peso pero este último es

preferible.

Los aditivos en el hormigón proyectado por vía húmeda son agregados en la etapa de

mezclado y/o en la boquilla. Los acelerantes deben ser introducidos únicamente en la

boquilla.

Al diseñar la mezcla se debe tener en cuenta las siguientes características producto del

proceso de gunitado:

- El shotcrete colocado tiene una mayor proporción de cemento que el diseñado

debido al rebote. El rebote elimina un alto porcentaje de agregados gruesos. Este

fenómeno sumado a que en general el contenido de cemento suele ser mayor que en

un hormigón convencional, incrementa la posibilidad de problemas por contracción

y fisuración superficial. Esta situación es menos crítica en la vía húmeda que en la

seca.

- El asentamiento debería ser generalmente el mínimo que pueda ser manejado por la

bomba. El rango normalmente varía entre 40 a 75 mm. Mayores asentamientos


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pueden provocar un hormigón más débil y su deslizamiento por las paredes

verticales o hastiales.

- El hormigón por vía húmeda puede tener aire intencionalmente incorporado en un

rango habitual entre 5 a 8%. Hay una pérdida de aire y asentamiento debido al

pasaje por la bomba y al proceso de proyección.

- La distribución granulométrica del hormigón colocado será marcadamente más fina

que la mezclada debido al rebote [1].

1.8. Colocación

La calidad de la aplicación del gunitado depende del operador, del control del agua de la

mezcla, de la velocidad de salida en la boquilla y de la técnica en la manipulación de la

boquilla. Siempre que sea posible las secciones deberán ser proyectadas en todo su espesor

de diseño en una sola capa para reducir la posibilidad de formación de juntas frías y

laminación. La distancia más común de la boquilla al frente es de 0,8 a 1,6 m. Como regla

general, la boquilla debería ser sostenida perpendicularmente a la superficie, pero nunca a

más de 45º. La boquilla debe rotar realizando pequeños círculos u óvalos [1].

1.8.1. Efectos no deseados del método de colocación

El rebote y el exceso de aspersión (overspray) son dos fenómenos no deseados del

gunitado y pueden ser controlados o minimizados.

El rebote, como ya se mencionó anteriormente, es una pérdida de material (agregados y

pasta) producto de la colisión del hormigón con la superficie de aplicación, armaduras o

los mismos agregados. La magnitud del rebote varía con la posición de trabajo, presión del

aire, contenido de materiales cementantes, contenido de agua, tamaño máximo y

graduación de los agregados, densidad de armaduras y espesor de la capa proyectada.

En el principio del proceso el rebote es mayor, pero una vez que se forma una capa plástica

de hormigón éste disminuye.

Como regla básica, el material del rebote no debe ser reutilizado en futuras mezclas.

El exceso de aspersión ocurre cuando parte del material proyectado no permanece

depositado en la superficie donde se lanza, quedando adherido un material delgado y

segregado de baja calidad. Esto se observa principalmente cuando se proyecta sobre


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mallas, barras o cerchas. El mismo debe ser removido, preferentemente antes de que

endurezca. Este fenómeno se puede dar en ambos métodos de proyección con similares

características [1].

1.9. Curado

El hormigón proyectado, al igual que el convencional, debe ser apropiadamente curado

para que desarrolle su resistencia y durabilidad potencial. Esto es particularmente crítico en

secciones delgadas, superficies texturadas y bajas relaciones agua/cemento. La mejor

forma de curar al hormigón es mantenerlo continuamente húmedo durante siete días con

una temperatura mayor a 5 ºC. Cuando las condiciones de secado del hormigón no son

severas, también es posible utilizar membranas de curado.

El curado natural se permite cuando la humedad relativa está por encima del 95% [6].

1.10. Aplicaciones

El hormigón proyectado presenta una serie de ventajas sobre el hormigón convencional en

una variedad de construcciones y trabajos de reparación.

Es particularmente apropiado cuando resulta imposible o no es práctico armar encofrados,

en zonas de difícil acceso, cuando se requieren capas delgadas o de espesor variable o

directamente la colocación normal no es aplicable. Además, su excelente capacidad de

adherirse a diversas superficies rellenando grietas y fisuras (efecto de cuña), es una

importante característica a considerar al momento del diseño.

Algunas aplicaciones son:

• Estructuras nuevas. Techos, cáscaras delgadas, paredes, tanques pretensados,

edificios, presas, canales, piletas de natación, barcos, cloacas, fundaciones,

conductos y rocas artificiales.

• Soporte y encamisado. Hormigón existente, mampostería, suelo, roca, túneles,

cañerías de acero, parrales, madera, protección de taludes, control de erosión y

protección contra fuego para acero (fireproofing).

• Reparación. Hormigón deteriorado en puentes, alcantarillas, cloacas, presas, silos,

túneles, pozos, estructuras de retención de agua, edificios, tanques, muelles,

rompeolas, mampostería deteriorada y estructuras de acero.


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• Refuerzos. Vigas, columnas, losas y muros de hormigón, muros de mampostería,

estanterías de acero, tanques y cañerías.

• Hormigón proyectado refractario. Construcción, mantenimiento y reparación de

horno, calderas, incineradores, plantas generadoras de energía y otros [1].

1.11. Hormigón proyectado reforzado con fibras

El hormigón es un material frágil con baja resistencia a la tracción y capacidad de

deformación en la rotura. Estos inconvenientes son comúnmente resueltos mediante la

adición de acero en barras o mallas. Las armaduras son continuas y se ubican

específicamente en la estructura para optimizar su uso [7]. En el caso del hormigón

proyectado ya se han comentado los problemas que surgen de la utilización de armaduras

(nidos de abejas, rebote, exceso de aspersión). Particularmente en la construcción de

túneles y minas, la colocación de las mismas constituye en si una actividad crítica debido a

la posibilidad de desmoronamiento -que pone en riesgo la seguridad de los operarios- y a la

dificultad de adaptarlas al perfil irregular de la excavación. Además requiere un importante

consumo de tiempo y costos asociados.

Como alternativa a esta situación existe la posibilidad de adicionar fibras al hormigón

proyectado, las cuales son elementos discretos que generalmente se distribuyen

aleatoriamente en la masa del hormigón.

Al producirse la fisuración, las fibras cosen las grietas retardando o impidiendo su

propagación y otorgando, en consecuencia, ductilidad al material compuesto.

Los beneficios proporcionados por las fibras al hormigón proyectado son: mayor

resistencia a flexión y corte, tenacidad, dureza, resistencia al impacto, resistencia a la

fisuración por contracción, estanqueidad, resistencia al fuego y capacidad de adherencia [5].

En la Figura 2.a se observa como quedaría colocada una capa de hormigón proyectado

sobre una malla con deficiencias en el diseño (inadecuado diámetro, separación del

alambre) o en la proyección. La presencia de la malla puede fijar el espesor del refuerzo

necesario para recubrirla adecuadamente. La Figura 2.b grafica la capacidad del hormigón

proyectado reforzado con fibras de adaptarse al perfil de la excavación, resultando en un

ahorro de material y una estructura menos permeable.


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Figura 3. Diferencia en el consumo de hormigón proyectado cuando se utiliza (a) mallas soldadas y

(b) refuerzo con fibras [8].

No obstante, en ciertas circunstancias, puede ser favorable para el comportamiento

estructural regularizar la sección del túnel con el consecuente mayor consumo de hormigón

que implica. En su trabajo “Comportamiento del hormigón proyectado sobre contornos

irregulares de túneles” Chavero Villalonga concluye que si bien la configuración

geométrica global de la sección juega un papel preponderante, las pequeñas irregularidades

afectan localmente al hormigón, desarrollando tensiones superiores y desiguales a lo largo

del contorno del sostenimiento. Aumentan los desplazamientos de la roca situada en las

salientes hacia el túnel generándose tensiones de tracción en el recubrimiento de hormigón.

Respecto a la distribución no uniforme de espesores de hormigón, afirma que las zonas con

mayores espesores generan zonas más seguras, pero los cambios bruscos de espesor serán

concentradores de tensiones. “Una distribución irregular del hormigón proyectado produce

una respuesta en desplazamientos peor que si el espesor fuera constante, además del

consiguiente desaprovechamiento de cierto volumen de hormigón. De todos modos,

distribuciones irregulares de hormigón que vayan en el sentido de regularizar la sección

serán positivas” [9].

1.11.1. Historia

El uso de fibras para el refuerzo de materiales frágiles no es una innovación. El hombre las

ha utilizado desde hace más de dos mil años. Antes del siglo pasado las fibras eran de

polímeros de origen natural, como pelos de caballo y vegetales. En 1898, comenzaron a


18

usarse fibras de asbesto en una matriz cementicia mediante la invención del proceso

Hatschek. El uso del asbesto tuvo un gran desarrollo durante la primera mitad del siglo

XX, pero debido a sus efectos nocivos en la salud nuevos tipos de fibras fueron

desarrolladas en las décadas del 60 y 70.

Las fibras metálicas tuvieron su aparición en los 60 en Estados Unidos. Desde entonces

han ocurrido una sustancial cantidad de investigaciones, desarrollos, experimentos y

aplicaciones industriales de las fibras metálicas en el hormigón. A finales de los años 50 en

la USSR se estudió la posibilidad de usar fibras de vidrio como refuerzo. Rápidamente se

descubrió que las fibras de vidrio convencionales eran atacadas por los álcalis de la pasta

de cemento y se llevaron a cabo investigaciones para desarrollar fibras resistentes a los

álcalis [7].

En 1968 se diseñaron por primera vez microfibras de polipropileno en Europa.

Las fibras metálicas fueron utilizadas por primera vez con hormigón proyectado en un

trabajo experimental dirigido por Lankard en 1971 en Estados Unidos. La primera

aplicación práctica ocurrió en 1973, en un túnel de la presa Ririe en el mismo país.

Las fibras macrosintéticas para hormigón proyectado fueron desarrolladas a mediados de

los 90 [10].

1.11.2. Tipos de fibras

Las fibras pueden ser metálicas, de vidrio, de carbono, polímeros sintéticos y materiales

naturales. En este trabajo sólo se considerarán las fibras metálicas y sintéticas por ser las

más comúnmente usadas.

Las fibras para hormigón proyectado se clasifican generalmente según el diámetro en

micro o macrofibras. El límite convencional está dado por el diámetro equivalente de 0,3

mm.

Las características más importantes que controlan el comportamiento de las fibras de un

determinado material son la esbeltez y la forma. La esbeltez se define como la relación

entre la longitud y el diámetro equivalente (diámetro de un círculo con igual área).

Esbelteces típicas de macrofibras de longitud entre 19 y 50 mm se encuentran en el rango

de 40 a 80 [10].

A medida que aumenta la esbeltez o el contenido total de fibras, se incrementan las

resistencias a la flexión, impacto, fisuración, tenacidad y ductilidad, pero se dificulta el


19

mezclado, bombeo y proyección. Por lo tanto, existen límites prácticos para la cantidad y

tamaño de las fibras dependiendo de la forma de las mismas.

Para mejorar el mezclado algunos tipos de fibras se aglutinan en grupos de 30 a 50 con un

pegamento soluble en agua y se añaden a la mezcla como un agregado extra.

La forma de las fibras también cumple un rol fundamental en el comportamiento resistente

del material compuesto. En el caso de las metálicas la forma más habitual es con ganchos

en los extremos. Los mismos le proveen anclaje en la masa del hormigón incrementando la

ductilidad del conjunto.

Numerosos autores han estudiando esta característica. A continuación se muestran figuras

de dos ejemplos.

Figura 4. Arriba: Diversas formas de fibras sintéticas. Abajo: Ensayo de arrancamiento [11].


20

Figura 5. Comparación de absorción de energía a partir del ensayo de arrancamiento de varios tipos

de fibras sintéticas [11].

Figura 6. Performance de varios tipos de fibras metálicas en proyección por vía seca. Extraído de

Banthia et al, 1992 y 1994.

1.11.2.1. Microfibras

Las microfibras sintéticas no son estructurales. Su longitud puede oscilar entre 7 y 65 mm.

Son adecuadas para reducir las fisuras originadas por la contracción plástica del hormigón.

Además, las fibras de polipropileno presentan un buen comportamiento frente a las llamas.

