| Investigación Aplicada | https://doi.org/10.21041/ra.v10i1.426 |
Hormigón reforzado con fibras poliméricas expuesto al fuego
Polymeric fiber reinforced concrete exposed to fire
Concreto reforçado com fibras poliméricas exposto ao fogo
D. M.
Dias1
*
,
J. L.
Calmon1
,
G. L.
Vieira1
*Autor de Contato: dainerdias@gmail.com
Recepción: 01 de julio de 2019.
Aceptación: 27 de noviembre de 2019.
Publicación: 30 de diciembre de 2019
| Citar como: Dias, D. M., Calmon, J. L. Vieira, G. L. (2020), "Hormigón reforzado con fibras poliméricas expuesto al fuego", Revista ALCONPAT, 10 (1), pp. 36 – 52, DOI: https://doi.org/10.21041/ra.v10i1.426 |
RESUMEN
El objetivo de este trabajo fue investigar la influencia de la adición de fibras poliméricas de polipropileno, poliéster, poliamida, aramida y pulpa de aramida en el comportamiento de hormigones sometidos a temperaturas elevadas. Las probetas con adiciones de fibras a una tasa de 2 kg/m3 fueron producidas y sometidas a altas temperaturas a través de pruebas en horno y de fuego directo. También se construyeron columnas y se sometieron a un simulador de incendios en vivo perteneciente al Departamento de Bomberos de Espírito Santo - Brasil. Se analizaron las propiedades microestructurales y mecánicas. Se observó que las fibras pueden influir en las propiedades del concreto y que los ensayos de fuego con carga de incendio estándar pueden ser una alternativa o complemento para el análisis de hormigón sometido a temperaturas elevadas.
Palabras clave:
hormigón reforzado,
fibras poliméricas,
altas temperaturas,
fuego,
propiedades mecánicas
ABSTRACT
The aim of this work was to investigate the influence of the addition of polypropylene, polyester, polyamide, aramid and aramid pulp fibers on the behavior of concretes subjected to high temperatures. For that, test specimens with fiber additions were made at a rate of 2 kg/m3 and submitted to temperatures in furnace, as well as to high temperatures through direct fire test. Columns were also built and subjected to a live fire simulator belonging to the Espírito Santo Fire Department - Brazil. Microstructural and mechanical properties were analyzed. It has been observed that the fibers may influence the properties of the concrete and that fire tests with standard fire load may be an alternative or complementary analysis of concrete subjected to elevated temperatures.
Keywords:
Reinforced concrete,
polymeric fibers,
high temperatures,
fire,
mechanical properties
RESUMO
O objetivo desse trabalho foi investigar a influência da adição de fibras poliméricas de polipropileno, poliéster, poliamida, aramida e polpa de aramida no comportamento de concretos submetidos a temperaturas elevadas. Para tanto, corpos de prova com adições de fibras a uma taxa de 2kg/m3 foram produzidos e submetidos a mufla, bem como a altas temperaturas através de teste de fogo direto em grelha. Protótipos também foram construídos e submetidos a simulador de incêndio real pertencente ao Corpo de Bombeiros do Espírito Santo - Brasil. Propriedades microestruturais e mecânicas foram analisadas. Observou-se que as fibras podem influenciar as propriedades do concreto e que os ensaios de teste de fogo com carga de incêndio padrão podem ser uma alternativa ou complementar análise de concreto submetido a temperaturas elevadas.
Palavras-chave:
Concreto reforçado,
fibras poliméricas,
altas temperaturas,
incêndio,
propriedades mecânicas
1. IntroduciÓn
Grandes incendios han comprometido severamente varias estructuras a lo largo de la historia (Metha y Monteiro, 2008). La seguridad estructural contra incendios es una de las consideraciones más importantes que deben aplicarse a los edificios (Khalaf y Huang, 2016). El comportamiento del hormigón bajo la acción de agentes agresivos ha sido objeto de estudios en las áreas de tecnología y durabilidad del hormigón (Petrucci, 1981).
Ma et al. (2015), Haddad et al. (2008), Cree et al. (2013) y Park y Yim (2016) mostraron que las altas temperaturas dañan seriamente la microestructura y la mesoestructura del hormigón, lo que causa el perjuicio de las propiedades mecánicas e incluso efectos perjudiciales en el nivel estructural debido a la fisuración del hormigón y la exposición del acero a las llamas en caso de incendio.