Expuesto al fuego, el agua de la cara caliente se evapora trasladándose hacia la cara fría y

llenando los vacíos de la matriz hasta la saturación. Cuando el calor llega a esa capa

saturada se generan grandes presiones de vapor que producen la rotura del hormigón. Si se

adicionan microfibras, éstas se fusionan y forman pequeños canales por donde el vapor

puede escapar fácilmente, reduciendo significativamente los daños [12]. Por lo tanto, las

microfibras son complementarias a las macrofibras.


21

En lo siguiente no se volverá a hacer mención a este tipo de fibras, salvo que se indique

explícitamente.

1.11.2.2. Macrofibras

Metálicas

Las fibras metálicas usadas en hormigón proyectado en general tienen una longitud entre

19 y 35 mm y un diámetro equivalente entre 0.4 y 0.8 mm [10].

Poseen relativamente alta resistencia y módulo de elasticidad y están protegidas de la

corrosión por el medio alcalino de la matriz cementicia.

Para su empleo es conveniente que tengan una longitud mínima de dos veces el árido de

mayor tamaño por cuestiones de anclaje. También debe considerarse que las fibras posean

una longitud menor a 2/3 del diámetro de la manguera de bombeo [5].

Sintéticas

Las macrofibras sintéticas son estructurales. Sus longitudes varían entre 20 y 60 mm,

teniendo en cuenta que debe superar tres veces el tamaño máximo del árido. A diferencia

de las fibras metálicas, tienen un bajo módulo de elasticidad y son menos resistentes.

Poseen una ventaja sobre aquellas en el mezclado y colocación debido a su flexibilidad.

Propiedad Fibra metálica Microfibra sintética Macrofibra sintética

Módulo de

elasticidad 200 GPa 3-5 GPa 5-10 GPa

Resistencia a

tracción 800-2500 MPa 30-40 MPa 40-60 MPa

Def. a rotura 15% 100-150% 60-80%

Densidad 7,86 t/m3 0,91 t/m3 1,12 t/m3

Dosis empleada 30-60 kg/m3 0,6-1,0 kg/m3 4,0-9,0 kg/m3

Tabla 2. Propiedades y proporciones de las fibras [13].


22

1.11.3. Diseño de las mezclas con fibras

Si bien normalmente los hormigones proyectados con fibras son diseñados para alcanzar

una determinada resistencia a la compresión, cada vez es más frecuente que se especifique

sobre la base de una o varias características asociadas al comportamiento post-fisurado del

hormigón como la resistencia última a la flexión, resistencia residual, energía absorbida y

tenacidad [10].

Por otra parte, resulta común adicionar materiales suplementarios a los del hormigón

proyectado sin fibras como humos de sílice y cenizas volantes. Éstos permiten colocar

espesores más delgados sin deslizamientos y con menor rebote de fibras en situaciones que

se requiere proyectar en superficies verticales y sobrecabeza.

Mezcla por vía húmeda

Debido a que el rebote de macrofibras en la proyección por vía húmeda en general es

menor, la cuantía de fibras adicionada suele ser menor que en las mezclas secas para una

misma performance post-fisuración. Las dosis de fibras usualmente utilizadas para fibras

metálicas están en el rango de 12 a 60 kg/m3. En el caso de macrofibras sintéticas éstas

varían entre 4 y 9 kg/m3. Las microfibras sintéticas son normalmente usadas en el rango de

0,6 a 2,4 kg/m3 [10].

Mezcla por vía seca

En este caso normalmente las cuantías de fibras son mayores que las cantidades agregadas

en la proyección por vía húmeda. Se ha observado que ciertas fibras sintéticas no se

adhieren a la pasta de cemento y tienden a separarse del hormigón durante la proyección,

por lo tanto, no todas las fibras sintéticas son compatibles con el proceso de proyección por

vía seca [10].

1.11.4. Mezclado, equipos y colocación

En general no existen grandes diferencias respecto al mezclado, equipos y colocación

implementados para el hormigón proyectado sin fibras.

Se recomienda colocar las fibras a una velocidad no mayor de 45 kg/min en el caso de

fibras metálicas y de 4,5 kg/min para las fibras sintéticas. A fin de evitar la formación de


23

pelotas se deben utilizar tamices o mallas adecuadas. Además, se recomienda que el mixer

gire a velocidad máxima durante la dosificación de las fibras y al menos a 40 rev/min

después de finalizada la misma. El objetivo de tomar estas medidas es lograr la máxima

homogeneidad posible en la distribución de las fibras en el volumen de hormigón.

En el caso particular de mezcla por vía seca resulta necesario prehumedecer la misma para

reducir el rebote de fibras [10].

1.11.5. Características resistentes del hormigón proyectado con fibras. Ensayos

1.11.5.1. Resistencia a la flexión

Las macrofibras son agregadas al hormigón para incrementar la resistencia a flexión post-

fisuración. Esta característica está asociada a la capacidad de absorber energía después del

agrietamiento [10]. Existen dos métodos de ensayo de la American Society for Testing

Materials (ASTM) para evaluar la tenacidad del hormigón proyectado con fibras: la norma

C1609/C1609M y la C1550. Por su parte, la EFNARC propone otros dos métodos.

También se mencionarán el método JSCE-SF4 de la Sociedad Japonesa de Ingenieros

Civiles y el dado por la RILEM TC 162-TDF. Existen otros procedimientos de ensayo, sin

embargo éstos son los más utilizados y estudiados en la bibliografía.

1.11.5.1.1. Ensayos sobre vigas

Figura 7. Diagrama del dispositivo para el ensayo a flexión de hormigón por el método del tercer

punto de carga, empleado en la norma ASTM C1609/C1609M y en la ex norma ASTM C1018 [14].


24

La norma ASTM C1609/C1609M propone un ensayo sobre vigas a flexión con cargas en

los dos tercios de la luz. La probeta mide 100x100x350 mm y es aserrada de paneles del

hormigón a evaluar. La luz libre entre apoyos es de 300 mm. Se mide la deflexión central

de la viga para graficar la curva carga-desplazamiento. Se determinan las cargas de post-

fisuración para las deflexiones preestablecidas de valores L/600 y L/150 y son convertidas

a resistencias residuales usando un análisis elástico. Se informa como la tenacidad el área

limitada por la curva carga-desplazamiento y la abcisa deflexión de valor L/150 [15].

La norma ASTM C1609/C1609M surgió como reemplazo de la ASTM C1018 anulada en

el año 2005. La diferencia en los métodos se encuentra en los valores de las deformaciones

predefinidas a determinar. La ex norma ASTM C1018 establecía la necesidad de

determinar la carga en la cual se produce la primera fisura. Para dicha carga se debía

identificar la deflexión asociada llamada δ y luego registrar las cargas correspondientes a

las siguientes deflexiones: 3δ, 5,5δ y 10,5δ [16]. Con estos valores se determinaban índices

de tenacidad y factores de resistencia residual. Se puede concluir rápidamente que al

introducirse un error en la difícil medición de la deflexión δ se generarán nuevos errores en

fijar los demás puntos de registro. Es por esto que este método de ensayo ofrecía una gran

dispersión y finalmente resultó anulado.

Figura 8. Esquema de las deflexiones a medir según la ex norma ASTM C1018 [16].

En los siguientes gráficos se puede observar una comparación de las dos normas para una

misma curva hipotética de carga-desplazamiento.


25

Figura 9. Ejemplos de cálculo de parámetros. Arriba: según la ex norma ASTM C1018. Abajo:

según la norma ASTM C1609 [15].

El método de la EFNARC para la determinación de la resistencia a flexión y resistencia

residual utiliza vigas con dimensiones de 75x125x600 mm, obtenidas de paneles revestidos

con shotcrete. El ensayo se realiza con cargas en los tercios de la luz libre de 450 mm de

longitud. Se determina la tangente a la parte recta inicial de la curva y se traza una paralela

a una distancia de 0,1 mm de la deflexión en la sección central de la viga, como se observa

en la Figura 10. La resistencia a flexión se obtiene a partir de la primera carga pico (P0,1)


26

determinada como el primer pico de carga antes de la paralela trazada (curvas B y C) o, si

la curva es monótona creciente, en la intersección de las mismas (curva A). La resistencia a

flexión se calcula como una tensión elástica de tracción equivalente en la fibra inferior.

Figura 10. Determinación de la carga pico P0,1 a partir de la curva carga-deflexión [2].

La resistencia residual se establece a través de la curva carga-deflexión determinando

valores de cargas correspondientes a desplazamientos predefinidos entre 0,5 y 4 mm según

las cinco clases de resistencias residuales de hormigón proyectado tabuladas por la

EFNARC [2].

Se debe destacar que, a diferencia de la ex norma ASTM C1018, no se realiza distinción

entre la carga a la primera fisura y la carga pico. El método de la EFNARC identifica la

primera carga pico y la limita en una banda de 0,1 mm de deflexión previendo la

posibilidad de hormigones con fibras con un largo plafón de fluencia [3].

El método JSCE-SF4 provee un valor único de tenacidad. Dada una curva carga-deflexión,

la tenacidad se define como el área encerrada por la curva y la abcisa de desplazamiento

L/150. Comparado con los otros procedimientos, no requiere determinar la carga pico o a

la primera fisura ni sus deflexiones asociadas, resultando un ensayo menos sensible e

inestable. Como desventaja se observa que el valor de tenacidad obtenido depende del

tamaño de la probeta. Como posible solución surge el factor de tenacidad que se calcula a

partir del valor de tenacidad y las características geométricas de la pieza. Tampoco

distingue entre el comportamiento previo y posterior a la fisuración y, por lo tanto,


27

distintas mezclas con comportamientos diferentes podrían tener un mismo valor teórico de

tenacidad [17].

El ensayo dado por la recomendación de la RILEM TC 162-TDF, actualmente norma

europea EN 14651, emplea vigas entalladas con carga central. Tiene por objetivo evaluar

la resistencia a la flexión definiendo parámetros dimensionales que consideran el

comportamiento post-pico. Inicialmente se aplicó sobre vigas de 150x150x500 mm con

una entalla de 25 mm. La ventaja de este método es que es simple y se controla a través del

desplazamiento de apertura de los bordes de la fisura (CMOD por el inglés Crack Mouth

Opening Displacement), que asegura una propagación estable. Las curvas carga-CMOD y

carga-deflexión obtenidas puede ser usadas para calcular las relaciones tensión-

deformación o tensión- ancho de fisura y, de este modo, evaluar el efecto de la

incorporación de las fibras.

Otras recomendaciones basadas en ensayos a flexión, tanto sobre vigas prismáticas como

paneles, fueron presentadas por Gopalaratnam y Gettu (1995). En su artículo, estos autores

concluyen que la determinación de la tenacidad de los hormigones reforzados con fibras a

través de los ensayos sobre vigas sin entallas con cargas a los tercios, deben ser mejoradas

considerando, entre otros, el uso de probetas prismáticas con relación largo/altura mayor

que cinco y recomiendan el uso de vigas con entallas sometidas a flexión con carga en el

centro, usando la CMOD como variable de control en un sistema de ensayo

servocontrolado de alta rigidez [18].

Figura 11. Ensayo a flexión de acuerdo a las recomendaciones de Gopalaratnam y Gettu (1995).

Según Carmona Malatesta et al [18], “el problema para proyectistas y contratistas es que los

parámetros de comportamiento en el estado post-fisuración basado en el ensayo de vigas,

generalmente ofrecen una exactitud muy baja. Ensayos realizados por Bernard (1999)


28

dieron como resultado una media del coeficiente de variación en el comportamiento post-

fisuración del 15% para el índice ASTM I30 (índice de tenacidad definido en la ex norma

ASTM C1018). Una situación similar sucede con el ensayo de flexión en tres puntos

propuesto por Rilem, en el que se tiene una dispersión relativamente elevada en los

resultados, entre el 20 y 30%. Por tal razón, se presenta una dificultad para poder

determinar los valores característicos del material”.

En general, los ensayos sobre vigas tienen la ventaja de dar su resultado en términos de

resistencia a flexión que puede ser directamente usado por los ingenieros estructuralistas en

el diseño.

1.11.5.1.2. Ensayos sobre placas

Existen dos ensayos sobre placas universalmente utilizados en la actualidad: el descrito por

la norma ASTM C1550 y el propuesto por el EFNARC.

El método de ensayo ASTM C1550 trata la determinación de la tenacidad flexional del

hormigón reforzado con fibras expresada como energía absorbida en el estado post-

fisuración, usando un panel redondo apoyado simétricamente en tres puntos y cargado en

el centro. La performance de los especimenes evaluados se cuantifica en términos de

energía absorbida entre el comienzo de la carga y ciertas deflexiones preestablecidas del

centro del panel. Éste tiene 800 mm de diámetro y 75 mm de espesor. Las deformaciones

en el centro del panel son registradas para trazar la curva carga-deflexión. Esta curva es

integrada para obtener la curva energía-deflexión [19].

Figura 12. Ensayo ASTM C1550 [19].


29

Figura 13. Curva carga-deflexión [20].

Figura 14. Vista en planta del ensayo y modo de rotura [20].

Figura 15. Moldeo de los paneles para el ensayo [20].

Según la norma, este ensayo de respuesta flexional biaxial exhibe un modo de falla

relacionado con el comportamiento in situ de estructuras como soporte de túneles y taludes


30

de shotcrete. La energía absorbida hasta un determinado desplazamiento central del panel

se usa para representar la habilidad de redistribuir esfuerzos posteriormente a la fisuración

de un hormigón reforzado con fibras.

El motivo del uso de un panel redondo con tres puntos de apoyo se basa en la buena

repetibilidad observada en laboratorio y en experiencias de campo.

Además, el uso de paneles redondos elimina el aserrado necesario para preparar las

probetas del ensayo de vigas [19].

El ensayo sobre placas de la EFNARC también tiene por objetivo valorar la tenacidad

flexional expresada como energía absorbida para una cierta deflexión central. Se emplea

un panel cuadrado de 600x600x100 mm apoyado continuamente en sus cuatro bordes y

cargado centralmente con una superficie de contacto de 100x100 mm.

La curva carga-deflexión debe ser continuamente registrada hasta alcanzar un

desplazamiento central de 30 mm. De esta curva se obtiene por integración la curva

energía-deflexión. La tenacidad se especifica como una determinada energía absorbida

para un desplazamiento central dado [2].

Según la recomendación, este ensayo ha sido diseñado para modelar de modo más realista

la flexión biaxial que puede ocurrir en ciertas aplicaciones particularmente en soporte de

rocas.

Las grandes ventajas del método son: las condiciones hiperestáticas de apoyo permiten la

redistribución de cargas, la forma cuadrada del panel es ideal para realizar ensayos de

hormigón con mallas y la baja dispersión en los resultados [3].

Actualmente este método de ensayo ha sido adoptado por la norma europea EN 14488-5.

Figura 16. Esquema del ensayo recomendado por la EFNARC [12].


31

Figura 17. Curvas obtenidas en el ensayo [12].

Figura 18. Modos de rotura para paneles con tenacidad (de izq. a der.): 80, 800 y 1250 Julios [12].

Figura 19. Ejemplo de dispositivo de ensayo de paneles EFNARC [12].

Los ensayos sobre paneles tienen la desventaja de que el resultado es informado en

términos de energía, lo cual no es conveniente para su uso como parámetro en el diseño.


32

Además, según Bernard no son válidas las correlaciones entre resultados de vigas y

paneles.

En la práctica habitual, los ensayos sobre vigas se utilizan para determinar la resistencia

residual disponible para determinadas fibras y cuantías, mientras que los ensayos sobre

paneles se usan para control de calidad [10].

1.11.5.2. Resistencia a la compresión

El modo de falla a compresión se puede modificar de frágil a más dúctil, dependiendo de

las fibras usadas y su cantidad [10]. Los testigos pueden ser extraídos in situ de la estructura

o de paneles proyectados. El diámetro mínimo recomendado es 50 mm. Alternativamente

pueden utilizarse cubos obtenidos de paneles con 60 mm de lado como mínimo [2]. Según

Rutenbeck (1976) la dispersión de resultados de ensayos realizados sobre cubos aserrados

es menor que los obtenidos sobre testigos cilíndricos para un mismo shotcrete.

Un factor determinante en la caracterización del comportamiento a compresión del

hormigón proyectado es el ángulo formado entre la dirección de ensayo y la de proyección.

Keyter y Drescher [21] realizaron una serie de ensayos sobre testigos cilíndricos reforzados

con fibras metálicas de los que obtuvieron los siguientes resultados:

- La resistencia a compresión de los testigos extraídos en dirección perpendicular a la

de proyección es aproximadamente un 25% mayor que aquellos extraídos en la

dirección de proyección. Esto puede atribuirse a la orientación de las fibras,

teniendo mayor cantidad de fibras orientadas perpendicularmente a la dirección de

proyección.

- Los testigos cortados en ángulo recto a la dirección de proyección muestran una

marcada fragilidad mientras que los testigos cortados paralelamente se comportan

más plásticamente en el post-pico. Nuevamente se puede atribuir a la orientación de

las fibras, teniendo más fibras cociendo las fisuras.

- Una considerable cantidad de energía es absorbida durante la deformación post-

pico en testigos extraídos en la dirección de proyección.

Teniendo en cuenta que en la práctica los testigos normalmente son cortados en la

dirección de proyección debido probablemente a que resulta más sencillo en los paneles

habituales y que en una estructura de refuerzo de túneles las tensiones ocurren

principalmente en la dirección perpendicular a la de proyección, concluyen que puede


33

resultar prudente estudiar también el comportamiento carga-deflexión de los hormigones

reforzados con fibras en la dirección perpendicular a la proyección.

Figura 20. Ensayo a compresión con control de deformación en ángulo recto a la dirección de

proyección [21].

Figura 21. Ensayo a compresión con control de deformación en paralelo a la dirección de

proyección [21].

1.11.5.3. Resistencia al corte

La resistencia al corte de un hormigón proyectado reforzado con fibras puede

incrementarse dependiendo del tipo y cantidad de fibras usadas.

Mirsayah y Banthia (2002) informaron un significativo aumento de dicha resistencia para

fibras metálicas y también para fibras macrosintéticas (Majdzadeh et al. 2006).


34

Para su determinación experimental, el Japan Concrete Institute (JCI) publicó un método

de ensayo (JCI-SF6) para hormigón reforzado con fibras que puede ser utilizado en

hormigón proyectado con fibras [10].

1.11.5.4. Adherencia al sustrato

La adherencia es una característica fundamental para que el hormigón proyectado cumpla

su función de soporte de suelo o roca. La misma dependerá de las condiciones locales del

sustrato y, por lo tanto, será una característica local. Debido a que no hay métodos

estandarizados de ensayo, varias evaluaciones pueden realizarse extrayendo in situ un

testigo de hormigón y parte del sustrato al que se ahdiere (pull-off test).

La técnica más común consiste en arrancar, aplicando esfuerzos de tracción, un testigo

previamente aserrado mediante un elemento de acero pegado al hormigón. Existen tres

tipos de fallas posibles en este ensayo: falla en el hormigón, falla en la interfase y falla en

el sustrato. Estrictamente, sólo la falla por el sustrato da información sobre la resistencia de

adherencia. Valores típicos para soporte de rocas están en el rango de 0,5 y 2,5 MPa,

medidos en testigos de 60 a 100 mm de diámetro. Es esperable que la presencia de mallas

de acero reduzca la adherencia debido al efecto sombra [3].

Figura 22. Ejemplo de dispositivo para ensayo de adherencia [2].


35

1.11.6. Modelos analíticos de falla

Dependiendo de la geometría y tipo de las fibras, se pueden alcanzar distintos mecanismos

de falla. En general, los modelos analíticos se formulan sobre la base de uno o más de estos

mecanismos. Por lo tanto, se describen los casos primarios que se pueden presentar en

hormigones reforzados con fibras.

Similarmente al comportamiento del hormigón simple, la falla bajo la mayoría de los tipos

de cargas se inicia debido a la fisuración de la matriz en planos donde las deformaciones de

tracción exceden los valores últimos. Si las fibras son lo suficientemente largas (o

continuas), esto puede ser seguido por una fisuración múltiple de la matriz previa a la

fractura del material compuesto. De todos modos, cuando se usan fibras cortas y fuertes,

una vez agrietada la matriz, alguno de los siguientes tipos de falla puede ocurrir:

1. El material compuesto se fractura inmediatamente después de la fisuración de la

matriz. Esto es consecuencia de un contenido inadecuado de fibras en la sección

crítica o una longitud de fibras insuficiente para transferir tensiones a través de la

matriz fisurada.

2. El material compuesto continúa llevando cargas decrecientes luego del pico. La

resistencia post-fisuración se atribuye primariamente al arrancamiento de las fibras.

A pesar que no se observa un incremento significativo en la resistencia, se obtiene

una importante cantidad de energía de fractura y tenacidad. Esta tenacidad permite

redistribuir cargas en estructuras hiperestáticas, lográndose un incremento

sustancial en la carga última respecto al hormigón sin refuerzo.

3. Aumenta continuamente la carga soportada por el material compuesto. La carga

pico y la correspondiente deformación son significativamente mayores que la de la

matriz no reforzada. Este modo de falla es esencialmente el mismo que el tipo 2,

pero provee mayores valores de capacidad de carga y control del crecimiento de las

grietas.

Basándose en el abordaje fundamental de sus formulaciones, los modelos analíticos pueden

categorizarse como: modelos basados en la teoría de la fractura múltiple, modelos

compuestos, modelos de relajamiento de deformaciones, modelos de la mecánica de la

fractura, modelos de la mecánica de la interfase y modelos micromecánicos [7].


36

1.12. Aplicación del hormigón proyectado como soporte primario de túneles

El diseño de estructuras de soporte de túneles es un campo sumamente especializado y

diferente al diseño de otras estructuras civiles. Es necesario que se adapte a diversas

situaciones como las siguientes:

- Conocimiento limitado de las características y propiedades de los materiales

involucrados.

- El sustrato es muy variable, incluso en distancias muy cortas.

- Existen limitaciones en la información proporcionada por las investigaciones

geotécnicas, los parámetros de los materiales del sustrato ensayados y los métodos

de cálculo y de elaboración de modelos.

- El comportamiento de las secciones excavadas depende del tiempo y de los

cambios en las condiciones de la napa freática [5].

Existen diversas metodologías para el diseño de estructuras de soporte de túneles. En las

últimas décadas numerosos proyectos se han realizado mediante el método observacional.

Éste se basa en los siguientes elementos:

- El soporte debe definirse para las condiciones esperadas, es decir como un

pronóstico del soporte. En este diseño se puede utilizar cualquier método empírico

y de cálculo que se considere útil y necesario.

- Al concluir la excavación y la instalación del soporte, debe llevarse a cabo una

verificación del pronóstico mediante la inspección visual, control de

deformaciones, esfuerzos, cargas, presión de agua y cualquier otro medio

considerado necesario. Es posible que se requiera ajustar el soporte o agregar

refuerzos locales.

- El pronóstico deberá actualizarse basándose en la retroalimentación de datos de

pasos previos, y de esta manera realizar los ajustes del diseño.

El método observacional tiene la ventaja de que la masa del sustrato funciona como un

“laboratorio a gran escala”, en donde participan y se consideran parámetros conocidos y

desconocidos. Este método facilita flexibilidad de trabajo, una acción inmediata cuando se

requiera y un soporte adaptado a las condiciones reales encontradas, todo lo cual lleva a

soluciones más equilibradas y menos costosas [5].


37

1.12.1. Conceptos básicos de túneles

La excavación de un túnel propicia cambios en el campo de esfuerzos que rodea la

abertura. Si los esfuerzos son lo suficientemente elevados o si la roca es relativamente

débil, el sustrato circundante se desplazará lentamente hacia el espacio excavado además

de producirse un efecto de relajamiento elástico. Esta deformación radial interna puede ser

controlada mediante medidas de soporte, o puede continuar hasta provocar el colapso de

una zona rocosa fracturada en el túnel.

La Figura 23 muestra un gráfico de reacción del suelo, consistente en una curva idealizada

de carga-deformación que describe la deformación radial según la presión del soporte. La

curva de reacción del suelo expresa, en un punto dado, la presión de soporte necesaria para

balancear la carga e impedir deformaciones adicionales. En la zona elástica, la carga

disminuye cuando se permite la deformación. En una situación de esfuerzos bajos la línea

recta elástica podría continuar hasta carga cero, como muestra la línea Nº1. En este caso no

se necesitaría colocar un soporte. A un nivel de esfuerzos ligeramente mayor, se

desarrollaría una zona plástica delgada, indicada por la línea Nº2. Si el nivel de esfuerzos

es alto, la roca está sobrecargada y se forma una zona plástica inestable (línea Nº3). La

razón del aumento de carga es debido al peso del material fracturado en la zona plástica de

la clave del túnel. Los elementos de soporte se cargarán por la deformación de la roca

según una curva de respuesta dada. En la figura se ilustra la instalación de un soporte luego

de ocurrida una cierta deformación inicial. El punto de intersección entre las curvas de

reacción del suelo y del soporte define la carga de soporte final y la deformación total de la

roca. El diagrama demuestra la interacción entre la roca y los elementos de soporte. Es

importante instalar estos elementos en el momento adecuado, con suficiente capacidad de

carga y con la rigidez correcta [5].