El comportamiento de un incendio real es muy diferente al de la mayoría de las pruebas en muflas. En un enfoque basado en el rendimiento, se puede utilizar una representación más realista del fuego, que comprende una fase de calentamiento seguida de una fase de enfriamiento hasta que vuelva a la temperatura ambiente (Gernay y Franssen, 2015). Ensayos a la llama reales son importantes para comprender el verdadero comportamiento del hormigón en incendios, ya que las pruebas de laboratorio convencionales no siempre reflejan el comportamiento de esta situación patológica. Del mismo modo que la resistencia al fuego de las estructuras construidas es mayor de lo esperado en los ensayos de elementos individuales (Lennon et al., 2007). Se observa que los métodos tradicionales de ensayos de materiales son más conservadores que los con fuego real.
El uso de fibras en el hormigón se ha vuelto popular, principalmente por su resistencia a la fisuración, retracción plástica y mayor tenacidad y, más específicamente, las fibras poliméricas dan al hormigón un mejor comportamiento posterior a la fisuración, evitan y controlan la formación y propagación de fisuras y también inhiben el fenómeno del desprendimiento (spalling) (Alhozaimy et al., 1996; Kurtz y Balaguru, 2000; Ezziane et al., 2015; Poon et al., 2004). Corroborando la idea, Pai y Chandra (2013) señalaron que una mejor comprensión de los conceptos detrás del refuerzo de fibra, los nuevos métodos de fabricación y los nuevos tipos de fibras orgánicas llevaron a los investigadores a concluir que las fibras sintéticas y naturales pueden, de hecho, reforzar el hormigón.
En un incendio, las fibras se derriten a cierta temperatura, lo que ayuda a liberar vapor de agua a través de los poros (Pliya et al., 2011). La porosidad adicional y los pequeños canales creados al fundir fibras de polipropileno pueden disminuir la presión de vapor interna en el hormigón y reducir la probabilidad de desprendimiento (spalling|) (Noumowe, 2005), especialmente en hormigón de alta resistencia.
Lee et al. (2012) señalan que desde los primeros artículos que discutieron la resistencia al fuego del hormigón, como el informe ACI de 1919 (ACI, 2019), varios investigadores han sugerido la adición de fibras al hormigón. Sin embargo, la discusión sobre la influencia positiva de las fibras poliméricas en las propiedades mecánicas del hormigón aún no está finalizada, porque, aunque algunos estudios indican que las fibras no influyen o empeoran significativamente las propiedades de un concreto de referencia, otros estudios han demostrado lo contrario, antes y después. Después de ser sometidas a altas temperaturas, las fibras pueden mejorar las propiedades mecánicas del concreto, como lo demuestran Shihada (2011) y Drzymala et al. (2017)
Los estudios han demostrado que las fibras de polipropileno son efectivas para mitigar el agrietamiento de los hormigones expuestos a altas temperaturas (Ezziane et al., 2015; Xiao y Falkner, 2006; Behnood y Ghandehari, 2009; Bangi y Horiguchi, 2012; Akca y Zihnioǧlu, 2013) y que la adición de fibras de polipropileno es el método más utilizado para evitar el desprendimiento (spalling) en hormigón de alta resistencia. Song et al. (2005) evaluaron los efectos de la adición de fibras de nylon y polipropileno y mostraron que la resistencia a la compresión del hormigón aumentó, respectivamente, 12,4% y 5,8% en comparación con el hormigón sin fibras. Con respecto a las fibras de poliéster, dependiendo del porcentaje utilizado, la adición de fibras puede contribuir a aumentar la resistencia a la compresión del hormigón, como Suresh et al. (2014) concluirán. A una dosificación óptima, las fibras de poliéster mejoraron la resistencia a la compresión y la resistencia a la tracción por flexión del hormigón expuesto a altas temperaturas en el rango de 150-250 ° C durante intervalos de 1,2 o 3 horas (Sekhar y Raju, 2017). La adición de fibras de poliéster al hormigón puede contribuir a un retraso en el dano del hormigón nomral cuando se somete a un rango de temperatura sostenido de 25 a 400 ° C (Suresh et al., 2014). La fibra de aramida todavía es poco común para la industria de la construcción (Çavdar, 2013), lo que demuestra que puede estudiarse mejor.