38

Reacción del suelo

Pre

sió

n d

el s

op

orte

Po

Pi

Convergencia de la cavidad u

Elástica Plástica

Estable Inestable

3

21Rea

cció

n de

l sop

orte

1: Sólo deformación elástica, estable2: Cierta deformación plástica, estable3: Zona fracturada gruesa, inestable

Figura 23. Diagrama de reacción del suelo [5].

La Figura 24 muestra algunas características de soporte que ilustran los principios antes

mencionados. Un soporte fuerte y rígido podría estar sobrecargado, mientras que uno más

débil y más dúctil es satisfactorio. También es posible que el soporte rígido funcione

adecuadamente si se instala luego de producida una dada deformación. La idea es

optimizar el soporte, lo cual significa dejar que el material rocoso soporte tanta carga

potencial como sea posible [5].

Pre

sió

n de

l so

port

e

Po

Pi

Convergencia de la cavidad u

Capacidad alta, excesivarigidez, fallando

Capacidad menor, menorrigidez, estable

Soluciones óptimas

Demasiado flexibledemasiado tarde

Figura 24. Diagrama de reacción del suelo. Ejemplo de diversos tipos de estructuras de soporte [5].


39

1.12.2. NATM: nuevo método austriaco de tunelería

El nuevo método austriaco de diseño y construcción de túneles (NATM) es un

procedimiento basado en el método observacional. En la práctica, se caracteriza

básicamente por el empleo del hormigón proyectado como soporte primario.

Los mecanismos inherentes al hormigón proyectado para la estabilización son:

- Efecto de cuña, producido por el mortero introducido en las grietas (se asemeja al

del mortero entre ladrillos en una pared o un arco).

- Resistencia al punzonamiento, lo que significa que un bloque suelto puede caer

únicamente si se supera la capacidad de la capa de shotcrete.

- Efecto de arco.

- Aislamiento contra cambios de humedad.

- Efecto simultáneo y combinado de los mecanismos anteriores [5].

El concepto central del NATM es permitir una pequeña deformación del subsuelo,

denominada convergencia, de manera que éste sea partícipe de la función portante de la

cavidad y el sistema de soporte resista una carga mínima. Al deformarse el suelo se activa

su resistencia al corte. Para aumentar la capacidad portante del sustrato se le debe proveer

un confinamiento radial mediante un soporte anular. Un revestimiento de shotcrete con

pernos de anclaje cerrado es más rígido que uno en forma de herradura. Junto a la

excavación se instala este soporte primario que es flexible para permitir la deformación del

macizo y que, a medida que se deforma, confiere confinamiento a éste, logrando la

estabilización con participación prioritaria en la acción portante del sustrato.

Los pasos del método NATM son los siguientes [5]:

- Se reúnen datos geológicos, datos de mecánica de rocas y suelos y se procesa este

material en combinación con las dimensiones del túnel. El procesamiento implica

elaborar un diagnóstico de carga y deformación esperable. Para el desarrollo del

pronóstico se puede utilizar cualquier herramienta de cálculo necesaria.

- Sobre la base del paso anterior, se elabora un plan de soporte preliminar que puede

incluir elementos tales como espesor del hormigón proyectado, dimensionamiento

de los pernos de anclaje, armaduras, etcétera. Las decisiones sobre la secuencia de

la excavación y construcción del soporte y datos de control se basan en

estimaciones de la velocidad y magnitud de las deformaciones esperadas en

diferentes situaciones.


40

- La excavación del túnel procede según el plan preliminar, con los ajustes

necesarios según la calidad observada del subsuelo.

- Se instalan instrumentos de control a intervalos en el túnel excavado, entre los

cuales pueden figurar extensómetros, pernos de medición, celdas de carga en el

recubrimiento y en el macizo, etcétera. Es necesario controlar continuamente el

comportamiento de los miembros de soporte y el sistema combinado sustrato-

soporte.

- Después de controlar el túnel por un tiempo adecuado, se decide sobre el soporte

final. Según los requisitos del proyecto y la demanda estructural, se podrá instalar

un recubrimiento secundario de hormigón moldeado o proyectado con sistema de

impermeabilización.

Hasta comienzos de los años 70, el método se aplicó en túneles alpinos en roca,

instalándose un revestimiento secundario de hormigón moldeado simple en forma diferida.

A partir de los años 70, el NATM se comenzó a emplear en la construcción de metros en

suelos blandos (Frankfurt, Munich, Nuremberg, Bochum, Viena). Con la buena

experiencia adquirida en suelos competentes y secos se inició la aplicación del método en

condiciones geotécnicas poco favorables (suelos muy blandos, presencia de agua

subterránea, materiales sin cohesión, etcétera). Así comenzaron a necesitarse medidas

auxiliares anticipadas de tratamiento y mejoramiento del subsuelo: paraguas de tubos de

acero, paraguas de columnas de jet-grouting, inyecciones de consolidación-compensación,

congelamiento del suelo y empleo de aire comprimido.

En la Argentina se utilizó el método NATM para la excavación de la estación Corrientes

en la línea H de subterráneos en el año 2007. Demostró ser aplicable para una caverna de

19 m de ancho y 14 m de altura en el Pampeano, con niveles de seguridad adecuados y

asentamientos en superficie muy pequeños, incluso menores a los que se midieron en una

caverna similar realizada mediante el método Alemán [22, 23].


41

CAPÍTULO 2: ALCANCES Y OBJETIVOS DEL TRABAJO

2.1. Introducción

En las últimas décadas se ha avanzado mucho en el estudio del hormigón proyectado

reforzado con fibras, impulsado por su gran expansión en la construcción de obras

subterráneas. Numerosas investigaciones se centraron en su comportamiento frente a la

flexión simple desarrollándose diversos ensayos para su evaluación, como se ha visto

sucintamente en el capítulo anterior. La realidad indica que estas estructuras de soporte se

encuentran globalmente sometidas a compresión con flexión variable. En este punto se

presenta un problema para los ingenieros proyectistas de túneles, pues carecen de

información acerca del comportamiento de este material compuesto solicitado a flexo-

compresión.

Al investigar en la bibliografía no se hallaron registros de estudios que aborden esta

temática.

De todo lo precedente surge la necesidad de experimentar y avanzar en el conocimiento del

hormigón proyectado reforzado con macrofibras a flexo-compresión.

2.2. Alcances y objetivos

� Desarrollar e implementar un ensayo en testigos prismáticos a flexo-compresión

para evaluar las propiedades mecánicas de los hormigones proyectados reforzados

con macrofibras en túneles.

� Evaluar el hormigón proyectado reforzado con macrofibras mediante ensayos

tecnológicos tradicionales (compresión y flexión simple).

� Conocer la incidencia de distintos tipos de macrofibras luego de la aparición de la

primera fisura.

� Elaborar curvas de interacción bidimensionales en base a los datos obtenidos.


42

CAPÍTULO 3: DESCRIPCIÓN DEL CASO DE ESTUDIO. ACTIVIDADES

REALIZADAS EN OBRA Y EN LABORATORIO

3.1. Introducción

El aliviador de la cuenca Bermúdez es un conducto cuya traza se desarrolla

fundamentalmente debajo de la calle Paraná, límite entre los partidos de Vicente López y

San Isidro, provincia de Buenos Aires. El objetivo de la obra es desaguar los excedentes

pluviales de una zona urbanizada de dichos partidos hasta el Río de la Plata. Las cuencas

beneficiadas tienen una superficie 332 hectáreas en el partido de San Isidro y 249 hectáreas

en el partido de Vicente López, con una población estimada de 175.000 habitantes [24].

En líneas generales, la obra consiste en la ejecución de un conducto de aproximadamente

8.548 m de longitud en su mayor parte en túnel con un revestimiento primario de hormigón

proyectado y un revestimiento definitivo de hormigón moldeado. Desemboca en el Río de

la Plata mediante una estructura de hormigón armado ejecutada a cielo abierto de 4,8 m de

ancho, 2,3 m de alto y 230 m de longitud. A continuación, aguas arriba, se desarrolla un

túnel de 4 m de diámetro y 5.163 m de desarrollo, un segundo tramo de 3,60 m de diámetro

y 2.165 m, un tercer tramo de 2,5 m de diámetro y 535 m y un tramo final de 2 m de

diámetro y 435 m de longitud. El conducto se complementa con cámaras de empalme para

conductos de captación secundarios y sumideros a lo largo de la traza del conducto [25].

Figura 25. Corte geotécnico longitudinal (tapada máxima) [26].


43

Figura 26. Corte del túnel con el banco inferior sin retirar [26].

Como refuerzos del hormigón proyectado en el revestimiento primario se utilizaron: mallas

soldadas y cerchas metálicas, fibras sintéticas y combinación de fibras sintéticas y mallas,

en distintos tramos del conducto de acuerdo a la competencia del suelo.

Las muestras de hormigón para el presente trabajo se obtuvieron en los pozos Paraná y

Goyena (pozo J) y Paraná y F. J. Sarmiento (pozo Y) durante tres días consecutivos de

trabajo. Los paneles se proyectaron simultáneamente con el revestimiento primario del

túnel, asegurando la igualdad de condiciones.

En este tramo del conducto se utilizó un espesor de revestimiento primario que osciló entre

10 y 12 cm, reforzado con mallas Φ6 cada 15 cm y cerchas metálicas separadas 1,5 m. El

revestimiento definitivo previsto será de 25 cm de espesor.

Figura 27. Frente de avance del conducto aliviador.


44

Figura 28. Pozo de acceso al túnel.

Figura 29. Aplicación del hormigón proyectado como refuerzo primario.

Figura 30. Izq.: Detalle de armaduras en la clave del túnel. Der.: Acopio de cerchas metálicas.

3.1.1. Modelos de diseño estructural

En este apartado se muestra brevemente algunos de los criterios y gráficos elaborados por

el estudio encargado del diseño estructural para el análisis del revestimiento primario [26].


45

El comportamiento mecánico del hormigón proyectado fue modelado tomando en

consideración el efecto de plastificación, asumiendo para el conjunto un comportamiento

elasto-plástico ideal en flexión compuesta. Utilizaron un diagrama de interacción lineal,

como el que se indica en la Figura 31, definido por el momento de plastificación en flexión

simple (Mp) y el esfuerzo normal de plastificación (Np).

Figura 31. Diagrama de interacción adoptado [26].

Para el estudio del revestimiento primario realizaron dos modelos geotécnicos 2D en donde

se representaron los estratos del suelo, el perfil de la excavación, el revestimiento a

proyectar -incluida su “pata de elefante”-, las cargas superficiales y el nivel de agua

freática; para los casos extremos de tapada mínima y máxima.

Figura 32. Izq.: Modelo geotécnico del revestimiento primario con tapada máxima. Der.: Malla de

elementos finitos para primario con tapada máxima [26].


46

Figura 33. Izq.: Estado de deformación al completarse la excavación y revestimiento provisorio del

túnel. Der.: Estado de tensiones efectivas verticales al completarse el revestimiento primario con

carga [26].

Figura 34. Diagramas envolventes para tapada máxima en el revestimiento primario. Izq.:

Esfuerzos normales. Der.: Momentos flexores [26].

Se consideró que las mallas se colocan en las caras del revestimiento primario donde se

producen las tracciones: cara interior en la clave y cara exterior en los hastiales.

3.2. Características del hormigón

El hormigón de la obra de calidad H-21 fue provisto por una planta elaboradora situada en

Villa Martelli. La dosificación se realizó por peso con control automático.

Para el presente trabajo se proyectaron muestras tomadas de cuatro camiones mezcladores

con la misma dosificación, según el siguiente plan:


47

Fecha Remito Nº Vol. pastón Dirección del pozo Descripción Nº paneles

28/10/09 62044 3 m3 Paraná y Goyena Fibras Metálicas 2

29/10/09 62078 3 m3 Paraná y F. J. Sarmiento Fibras Sintéticas tipo A 2

29/10/09 62084 5 m3 Paraná y Goyena Fibras Sintéticas tipo B 2

30/10/09 62124 3,5 m3 Paraná y F. J. Sarmiento Sin fibras 1

Tabla 3. Datos de origen de los paneles.

Figura 35. Provisión del hormigón.

3.2.1. Materiales componentes básicos

El material aglutinante base era cemento CPN 50 con adición de escoria de alto horno

finamente molida.

Como agregados finos se usaron arena fina (Río Paraná) con un módulo de finura 1,8±0,2

y arena mezcla de arena oriental (Río Uruguay) y arena de trituración 0/6. Los módulos de

finura se encuentran entre 2,6 y 3,0 y 3,5 y 3,6, respectivamente. La humedad de la arena

fina era 3% y la de la arena mezcla 4%.

El agregado grueso empleado fue piedra partida granítica 6/12 con una humedad del 0,9%.


48

Los aditivos usados fueron un fluidificante a base de lignosulfonatos, un aditivo

estabilizador de la hidratación del cemento que actuó como retardador en una primera

etapa y un acelerante que se aplicó en la boquilla de proyección.

3.2.2. Macrofibras

Se utilizaron tres tipos de macrofibras: una metálica y dos sintéticas. En todos los casos, se

agregaron a la mezcla al pie de la obra, con el mixer girando a máxima velocidad a fin de

obtener una buena dispersión de las mismas en la masa del hormigón. Para cada tipo de

fibra se moldearon dos paneles.

3.2.2.1. Fibra metálica

Se utilizó una fibra de sección circular, caracterizada por tener 0,75 mm de diámetro, 33

mm de longitud y una esbeltez resultante de 44. Según la información técnica propiciada

por el fabricante, la resistencia a tracción de la fibra es mayor a 1200 MPa y la

deformación específica a la rotura es menor al 4%. Posee extremos en gancho para mejorar

su anclaje en el hormigón.

Se dosificó para lograr una cuantía de 35 kg/m3 de hormigón, equivalente a una relación

0,45% en volumen de hormigón.

Se observó que durante el proceso de bombeo se produjo el taponamiento de la manguera

debido a la gran rigidez de la fibra. Se debe considerar para futuras aplicaciones el uso de

un equipo más apropiado con reducciones de mayor diámetro.

El suministro se realizó en cajas de cartón de 20 kg cada una.

Figura 36. Fibras metálicas.


49

3.2.2.2. Fibra sintética tipo A

Estas macrofibras sintéticas son de polipropileno, de tipo monofilamento y no fibrilada. Al

producirse la mezcla, los extremos se desmenuzan ampliando su superficie de anclaje en el

hormigón. Según los datos técnicos provistos por el fabricante poseen una longitud de 54

mm, área nominal de 0,75 mm2, densidad 0,91 g/cm3, resistencia a la tracción entre 685 y

758 MPa, máxima deformación específica de 24,4% y temperatura de fusión en el rango de

150 a 170 ºC. Además, poseen alta resistencia a ácidos, sales y álcalis. A partir de los datos

anteriores se deduce un diámetro equivalente de 0,98 mm y una esbeltez de 55,2.

La dosis típica recomendada es de 4 a 9 kg/m3. En este caso, se empleó una cuantía de 4,5

kg/m3, resultando una relación de 0,49% en volumen de hormigón.

El suministro se efectuó en cajas de cartón de 4,5 kg cada una.

No se presentaron problemas en la bombeabilidad y colocación del hormigón para el

contenido de fibras usado. Esto se debe a que, a pesar de ser considerablemente más largas

que las fibras metálicas, poseen una gran flexibilidad que evitó el taponamiento de la

manguera.

Figura 37. Fibras sintéticas tipo A.

3.2.2.3. Fibra sintética tipo B

Estas macrofibras sintéticas de polipropileno están diseñadas para refuerzo secundario de

hormigón. Son derechas, transparentes, muy flexibles y con forma de cinta. El fabricante

provee los siguientes datos técnicos: 38 mm de longitud, esbeltez 96,5, densidad 0,91

g/cm3, temperatura de fusión de 162 ºC y de ignición de 593 ºC. También poseen alta


50

resistencia a ácidos, sales y álcalis. La dosis mínima recomendada es de 1,8 kg/m3. Al

igual que en el caso anterior, se empleó una cuantía de 4,5 kg/m3.

El suministro se realizó en cajas de cartón de 10 kg, cada una de las cuales contenía cinco

bolsas de 2 kg de fibras.

Tampoco se observaron problemas en la bombeabilidad y colocación del hormigón para el

contenido de fibras empleado.

Figura 38. Fibras sintéticas tipo B.

3.2.3. Diseño de la mezcla

Como se mencionó anteriormente, el diseño del hormigón base fue el mismo en todos los

camiones involucrados. A continuación se presenta la dosificación correspondiente a cada

pastón:

Pastón 1 - remito Nº 62044 (3m3)

Material 1 m3 [Kg] Real en 3m

3 [Kg]

Arena fina 798 2473

Arena mezcla 337 1032

Piedra p. 6/12 600 1813

Cemento 292 877

Escoria 98 300

Agua 170 386

Ad. fluidificante 1,00 2,66

Ad. estabilizador 2,00 5,26

Fibras metálicas 35 105



3 [Kg]

Arena fina 798 2465


Piedra p. 6/12 600 1810

Cemento 292 875

Escoria 98 311

Agua 170 380



F. sintéticas A 4,5 13,5


51



3 [Kg]

Arena fina 798 4098


Piedra p. 6/12 600 3012

Cemento 292 1456

Escoria 98 521

Agua 170 635



F. sintéticas B 4,5 22,5

Pastón 4 - remito Nº 62124 (3,5m3)

Material 1 m3 [Kg] Real en 3,5m

3 [Kg]

Arena fina 798 2877


Piedra p. 6/12 600 2087

Cemento 292 1041

Escoria 98 324

Agua 170 444

Ad. fluidificante 1,00 3.09


Tabla 4. Dosificación de los pastones estudiados.

Se observa que gracias al control automático de la planta dosificadora, las cantidades reales

de los materiales varían muy poco, manteniéndose una relación agua/materiales

cementicios de 0,44. El único componente no controlado es el aditivo acelerante que es

regulado por el operador en el frente de proyección de acuerdo a su destreza.

3.3. Equipos

El método de proyección adoptado fue por vía húmeda. El hormigón fue provisto por la

planta elaboradora en cantidades variables de acuerdo al requerimiento diario del avance

en el frente. El equipamiento utilizado consta de una bomba hidráulica estacionaria, tubería

con abrazaderas, juntas, codos, manguera y boquilla de proyección.

Se usó una bomba con un rendimiento teórico máximo de 23 m3/h, capaz de producir una

presión de 43 bar en el material para obtener una distancia máxima de bombeo horizontal

de 250 m, superando los aproximadamente 60 m de distancia desde la posición de la

misma hasta el frente.


52

Figura 39. Bomba hidráulica estacionaria.

Figura 40. Boquilla de proyección.

3.4. Elaboración de paneles y probetas de hormigón proyectado

Se prepararon siete paneles de 500x600x100 mm de medidas interiores, elaborados con

laminado fenólico de una pulgada de espesor. Las medidas se establecieron como un

compromiso entre los requerimientos mínimos de representatividad de la muestra y la

posibilidad de manipular de los paneles proyectados en la obra y en el laboratorio.

La proyección de los paneles se realizó en el frente de ataque del túnel: los moldes se

posicionaron verticalmente con un pequeño ángulo (Figura 41) y el operario los llenó con

la misma técnica y distancia utilizada en el trabajo en ejecución (Figura 42). Los paneles

permanecieron en el lugar y recibieron el mismo curado que el hormigón colocado en la

estructura.


53

Figura 41. Paneles empleados.

Figura 42. Proyección de las muestras de hormigón.

Luego de permanecer una semana en el túnel, fueron trasladados al laboratorio donde se

mantuvieron en una atmósfera con un 80% de humedad hasta que fueron aserrados

mediante un disco de corte (Figuras 43 y 44). Las probetas obtenidas fueron sumergidas en

agua en la cámara húmeda para su saturación hasta la edad de ensayo de 28 días (Figura

45). Se observó en las probetas cortadas un hormigón muy compacto y de buena calidad.


54

Figura 43. Esquema en planta de cortes en un panel tipo.

Figura 44. Corte de paneles.

Figura 45. Izq.: Probetas en preparación. Der.: Curado en cámara húmeda.


55

3.5. Ensayos convencionales

3.5.1. Ensayo a compresión

El ensayo a compresión simple se realizó sobre probetas cúbicas de 70x70x70 mm

nominales en la dirección de proyección y en la perpendicular a la misma. Por cada panel

se prepararon cuatro cubos tomados del corte D (Figura 43) descartando el hormigón a 10

cm de cada borde.

La velocidad utilizada fue de 1,3 mm/min como especifica la norma ASTM para el ensayo

de cubos. Se registró la curva carga-desplazamiento para poder apreciar el comportamiento

post-pico.

3.5.2. Ensayo a flexión simple

Las dimensiones de las vigas utilizadas fueron de 70x70x450 mm nominales, con una luz

libre medida entre ejes de los apoyos de 400 mm. La carga se aplicó en la sección central

mediante un cilindro de acero. La probeta se posicionó de tal forma que su cara inferior era

la que apoyaba contra el fondo del molde y que, por lo tanto, no fue aserrada. Esto

garantiza que no se cortaron los anclajes de las fibras en la zona más traccionada.

Las vigas se mantuvieron sumergidas en agua hasta el momento del ensayo.

El ensayo a flexión simple se llevó a cabo en las mismas condiciones que el ensayo a

flexo-compresión con el objetivo de poder comparar directamente los resultados obtenidos.

Así, se lo puede considerar como un caso particular con precompresión nula.

La resistencia a flexión se calculó como una tensión elástica de tracción equivalente en la

fibra inferior para la carga pico.

3.6. Ensayo a flexo-compresión

3.6.1. Antecedentes

En el año 2008 se realizaron los primeros ensayos a flexo-compresión de hormigón

proyectado reforzado con fibras sintéticas, en el Laboratorio de Materiales y Estructuras de

la FIUBA, bajo la conducción del Ing. Humberto Balzamo. En aquella oportunidad, se


56

usaron prismas de 100x100x400 mm aserrados de paneles moldeados en obra y se

procedió siguiendo los lineamientos dados por la ex norma ASTM C1018.

El dispositivo empleado aplicaba la compresión en la probeta mediante el ajuste de tuercas

en dos barras roscadas. Se adjuntó un aro dinamométrico en serie para registrar la

variación de la carga durante el ensayo. Se observó que a medida que la probeta se flexaba

por efecto de la fisuración, se producía un pequeño acortamiento de la misma en la

dirección de la carga normal, trayendo como consecuencia una pérdida de precompresión.

Esto se debe al alto módulo de elasticidad del acero de las barras, que para pequeñas

deformaciones genera grandes variaciones de tensión en las mismas.

Los ensayos se realizaron con tensiones iniciales de compresión de 0,5 y 1,0 MPa [27].

Figura 46. Comparación de resultados obtenidos [27].

Figura 47. Izq.: Detalle de aro dinamométrico. Der.: Ensayo con carga en los tercios de la luz [27].

Fisuras


57

3.6.2. Dispositivo Nº1

Para solucionar el inconveniente de la considerable pérdida de precompresión durante el

desarrollo del ensayo de manera técnica y económica, se propuso utilizar un resorte con

una rigidez suficiente para alcanzar las tensiones deseadas en la pieza y que reduzca a

valores despreciables las pérdidas de carga para pequeños acortamientos inevitables del

proceso de fisuración. A tal fin se diseñó un resorte con una constante elástica “k” de

aproximadamente 200 kg/cm. El mismo se construyó por encargo en una fábrica de

resortes a un valor cercano a los 200 pesos argentinos (50 dólares estadounidenses), lo que

demuestra que la solución resultó ser económica.

Se debe señalar que la constancia permanente de la carga se puede lograr mediante gatos

hidráulicos con control no lineal de flujo que registran los acortamientos y regulan la

presión ejercida mediante un lazo cerrado. Este elemento resulta excesivamente oneroso y

fuera del alcance pecuniario de la presente investigación.