Por lo tanto, debido a las brechas (gaps) existentes y la importancia del tema, el objetivo de este trabajo fue investigar la influencia de la adición de polipropileno, poliéster, poliamida, aramida y pulpa de aramida en el comportamiento de los hormigones sometidos temperatura elevadas, utilizando diferentes ensayos. Para esto, se hicieron muestras con adición de fibra a una tasa de 2kg/m3. Las muestras o probetas se sometieron a temperaturas de 300°C, 500°C y 700°C en el horno, así como a altas temperaturas mediante ensayos de fuego directo en parrilla. También se construyeron prototipos (columnas) y se sometieron a un simulador de fuego real perteneciente al Departamento de Bomberos de Espírito Santo - Brasil. Posteriormente se realizaron ensayos de resistencia a la compresión, resistencia a la tracción por la flexión, resistencia a la tracción por compresión diametral (ensayo brasileño), pérdida de masa y velocidad del pulso ultrasónico.
2. Programa experimental
2.1 Materiales y proporciones de la mezcla
Para la preparación del hormigón, se utilizó el cemento Portland CP III 40 RS, según la clasificación estándar (ABNT, 2018). Se utilizó arena natural con módulo de finura de 1,92 y una dimensión máxima de 2,4 mm como árido fino. Se usaron dos tipos de árido de granito en el hormigón como árido grueso, uno con un tamaño característico máximo de 19 mm y el otro con 9 mm. Se usó un superplastificante en la preparación de los hormigones. Las fibras se usaron a una tasa de 2 kg/m3. Esta tasa tenía como objetivo principal reducir la posibilidad de desprendimiento (spalling) y siguió una tendencia extraída del estado del conocimiento de la mejor cantidad de fibra (Poon et al., 2004; Behnood y Ghandehari, 2009; Kim et al., 2013; Lourenço et al., 2011; Bei y Zhixiang, 2016), donde se obtuvieron los mejores con una tasa igual a la utilizada o próximo de la misma. Las propiedades típicas de la fibra se muestran en la Tabla 1.
| Tabla 1. Propiedades de las fibras | ||||||||||
| Fibra | Diámetro(μm) | Long. (mm) | Mod. De elasticidad (GPa) | Resist. tracción (GPa) | Densidad (g/cm3) | Punto de fusión (°C) | ||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Polipropileno | 12 | 12 | 9.0 | 0.5 | 0.91 | 160 | ||||
| Poliéster | 20-25 | 15 | 8.2 | 0.3 – 0.5 | 1.34 | 235 | ||||
| Poliamida (Nylon 6.6) |
30 | 12 | 5.0 | 0.9 | 1.14 | 260 | ||||
| Aramida (Kevlar 29/49) |
14 | 12 | 65/125 | 2.8 | 1.44 | 427-482 | ||||
| Pulpa de aramida Kevlar | 2-13 | 0.5-1.0 | 65/125 | 2.8 | 1.45 | 423 | ||||
2.2 Preparación de las probetas
La proporción de los materiales utilizados para fabricar los hormigones se muestra en la Tabla 2. Se produjeron seis mezclas: la referencia sin fibras (NF), el hormigón reforzado con fibras de polipropileno (PP), el hormigón reforzado con fibras de poliéster (POL), el hormigón reforzado con fibras de poliamida (NY), hormigón reforzado con fibra de aramida (AR) y hormigón reforzado con fibra de pulpa de aramida (AP).