El resorte se diseñó mediante la siguiente expresión [28]:

+

=

zp EIGINR

kαα

π22

3 sincos2

1

Donde:

N: Cantidad de espiras.

R: Radio medio del resorte.

α: Ángulo de la espira respecto a la vertical.

G: Módulo elástico transversal del acero.

E: Módulo elástico longitudinal del acero.

Ip: Inercia polar del alambre.

Iz: Inercia del alambre.

Una vez fabricado el resorte se lo ensayó a compresión para obtener la curva carga-

desplazamiento. De este modo, se ajustó la respuesta a una recta mediante cuadrados

mínimos para obtener la rigidez real en el rango de uso.


58

Curva de respuesta del resorte

-2000

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

0 10 20 30 40 50 60 70

Deformación (mm)

Carga (N)

Curva resorte

Recta ajuste

Figura 48. Curva carga-desplazamiento y recta de ajuste.

Se puede observar en la Figura 48 que la recta no comienza en el origen. La explicación es

que las espiras extremas del resorte se encuentran mecanizadas para obtener una superficie

plana de apoyo, por lo tanto, existe un transitorio al inicio donde el resorte se deforma a

muy baja carga hasta aproximadamente 3 mm de acortamiento.

Ecuación de la recta: 2,675][8,231][ −⋅= mmdNC

Este ajuste se utilizó en los ensayos para establecer, mediante la medición con calibre de la

deformación impuesta al resorte, la carga de precompresión aplicada.

Figura 49. Izq.: Fotografía del resorte empleado. Der.: Ensayo a compresión del resorte.


59

El dispositivo se complementó con dos varillas metálicas de 5/8” de diámetro, tres chapas

metálicas de 8 mm de espesor con un sistema de soporte y centrado del resorte y varias

tuercas y arandelas como se muestra en la Figura 50.

Figura 50. Elementos constitutivos del dispositivo Nº1.

Figura 51. Izq.: Fotografía del dispositivo Nº1 en vista. Der.: Fotografía del dispositivo Nº1 en

planta.

El problema que presentó este esquema es el empotramiento impuesto por las chapas que

toman las cabezas de la probeta. Al comienzo de la deflexión vertical este efecto no es

apreciable debido al acomodamiento producido por el huelgo entre el agujero y la varilla

roscada. Pero para grandes deformaciones se verificó que la chapa del apoyo activo resistía

trabajando contra el resorte aplicándole una flexión, mientras que en el otro extremo las

arandelas y las tuercas también impedían el giro libre de la cabeza. En este contexto, el

ensayo pierde validez pues se desconoce la verdadera magnitud del empotramiento

aplicado y además produce un desgaste de los elementos del dispositivo.


60

Figura 52. Izq.: Detalle del apoyo activo. Der.: Detalle del apoyo pasivo.

3.6.3. Mejoras planteadas al dispositivo Nº1

El empotramiento en los extremos de la probeta se solucionó a través de la creación de

articulaciones. Éstas se desarrollaron con cilindros horizontales de modo de liberar

únicamente el momento en la dirección vertical.

Por otra parte, si durante el ajuste de las tuercas se produce el contacto de las barras

roscadas contra las paredes interiores de los agujeros de la chapa que toma el resorte y el

extremo de la viga, podría perderse precompresión por rozamiento, es decir, sin viajar a

través de la probeta. Para evitar esta situación, se aumentaron 2 mm los huelgos de la

chapa central. De esta manera, se asegura que el esfuerzo normal se introduce sin pérdidas

en la viga.

3.6.4. Desarrollo del dispositivo Nº2

Para la materialización del nuevo dispositivo fue necesario volver más robustas las chapas

debido a que la carga debe viajar concentrándose en una franja horizontal en la unión

chapa-cilindro, además de buscarse mayor rigidez para poder aplicar la hipótesis de

indeformabilidad de los elementos constituyentes. El proceso de construcción tuvo las

siguientes etapas: corte de las chapas mediante el serrucho mecánico (Figura 53), pulido de

las caras principales para asegurar su planicidad y adecuado contacto para el mecanizado

posterior, escuadrado mediante la limadora (Figura 54), taladrado de las chapas y

mecanizado con torno (Figura 55).

Los ensayos preliminares llevados a cabo para analizar el comportamiento del nuevo

dispositivo resultaron satisfactorios. Los mismos determinaron la conveniencia de aplicar


61

la carga centrada en lugar de en los tercios de la luz, produciendo la fisura en la sección

central que es a la cual se le registra su desplazamiento.

La fabricación de todos los dispositivos mencionados anteriormente se realizó

íntegramente en el taller del Laboratorio de Materiales y Estructuras de la FIUBA.

Figura 53. Corte de las chapas mediante el serrucho mecánico.

Figura 54. Izq.: Pulidora. Der.: Limadora.

Figura 55. Izq.: Torno. Der.: Mecanizado de las articulaciones.


62

Figura 56. Izq.: Amolado de soldaduras. Der.: Detalle del apoyo pasivo.

Figura 57. Izq.: Cilindro de la articulación. Der.: Soporte del resorte.

Figura 58. Izq.: Articulaciones. Der.: Elementos constituyentes del dispositivo Nº2.

3.6.5. Procedimiento de ensayo

La aplicación de la precompresión se realizó de la siguiente manera: (a) lubricación de las

articulaciones y de los elementos de ajuste; (b) pulido de las caras extremas de la viga; (c)

medición de la sección central de la viga y en los tercios de la luz libre; (d) determinación

de la carga a aplicar para obtener la tensión requerida en la sección central; (e) cálculo de

la deformación a imponer al resorte para lograr dicha carga; (f) colocación de la viga en el

dispositivo de manera de garantizar que la compresión sea centrada; (g) aplicación de la


63

carga a través del ajuste secuencial de las tuercas; (h) verificación periódica de la

deformación del resorte mediante un calibre.

Se estableció una velocidad de ensayo de 1 mm/min.

Figura 59. Aplicación de la precompresión.


64

CAPÍTULO 4: RESULTADOS

4.1. Introducción

En este capítulo se presentan los resultados de los ensayos a compresión, flexión simple y

flexo-compresión con dos niveles de precarga. La cantidad de probetas empleadas fue de

28 cubos y 33 vigas.

Los resultados se organizaron en: gráficos según el tipo de hormigón; gráficos

comparativos según la solicitación entre muestras consideradas representativas del

comportamiento de cada hormigón; tablas con detalle de los parámetros medidos en los

especimenes y, finalmente, curvas de interacción aproximadas.

Se acompañó a los gráficos de fotografías que muestran las características observadas

durante el desarrollo de los ensayos.

4.2. Ensayos a compresión

Figura 60. Ensayos a compresión sobre testigos cúbicos.

El hormigón sin fibras tuvo una resistencia a compresión cúbica de 26,4 MPa en la

dirección paralela a la de proyección y de 31,6 MPa en la dirección perpendicular a la

misma. La relación entre las resistencias paralela/perpendicular fue 0,84. La media sin

discriminar la dirección de ensayo fue 29,0 MPa.


65

Hormigón sin fibras

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 1 1 2 2 3 3 4

Desplazamiento [mm]

Carga [kN]

TA //

TB //

TC ┴

TD ┴

Figura 61

La resistencia a compresión en cubos del hormigón con fibras metálicas fue 38,8 MPa en la

dirección paralela y 42,4 MPa en la dirección perpendicular. La media general fue 40,6

MPa. La relación entre las resistencias paralela/perpendicular fue 0,92. Se puede apreciar

un incremento de la resistencia del hormigón y la mayor dispersión de resultados con este

tipo de fibras, esto se puede deber a la aplicación del aditivo acelerante en el frente de

obra.

Hormigón con fibras metálicas - 35kg/m3

0

50

100

150

200

250

300

0 1 2 3 4 5 6

Desplazamiento [mm]

Carga [kN]

M1A //

M2C ┴

M2D ┴

M1C //

M2B //

Figura 62


66

Para el hormigón con fibras sintéticas tipo A, la resistencia cúbica fue 25,3 MPa en la

dirección paralela y 26,2 MPa en la dirección perpendicular. La media general de los

ensayos fue 25,7 MPa. La relación entre las resistencias paralela/perpendicular fue 0,97.

Hormigón con fibras sintéticas tipo A - 4,5 kg/m3

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 1 2 3 4 5 6

Desplazamiento [mm]

Carga [kN]

SM1A //

SM1B //

SM2A //

SM2C //

SM1C ┴

SM1D ┴

SM2B ┴

SM2D ┴

Figura 63

La resistencia del hormigón con fibras sintéticas tipo B alcanzó los 27,4 MPa en la

dirección paralela a la de proyección y 26,1 MPa en la perpendicular. La relación entre

ambas fue 1,05. La resistencia media global de este hormigón fue 26,6 MPa.

Hormigón con fibras sintéticas tipo B - 4,5 kg/m3

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 1 2 3 4 5 6

Desplazamiento [mm]

Carga [kN] SS1B ┴

SS2A ┴

SS2B ┴

SS1C //

SS2D //

Figura 64


67

En los gráficos anteriores (Figuras 60, 61, 62, 63, y 64) se representaron las pruebas en la

dirección normal a la proyección en trazo punteado. Se puede apreciar que en todos los

casos su comportamiento fue menos dúctil, caracterizado por una curva más empinada.

También se observa que, con la salvedad de las fibras sintéticas tipo B, la resistencia

perpendicular fue mayor a la paralela, poniendo en evidencia el efecto del proceso de

proyección.

A continuación se adjunta la Tabla 5 que detalla las pruebas realizadas.

68

RE

SU

LT

AD

OS

DE

EN

SA

YO

S A

CO

MP

RE

SIÓ

N

N°

ID.

DIR

EC

CIÓ

N

PE

SO

[gr

] L

AD

OS

[m

m]

Are

a [c

m2]

P

max

[N

] σ m

ax [

MP

a]

σ pr/

/ [M

Pa]

σ p

r+ [

MP

a]

Rel

. par

/per

σ m

[M

Pa]

b 1

b 2

b 3

b 4

h

1 M

1A

PA

RA

LE

LA

98

5.1

73

78

73

77

75

56.5

8 24

6330

43

.54

38.8

42

.4

0.92

40

.6

2 M

1B

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

97

8.9

76

76

73

76

75

56.4

3 22

2940

39

.51

3 M

1C

PA

RA

LE

LA

98

2.2

72

77

73

77

74

55.8

3 20

8090

37

.28

6 M

2B

PA

RA

LE

LA

86

4.3

70

73

70

74

71

51.1

0 18

1340

35

.49

7 M

2C

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

85

8.0

70

72

71

72

72

50.5

9 21

5320

42

.57

8 M

2D

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

83

3.5

71

71

72

71

71

50.5

9 22

7590

44

.99

9 S

M1A

P

AR

AL

EL

A

837.

9 69

72

69

72

70

49

.68

1349

80

27.1

7

25.3

26

.2

0.97

25

.7

10

SM

1B

PA

RA

LE

LA

83

4.7

72

69

72

69

71

49.6

8 12

6740

25

.51

11

SM

1C

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

82

8.6

72

71

74

71

72

51.8

3 14

5310

28

.04

12

SM

1D

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

83

2.2

69

73

69

72

70

49.8

5 12

3520

24

.78

13

SM

2A

PA

RA

LE

LA

84

7.0

72

69

73

70

69

50.0

3 12

1050

24

.19

14

SM

2B

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

84

6.3

72

70

72

70

71

50.4

0 12

5490

24

.90

15

SM

2C

PA

RA

LE

LA

82

2.3

70

70

70

70

69

49.0

0 11

9010

24

.29

16

SM

2D

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

82

7.5

70

71

70

72

72

50.0

5 13

5560

27

.08

17

SS

1A

PA

RA

LE

LA

85

4.8

73

71

72

72

72

51.8

4 12

4130

23

.95

27.4

26

.1

1.05

26

.6

18

SS

1B

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

84

6.4

73

73

71

73

73

52.5

6 13

3020

25

.31

19

SS

1C

PA

RA

LE

LA

85

3.0

72

72

71

72

71

51.4

8 15

9790

31

.04

20

SS

1D

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

87

9.6

73

73

73

74

73

53.6

6 16

8330

31

.37

21

SS

2A

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

78

4.4

72

71

71

70

72

50.4

1 11

5420

22

.90

22

SS

2B

PE

RP

EN

DIC

UL

AR

80

6.8

72

73

72

71

72

51.8

4 12

7750

24

.64

24

SS

2D

PA

RA

LE

LA

81

9.4

72

71

72

71

71

51.1

2 13

8970

27

.19

25

TA

P

AR

AL

EL

A

889.

0 72

72

72

72

73

51

.84

1309

30

25.2

6

26.4

31

.6

0.84

29

.0

26

TB

P

AR

AL

EL

A

857.

4 69

73

70

73

72

50

.74

1397

90

27.5

5

27

TC

P

ER

PE

ND

ICU

LA

R

859.

6 70

70

70

73

70

50

.05

1560

70

31.1

8

28

TD

P

ER

PE

ND

ICU

LA

R

883.

2 70

73

72

73

72

51

.83

1657

90

31.9

9

Tab

la 5


69

4.3. Ensayos a flexión simple

Figura 65. Máquina de ensayo automatizada Balwin-Lima-Hamilton.

Figura 66. Ensayos a flexión simple. Izq.: Hormigón sin fibras. Der.: Hormigón con fibras.

La resistencia a flexión se obtuvo como una tensión elástica equivalente de tracción en la

fibra inferior para la carga pico. En el hormigón sin fibras este valor fue de 5,1 MPa. En

los dos ensayos realizados las probetas llegaron a la rotura inmediatamente después de

alcanzar el pico de carga, como se puede apreciar en la Figura 67. El cociente entre

resistencias fue 16,1%, valor muy cercano al 15% habitualmente considerado para un

hormigón convencional.


70


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

T1

T5

Figura 67

Figura 68. Hormigón sin fibras.

En el caso del hormigón reforzado con fibras metálicas la resistencia a flexión fue 5,6

MPa. La relación entre la resistencia a flexión y a compresión media fue 13,8%. No se

obtuvo una resistencia residual definida, tendiendo prácticamente a ser nula para

desplazamientos de 15 mm (Figura 69). En las probetas fracturadas se observaron pocas

fibras atravesando la sección central (Figura 70). Se debe considerar la pérdida por rebote

y que la dosis utilizada es relativamente baja.


71

Hormigón con fibras metálicas - 35 kg/m3

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

M1B

M2A

M2F

Figura 69

Figura 70. Hormigón con fibras metálicas.

Para el hormigón con fibras sintéticas tipo A, la resistencia a flexión simple fue 5,0 MPa.

Por lo tanto, la relación entre resistencias a flexión y a compresión media fue 19,5%. Se

apreció un plafón de carga post-fisuración entre 250 y 700 N (Figura 71).


72


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

SM1G

SM2A

SM2F

Figura 71

Figura 72. Hormigón con fibras sintéticas tipo A.

La resistencia a flexión del hormigón con fibras sintéticas tipo B alcanzó los 5,0 MPa, el

mismo resultado obtenido en el caso anterior. Esto concuerda con el concepto de que las

fibras sintéticas entran en carga luego de producirse una cierta deformación debido a su

bajo módulo de elasticidad. En este sentido, se aprecia una resistencia residual claramente

establecida en 1,5 MPa, es decir, en un 30% del esfuerzo pico (Figura 73). La razón entre

las resistencias a flexión y a compresión fue 18,8%.


73


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

SS1B

SS2A

SS2F

Figura 73

Figura 74. Hormigón con fibras sintéticas tipo B.

Seguidamente se presentan gráficos comparativos entre los distintos tipos de hormigones

representando carga-desplazamiento y tensión equivalente-desplazamiento y la Tabla 6,

resumen de los ensayos efectuados a flexión simple.


74

Comparación en flexión simple

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga [N]

M1B - F. METALICAS

SM2F - F. SINTETICAS A

SS1B - F. SINTETICAS B

T5 - SIN FIBRAS

Figura 75

Comparación de tensiones en flexión simple

0

1

2

3

4

5

6

7

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Tensión equivalente [MPa]

M1B - F. METALICAS


SS1B - F. SINTETICAS B

T5 - SIN FIBRAS

Figura 76

75

RE

SU

LT

AD

OS

DE

EN

SA

YO

S A

FL

EX

IÓN

SIM

PL

E

N°

ID.

PE

SO

[gr]

L

ong

[cm

] L

AD

OS

[m

m]

Are

a [c

m2 ]

Are

a m

[cm

2 ] P

pic

o [N

] M

pic

o [N

mm

] σ p

ico

[MP

a]

σ m

[MP

a]

b1

h1

b2

h2

b3

h3

1 M

1B

5564

45

.2

67

75

67

75

67

75

50.2

5 50

.25

3431

34

3100

5.

46

5.61

2

M2A

57

82

45.6

70

76

70

77

70

77

53

.67

53.9

0 36

72

3672

00

5.31

3 M

2F

5769

45

.0

70

78

70

78

70

78

54.6

0 54

.60

4292

42

9200

6.

05

5 S

M2A

54

51

45.4

70

73

70

73

70

73

51

.10

51.1

0 32

38

3238

00

5.21

4.

93

6 S

M1G

54

42

45.0

71

73

72

73

73

71

52

.07

52.5

6 30

80

3080

00

4.82

7 S

M2F

50

30

45.2

70

67

70

67

71

67

47

.12

46.9

0 25

00

2500

00

4.77

8 S

S1B

53

22

45.0

70

71

70

72

71

72

50

.41

50.4

0 34

75

3475

00

5.75

4.

98

9 S

S2A

53

84

44.9

72

73

71

73

71

73

52

.07

51.8

3 25

95

2595

00

4.12

10

SS

2F

5050

45

.0

68

71

69

71

69

71

48.7

5 48

.99

2936

29

3600

5.

06

11

T1

5309

45

.2

70

74

69

74

68

75

51.2

9 51

.06

2986

29

8600

4.

74

5.13

12

T

5 52

38

44.9

70

70

70

70

70

70

49

.00

49.0

0 31

55

3155

00

5.52

Tab

la 6


76

4.4. Ensayos a flexo-compresión

Figura 77. Ensayo a flexo-compresión.

Las pruebas se realizaron utilizando dos niveles de precompresión: 1 MPa y 2 MPa. En el

primer caso, para el cálculo de la tensión elástica equivalente, se despreció el efecto de

segundo orden pues se comprobó que para la carga pico la deflexión es del orden de 1 mm,

generando la carga normal un momento menor al 2% del momento de primer orden. En el

segundo nivel de precarga, en general, se observó el desarrollo de un pico posterior mayor

que el producido cerca del punto de fisuración, con deflexiones asociadas entre 2 y 6 mm.

Para este segundo pico se consideró el momento de segundo orden.

Precompresión 1 MPa

El hormigón sin fibras desarrolló una tensión equivalente en la fibra inferior de 5,1 MPa,

valor que se calculó restándole a la tensión por flexión de la carga pico la generada por la

precompresión. Se debe hacer hincapié en la forma y extensión de la curva carga-

desplazamiento en contraste con la respuesta frágil en flexión simple. Este nivel de

esfuerzo axial permitió que las probetas resistan la solicitación vertical sin llegar a la rotura

durante el transcurso de los ensayos.


77


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

T2

T7

Precompresión 1MPa

Figura 78

Figura 79

En el siguiente caso, hormigón con fibras metálicas, la tensión equivalente fue 5,6 MPa.

No fue posible reconocer una resistencia residual definida.


78


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

M1C

M1F

Precompresión 1MPa

Figura 80

Para el hormigón con fibras sintéticas tipo A, la tensión equivalente alcanzó los 6,2 MPa.

Las curvas de respuesta tienen la misma morfología: una primera etapa elástica lineal, un

pico asociado a la fisuración, una caída de carga del orden del 25% y un posterior

decrecimiento monótono de su capacidad resistente (Figura 81).


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

SM1C

SM1F

SM2C

Precompresión 1MPa

Figura 81


79

El hormigón con fibras sintéticas tipo B tuvo una tensión equivalente de 5,6 MPa. En este

caso, se puede apreciar en las curvas la formación de post-picos de carga más definidos

(Figura 82).


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

SS1A

SS1E

SS1F

Precompresión 1MPa

Figura 82

Figura 83. Detalle de fisura.


80

A continuación se adjuntan gráficos comparativos entre los distintos tipos de hormigones

para este nivel de precompresión, representando carga-desplazamiento y tensión

equivalente-desplazamiento y una planilla resumen con los resultados obtenidos (Tabla 7).

Comparación en flexo-compresión 1 MPa

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]

Carga [N]

M1C - F. METALICAS


SS1E - F. SINTETICAS B

T7 - SIN FIBRAS

Figura 84

Comparación de tensiones en flexo-compresión 1 MPa

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]


M1C - F. METALICAS



T7 - SIN FIBRAS

Figura 85

81

RE

SU

LT

AD

OS

DE

EN

SA

YO

S A

FL

EX

O-C

OM

PR

ES

IÓN

1 M

Pa

N°

ID.

PE

SO

[gr]

L

ong

[mm

]

LA

DO

S [

mm

] A

cen

tral

[cm

2]

Com

pr.

[N

] δ

reso

rte

[mm

]

Lo

reso

rte

[mm

]

Lf

reso

rte

[mm

]

Pp

ico

[N]

Mp

ico

[Nm

m]

σ fle

x [M

Pa]

σ c

[M

Pa]

σ

[MP

a]

σ m

[MP

a]

b1

h1

b2

h2

b3

h3

1 M

1C

5816

45

.2

71

75

72

75

71

74

54.0

0 54

00

26.2

1 14

6.50

12

0.29

46

84

4684

00

6.94

1.

00

5.94

5.

59

2 M

1F

5841

44

.9

72

75

72

75

72

75

54.0

0 54

00

26.2

1 14

6.50

12

0.29

42

18

4218

00

6.25

1.

00

5.25

4 S

M1C

53

25

45.2

72

73

71

73

71

73

51

.47

5146

.5

25.1

2 14

6.50

12

1.38

45

88

4588

00

7.33

1.

00

6.33

6.

18

5 S

M1F

53

10

44.8

71

74

71

74

71

74

52

.54

5254

25

.58

146.

50

120.

92

4670

46

7000

7.

21

1.00

6.

21

6 S

M2C

48

91

45

68

70

67

70

66

70

46.9

0 46

90

23.1

5 14

6.50

12

3.35

38

34

3834

00

7.01

1.

00

6.01

7 S

S1A

54

22

45.2

70

72

70

72

70

72

50

.40

5040

24

.66

146.

50

121.

84

4013

40

1300

6.

64

1.00

5.

64

5.61

8

SS

1F

5260

45

70

73

70

73

70

73

51

.10

5110

24

.96

146.

50

121.

54

4099

40

9900

6.

59

1.00

5.

59

9 S

S1E

51

38

45

70

71

70

71

70

71

49.7

0 49

70

24.3

5 14

6.50

12

2.15

38

74

3874

00

6.59

1.

00

5.59

10

T2

5425

45

.2

72

73

73

73

73

74

53.2

9 53

29

25.9

0 14

6.50

12

0.60

41

98

4198

00

6.47

1.

00

5.47

5.

07

11

T7

5624

45

76

70

76

70

76

70

53

.20

5320

25

.86

146.

50

120.

64

3516

35

1600

5.

66

1.00

4.

66

Tab

la 7


82

Precompresión 2 MPa

Figura 86. Detalle del resorte.

En este escalón de precarga se observó, en general, el siguiente comportamiento: en primer

lugar ocurre un acomodamiento del dispositivo de aplicación de la carga vertical y del

material de la probeta, puesto en evidencia por la curvatura al inicio del gráfico; a partir de

allí la respuesta es claramente elástica lineal hasta alcanzar el primer pico de carga; luego

se produce una caída hasta que nuevamente toma incrementos de carga alcanzando un

considerable segundo pico. Finalmente reduce su capacidad de resistente a una tasa

aproximadamente constante.

Figura 87. Interfaz gráfica de la máquina de ensayo durante una prueba.


83

La tensión equivalente en la fibra inferior para el primer pico del hormigón base fue 6,8

MPa. En el segundo pico fue 7,4 MPa. No se produjo la fractura de las probetas durante las

pruebas.


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

T3

T6

Precompresión 2MPa

Figura 88

El hormigón con fibras metálicas desarrolló 6,8 y 8,2 MPa para el primer y segundo pico

respectivamente.


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

M1E

M2B

M2E

Precompresión 2MPa

Figura 89


84

Para el hormigón con fibras sintéticas tipo A, la tensión equivalente fue 6,6 MPa en el

primer pico y 7,8 MPa en el segundo.