| Tabla 2. Mezclas de hormigón | ||||||||||
| Material | NF | PP | POL | NY | AR | AP | ||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Cemento(kg/m3) | 340 | 340 | 340 | 340 | 340 | 340 | ||||
| Árido fino (kg/m3) | 770 | 770 | 770 | 770 | 770 | 770 | ||||
| Árido grueso 9 mm (kg/m3) | 300 | 300 | 300 | 300 | 300 | 300 | ||||
| Árido grueso 19 mm(kg/m3) | 842 | 842 | 842 | 842 | 842 | 842 | ||||
| Água (l/ m3) | 170 | 170 | 170 | 170 | 170 | 170 | ||||
| Superplastificante (l/ m3) | 2,85 | 2,85 | 2,85 | 2,85 | 2,85 | 2,85 | ||||
| a/c | 0,5 | 0,5 | 0,5 | 0,5 | 0,5 | 0,5 | ||||
| Fibra (kg/m3) | 0 | 2 | 2 | 2 | 2 | 2 | ||||
| Ensayo de asentamiento – cono de Abrams (mm) | 190 | 30 | 50 | 70 | 60 | 20 | ||||
| Densidad (kg/m3) | 2471 | 2439 | 2455 | 2457 | 2460 | 2452 | ||||
Las probetas cilíndricas y prismáticas se moldearon de acuerdo con NBR 5738 (ABNT, 2015a). Las mezclas de hormigón fresco se ensayarán para determinar la trabajabilidad mediante el ensayo del cono de Abrams de acuerdo con NBR NM 67 (ABNT, 1998). Poco después se moldearon probetas de hormigón (columnas) con una sección transversal de 20x20 cm y una altura de 1,35 m.
Las muestras permanecieron en cura húmeda durante 28 días. Después de este período, las muestras se mantuvieron en un ambiente controlado (cámara climática) durante otros 7 días, con una temperatura constante de 23°C y una humedad relativa del 77%, cerca de la realidad encontrada en el estado de Espírito Santo - Brasil. Como los ensayos a alta temperatura están influenciadas por la humedad y, considerando que el objetivo era ensayar el hormigón lo más cerca posible de la realidad, se realizó el control de temperatura y humedad. ASTM E119 (ASTM, 2018) indica el acondicionamiento de las probetas con el fin de proporcionar una condición de humedad interior similar a los edificios construidos.
2.3 Métodos de ensayos en altas temperaturas
Antes de los ensayos mecánicos, las muestras se sometieron a ensayos en mufla a alta temperatura y llama directa. En el horno de mufla, las temperaturas máximas alcanzadas para el análisis fueron 300, 500 y 700°C. Estos rangos de temperatura analizados (rangos en los que ocurren transformaciones importantes en el hormigón) siguen una tendencia encontrada en el estado del conocimiento, como, por ejemplo, en Xiao y Falkner (2006), Shihada (2011), Suresh et al. (2014) y Yermak et al. (2017) En un estudio anterior, Dias et al. (2017) observaron que a temperaturas más altas los hormigones perdieron su capacidad estructural.
En relación con el desprendimiento (spalling), un fenómeno que ocurre con el hormigón sometido a altas temperaturas, factores como el tipo de árido, el tamaño de las probetas, la presencia de aditivos, la resistencia del hormigón y, principalmente, la velocidad de calentamiento, influyen en la presencia de desprendimiento (spalling). En la mayoría de los casos, se requiere una temperatura superior a 700°C para el spalling. Sin embargo, las temperaturas superiores a 500°C, en conjunta con otras características, ya son suficientes. Por ejemplo, Akca y Zihnioglu (2013) dijeron que se observó un spalling explosivo en su investigación, especialmente en probetas sin fibras que empezaron después de 500°C.
Como los incendios reales en compartimentos tienen un pico y poco después el decaimiento (Hartin, 2018), en los ensayos realizados, después de alcanzar la temperatura máxima establecida, el horno se apagó. La velocidad de calentamiento utilizada fue de 10°C/min y el enfriamiento fue a temperatura ambiente durante 24 horas. Las ensayos en mufla siguieron metodologías comúnmente encontradas en el estado del conocimiento para este tipo de ensayos de laboratorio (Ezziane et al., 2015; Poon et al., 2004; Pliya et al., 2011; Shihada, 2011; Pai y Chandra, 2013; Xiao y Falkner, 2006; Behnood y Ghandehari, 2009; Akca y Zihnioǧlu, 2013; Suresh et al., 2014; Sekhar y Raju, 2017; Bei y Zhixiang, 2016; Choumanidis et al., 2019; Srikar et al., 2016; Yermak et al., 2017).
Para obtener resultados que pudiesen compararse con el calentamiento en mulfa, también se realizaron ensayos de llama directa de acuerdo con ISO 834-R (ISO, 2015). Para realizar el ensayo, las muestras se colocaron verticalmente en una parrilla de acero con dimensiones de (500x500) mm, a una altura de 100 mm del material combustible, dejando espacio entre ellas para tener contacto directo con el fuego. En ensayos con fuego real, como se encuentra en (Shihada, 2011), el material de combustible utilizado fue la madera. La cantidad de madera utilizada en cada prueba se calculó con base en una carga de fuego estándar de bajo riesgo de 300 MJ / m2 que se encuentra comúnmente en pisos en Brasil (Espírito Santo, 2009; São Paulo, 2011; ABNT, 2000), considerándose el potencial calórico de 19 MJ / kg de madera en cada combustión. Para comenzar la quema se usó alcohol. Se insertaron dos sensores de termopar tipo K en el dispositivo para medir la evolución de la temperatura. El Departamento de Bomberos de Espírito Santo - Brasil (CBMES) apoyó con conocimiento y equipo de protección el ensayo con llama real. Este ensayo duró 80 minutos, lo que casi coincidió con el final del material combustible, y el enfriamiento fue al ambiente. El ensayo en mufla y el ensayo de llama directa pueden verse en la Fig. 1
Se usó un termógrafo con sensor infrarrojo antes, durante y después de las pruebas de alta temperatura. Se realizaron pruebas mecánicas de resistencia a la compresión, resistencia a la tracción en la flexión y resistencia a la tracción por compresión diametral (ensayo brasileño) después de las pruebas de alta temperatura. Las mediciones de la velocidad del pulso ultrasónico y la pérdida de masa se realizaron antes y después de la sumisión a alta temperatura.
| Fig. 1. Aumento de temperatura a través de la mufla (a) y la llama directa de la parrilla (b) | ||||
Con el fin de complementar el análisis, especialmente en caso de spalling, se realizaron ensayos de fuego reales en los prototipos - columnas, utilizando uno de los simuladores de fuego CBMES. El módulo elegido proporciona un comportamiento de fuego extremo en los primeros minutos de fuego. La ventilación fue controlada por las puertas delanteras. La carga de fuego estipulada también era de bajo riesgo al usar madera contrachapada y pallets. La disposición de la carga de fuego y las columnas en el simulador se puede ver en la Fig. 2. El ensamblaje siguió los patrones de quema de la brigada de bomberos y tuvo como objetivo proporcionar realidad en la evolución del fuego y la uniformidad de la quema. Los sensores de termopar de tipo k se insertaron 0,8 m y 1,6 m de altura en el contenedor para medir la temperatura interna y un sensor estaba controlando la temperatura externa. Un bombero con todo el equipo de protección personal necesario comenzó esta simulación. En la Fig. 3 puede verse una secuencia de fotografías de la ejecución ensayo de ensayo.
| Fig. 2. Simulador elegido (a), dispositivo montado (b) y disposición del sensor (c) | ||||
Fig. 3.
Simulación de fuego real en los prototipos - columnas.
2.4 Procedimientos de los ensayos
Los ensayos de resistencia a la compresión axial, resistencia a la tracción por flexión, resistencia a la tracción por compresión diametral (ensayo brasileño), pérdida de masa y velocidad del pulso ultrasónico (UPV) se realizaron a posteriori. También se realizaron análisis en nivel macro y de microescala en las probetas.
La verificación del hormigón sometido a altas temperaturas comenzó por un análisis visual, observándose spalling y cambio de color. Se generaron imágenes de fragmentos de probetas a una profundidad de 1 cm a través de un microscopio electrónico de barrido (SEM), con el objetivo de verificar la zona de transición entre el árido y la matriz de cemento y, principalmente, la interacción de las fibras en el hormigón y la permanencia o no de ellas bajo las altas temperaturas.
Las probetas de hormigón se sometieron al ensayo de resistencia a la compresión axial, siguiendo el procedimiento de NBR 5739 (ABNT, 2007), después tener sido sometidas a temperaturas elevadas. El ensayo de resistencia a la tracción por flexión se realizó de acuerdo con los estándares encontrados en NBR 12142 (ABNT, 2010), empleándose el principio de viga simplemente soportada con dos fuerzas concentradas en los tercios del tramo. Para complementar el análisis de los ensayos mecánicos destructivos, también se realizó el ensayo de resistencia a la tracción por compresión diametral (ensayo brasileño). El ensayo siguió las normas de NBR 7222 (ABNT, 2011).