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

SM2B

SM2E

Precompresión 2MPa

Figura 90

Las tensiones equivalentes del hormigón con fibras sintéticas tipo B fueron 5,6 y 8,1 MPa.


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 2 4 6 8 10 12 14

Desplazamiento [mm]

Carga vertical [N]

SS1C

SS2B

SS2E

Precompresión 2MPa

Figura 91


85

Figura 92.

Nuevamente se incluyen gráficos comparativos y las tablas 8 y 9 que muestran las pruebas

y parámetros estudiados.

Comparación en flexo-compresión 2 MPa

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]

Carga [N]

M1E - F. METALICAS

SM2B - F. SINTETICAS A


T3 - SIN FIBRAS

Figura 93


86

Comparación de tensiones en flexo-compresión 2 MPa

-2

0

2

4

6

8

10

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]


M1E - F. METALICASSM2B - F. SINTETICAS ASS2E - F. SINTETICAS BT3 - SIN FIBRAS

Figura 94

En este último gráfico, la paridad de los resultados permitió apreciar que el efecto de la

compresión predomina sobre el de las fibras para las cuantías utilizadas.

87

RE

SU

LT

AD

OS

DE

EN

SA

YO

S A

FL

EX

O-C

OM

PR

ES

IÓN

2 M

Pa

- P

RIM

ER

PIC

O

N°

ID.

PE

SO

[g

r]

Lon

g [c

m]

LA

DO

S [

mm

] A

cent

ral

[cm

2]

Com

pr.

[N

] δ r

esor

te

[mm

] L

o res

orte

[m

m]

Lf r

esor

te

[mm

] P

pico

1 [N

] M

pico

1 [N

mm

] σ f

lex1

[M

Pa]

σ c

[M

Pa]

σ1

[M

Pa]

σ1

m

[MP

a]

b1

h1

b2

h2

b3

h3

1 M

1E

5763

45

.1

70

75

70

75

70

75

52.5

0 10

500

48.2

14

6.5

98.3

48

86

4886

00

7.45

2.

00

5.45

6.

67

2 M

2B

4989

45

.4

69

69

69

69

69

69

47.6

1 95

22

44.0

14

6.5

102.

5 48

65

4865

00

8.89

2.

00

6.89

3

M2E

55

79

45.3

71

74

71

74

71

74

52

.54

1050

8 48

.2

146.

5 98

.3

6273

62

7300

9.

68

2.00

7.

68

4 S

M1E

52

19

45.0

71

73

70

74

70

73

51

.80

1036

0 47

.6

146.

5 98

.9

4823

48

2300

7.

55

2.00

5.

55

6.60

5

SM

2B

5386

45

.0

72

72

71

72

72

72

51.1

2 10

224

47.0

14

6.5

99.5

57

23

5723

00

9.33

2.

00

7.33

6

SM

2E

5382

45

.1

71

71

71

70

72

70

49.7

0 99

40

45.8

14

6.5

100.

7 51

80

5180

00

8.93

2.

00

6.93

7

SS

1C

5304

44

.9

71

71

71

71

71

71

50.4

1 10

082

46.4

14

6.5

100.

1 43

07

4307

00

7.22

2.

00

5.22

5.

61

8 S

S2B

51

90

45.1

71

71

71

71

71

71

50

.41

1008

2 46

.4

146.

5 10

0.1

4722

47

2200

7.

92

2.00

5.

92

9 S

S2E

53

04

45.0

72

72

72

72

72

72

51

.84

1036

8 47

.6

146.

5 98

.9

4788

47

8800

7.

70

2.00

5.

70

10

T3

5278

44

.9

70

71

70

71

70

71

49.7

0 99

40

45.8

14

6.5

100.

7 49

73

4973

00

8.46

2.

00

6.46

6.

83

11

T6

5345

45

.2

70

73

70

73

70

73

51.1

0 10

220

47.0

14

6.5

99.5

57

19

5719

00

9.20

2.

00

7.20

T

abla

8

RE

SU

LT

AD

OS

DE

EN

SA

YO

S A

FL

EX

O-C

OM

PR

ES

IÓN

2 M

Pa

- S

EG

UN

DO

PIC

O

N°

ID.

Ace

ntra

l [c

m2]

C

omp

r.

[N]

Ppi

co2

[N]

δ pic

o2

[mm

] M

pico

2 [N

mm

] M

2º

[Nm

m]

σ fle

x2

[MP

a]

σ 2º

[MP

a]

σ c

[MP

a]

σ2

[MP

a]

σ2m

[M

Pa]

1 M

1E

52.5

0 10

500

6049

3.

33

6049

00

3496

5 9.

22

0.53

2.

00

7.75

8.

19

2 M

2B

47.6

1 95

22

4816

2.

15

4816

00

2047

2 8.

80

0.37

2.

00

7.17

3

M2E

52

.54

1050

8 73

27

2.14

73

2700

22

487

11.3

1 0.

35

2.00

9.

65

4 S

M1E

51

.80

1036

0 52

34

2.21

52

3400

22

896

8.19

0.

36

2.00

6.

55

7.83

5

SM

2B

51.1

2 10

224

6035

2.

83

6035

00

2893

4 9.

84

0.47

2.

00

8.31

6

SM

2E

49.7

0 99

40

5933

2.

35

5933

00

2335

9 10

.23

0.40

2.

00

8.64

7

SS

1C

50.4

1 10

082

6002

5.

46

6002

00

5504

8 10

.06

0.92

2.

00

8.98

8.

08

8 S

S2B

50

.41

1008

2 55

51

3.63

55

5100

36

598

9.31

0.

61

2.00

7.

92

9 S

S2E

51

.84

1036

8 55

04

2.95

55

0400

30

586

8.85

0.

49

2.00

7.

34

10

T3

49.7

0 99

40

5189

3.

04

5189

00

3021

8 8.

82

0.51

2.

00

7.34

7.

41

11

T6

51.1

0 10

220

5558

3.

35

5558

00

3423

7 8.

94

0.55

2.

00

7.49

T

abla

9


88

En la siguiente secuencia fotográfica se puede apreciar el desarrollo de un ensayo a flexo-

compresión.

Fotografía 1. Comienzo del ensayo.

Fotografía 2. Aparición de la fisura.

Fotografía 3. Propagación de la fisura.


89

Fotografía 4. La fisura prácticamente alcanza la cara superior de la probeta.

Fotografía 5. Finalización del ensayo.

Durante el desarrollo de los ensayos a flexo-compresión las articulaciones funcionaron

satisfactoriamente. En las siguientes imágenes se puede apreciar el giro del cabezal.

Figura 95. Detalle de articulación y cabezal.


90

4.5. Resultados según el tipo de hormigón

En los siguientes gráficos se superpusieron las curvas de respuesta para cada tipo de

hormigón evaluado y se presentan diagramas de interacción aproximados que surgen de la

interpolación de los puntos obtenidos experimentalmente. Fueron expresados en términos

de tensiones para independizarlos de las dimensiones de las probetas usadas.


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]

Carga Vertical [N]

T5 - Flexión simple

T7 - Flexo-compresión 1MPa

T3 - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 96


0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]


T5 - Flexión simple

T7 - Flexo-compresión 1MPa

T3 - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 97


91

Curva de interacción


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Tensión de compresión [MPa]

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Tensión equivalente de flexión [MPa]

Figura 98


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]

Carga Vertical [N]

M1B - Flexión simple

M1C - Flexo-compresión 1MPa

M1E - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 99


92


0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]


M1B - Flexión simple

M1C - Flexo-compresión 1MPa

M1E - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 100


Hormigón con fibras metálicas - 35 kg/m

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45


0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11


3

Figura 101


93


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]

Carga Vertical [N]

SM2F - Flexión simple

SM1F - Flexo-compresión 1MPa

SM2B - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 102


0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]


SM2F - Flexión simple

SM1F - Flexo-compresión 1MPa

SM2B - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 103


94


Hormigón con fibras sintéticas tipo A - 4,5 kg/m

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45


0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11


3

Figura 104


0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]

Carga Vertical [N]

SS1B - Flexión simple

SS1E - Flexo-compresión 1MPa

SS2E - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 105


95


0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Desplazamiento [mm]


SS1B - Flexión simple

SS1E - Flexo-compresión 1MPa

SS2E - Flexo-compresión 2 MPa

Figura 106

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45


0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11




Figura 107


96

CONCLUSIONES

En este trabajo de investigación se diseño y desarrolló un dispositivo para evaluar el

comportamiento a flexo-compresión de hormigones proyectados reforzados con

macrofibras. Se ensayaron cuatro tipos de hormigones: con fibras metálicas, con dos tipos

de fibras sintéticas de polipropileno y sin adición de fibras. Los paneles fueron elaborados

en condiciones de obra con el método de proyección por vía húmeda. Las cuantías

empleadas fueron 35 kg/m3 (0,45% en volumen de hormigón) para las fibras metálicas y

4,5 kg/m3 (0,49%) para ambas clases de fibras sintéticas. Las pruebas realizadas fueron:

28 cubos a compresión, 11 vigas a flexión simple y 22 vigas a flexo-compresión,

totalizando 61 ensayos a la edad de 28 días. Durante el desarrollo de los mismos se

registraron las curvas carga-desplazamiento.

Los ensayos a flexo-compresión resultaron estables y repetibles, con una dispersión

relativamente baja y similar a la obtenida en flexión simple. Esto es destacable pues las

condiciones de obtención de las muestras de hormigón no fueron las ideales para esta clase

de estudio de laboratorio: elaboración del hormigón en planta en distintos días, uso de

varios pastones, proyección en el frente de trabajo, curado variable, etcétera.

La aplicación de la carga en el medio de la luz libre permitió que la fisura se genere en la

sección correspondiente sin necesidad de la utilización de entallas, lo cual hubiera

aparejado tomar mayores recaudos para su materialización y en la aplicación centrada de la

compresión en la probeta.

Durante el transcurso de las pruebas a flexo-compresión no se observó variaciones

apreciables en la longitud del resorte, garantizándose la constancia de la precarga.

Por todo lo anterior, el dispositivo funcionó exitosamente, incluso para la evaluación del

hormigón sin fibras.

El efecto de la compresión en la respuesta mecánica los hormigones evaluados predominó

sobre la acción de las fibras a medida que se incrementó el esfuerzo axial. Se observó la

transición de un comportamiento marcadamente distinto en la capacidad de absorción de

energía entre hormigones con y sin fibras sometidos a flexión simple, a una similitud de

respuesta cuando se aplicó 2 MPa de compresión. Esto se debe encuadrar con las cuantías

de fibras usadas, que resultaron cercanas al umbral inferior de lo normalmente dosificado.

No obstante, esta conclusión parece lógica pues en la bibliografía ya se había demostrado


97

que la presencia de fibras no influía considerablemente en la resistencia a compresión,

como se pudo verificar en los resultados presentados.

Entre las distintas fibras utilizadas no se presentó una que demuestre una performance

netamente superior a las demás. Se pudo apreciar que para cuantías volumétricas similares

el comportamiento de las macrofibras sintéticas resultó tan bueno como el de las metálicas.

Los siguientes pasos de investigación deberán abarcar el estudio de hormigones con

diversos contenidos y tipos de fibras con el objetivo de avanzar en el conocimiento de la

respuesta a flexo-compresión del material compuesto y fijar las bases para el desarrollo de

un procedimiento de diseño racional.


98

BIBLIOGRAFÍA

[1] ACI Committee 506. ACI Manual of Concrete Practice – ACI-506.R-90 (Reapproved

1995) “Guide to shotcrete”, 2000.

[2] EFNARC, European Specification for Sprayed Concrete, 1996.

[3] EFNARC, European Specification for Sprayed Concrete. Guidelines for specifiers and

contractors, 1999.

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[24] Extracto de http://www.iecsa.com.ar/obra.php?id=482&lang=_es. Página web de la

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[25] Extracto de http://www.cartellone.com.ar/Espanol/Novedades/Novedades.htm. Página

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[26] Memoria de Cálculo Rev. 01: Conducto calle Paraná. C.C.A., Febrero 2008.

[27] Informe Técnico 167/08 para José Cartellone – IECSA U.T.E . Ing. Balzamo, H.,

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[28] Guzmán M. A. “Resistencia de materiales”. Comisión de publicaciones del Centro de

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