La pérdida de masa se obtuvo por la relación entre la diferencia de masa de la probeta antes y después de ser sometida a temperatura elevada y la masa antes de la combustión, siendo el resultado expreso como un porcentaje. Los ensayos no destructivos para determinar la velocidad de propagación de las ondas longitudinales obtenidas por pulsos ultrasónicos a través de las muestras de hormigón se realizaron con base en NBR 8802 (ABNT, 2013), donde se empleó la transmisión directa entre transductores.
3. Resultados
Para hormigones sometidos a diferentes temperaturas en el horno de mufla, se realizó un análisis estadístico de los resultados obtenidos en los ensayos para verificar si realmente hay una diferencia estadística en un intervalo de confianza del 95%, lo que refleja un nivel de significancia de 0,05. Se utilizó el análisis de varianza (ANOVA), seguido de la prueba de comparaciones múltiples de Tukey. En el primer momento, se analizaron por separado los resultados de las altas temperaturas en la mufla, y en el segundo momento se realizó la comparación con la prueba de fuego con llama directa.
No hubo spalling en ninguna probeta analizada. Como la temperatura y la humedad se controlaron durante el curado, se observó que en condiciones climáticas normales encontradas en Espirito Santo - Brasil, el spalling se mitigaba, incluso en el caso de hormigones con resistencia superior a 50 MPa - hormigón clase II (ABNT, 2015b).
A partir de un análisis general, que se mostrará en los siguientes tópicos, se observaron mayores pérdidas porcentuales después del rango de 500°C. Esto se explica por el hecho de que el calor pasa a través de la conducción dentro del espécimen y las transformaciones de la microestructura del hormigón que ocurren durante el calentamiento son más agresivas después de este rango (Ma et al., 2015; Castellote et al., 2004; Eurocódigo EN, 2004; Khoury, 1992).
3.1 Microestructura de hormigón
A partir de las imágenes generadas, la interacción de la fibra se consideró satisfactoria. En las pruebas de mufla en el rango de 700°C, no se observaron la presencia de fibras en ninguna mezcla, lo que era de esperar ya que el punto de fusión de todas las fibras no excedía los 500 ° C como se muestra en la Tabla 1.
La figura 4 muestra las imágenes SEM de los hormigones después de haber sido sometidos a una temperatura de 500°C en el horno de mufla.
| Fig. 4. MEV de hormigones después de ser sometidos a una temperatura de 500°C | ||||
Se observa que PP y POL no contenían más fibras después de 500°C, que AR y AP no perdieron las fibras en su totalidad y en NY hubo fusión parcial de las fibras. La temperatura aplicada fue de 500°C, pero vale la pena recordar que el calor del hormigón pasa a través de la conducción y es por eso que algunas fibras de la parte interior de NY permanecieron y otras no, es decir, en el punto analizado la temperatura interna del hormigón estaba cerca de 260°C. Las flechas en la Fig. 4 muestran esto. Las flechas indican la presencia o el vacío de las fibras en cada tipo de hormigón sometido a altas temperaturas.
Más tarde se verá que NF y AP fueron los hormigones que mostraron spalling en el ensayo del simulador. Correlacionándose con el análisis MEV, se verifica que la falta de porosidad para liberar vapor de agua influyó en el spalling de NF. En AP, la alta fibrilación de pulpa de aramida, la concentración de superficie y el hecho de que no se fundió fueron factores determinantes para no aumentar la porosidad del hormigón. Una explicación más detallada será realizada en el tópico del ensayo de simulador de fuego real.
3.2 Prueba de fuego en parrilla
Los sensores de termopar tipo K midieron el comportamiento de la evolución real de la temperatura a lo largo del tiempo en los ensayos directos (llama directa) y de simulación de incendio. Se observa que el comportamiento es bastante diferente de la curva estándar ISO 834 de un horno eléctrico. Esta diferencia se puede ver en la figura 5.
| Fig. 5. Temperatura x tiempo en el ensayo de fuego en la parrilla (a) y la curva ISO 834 (b) | ||||
Como se observa en el gráfico, en el ensayo de fuego en la parrilla se observaron las fases de combustión del compartimento, es decir, los ensayos mostraron el punto de ignición, la fase de crecimiento, con o sin combustión generalizada, el punto de máximo y el decaimiento debido a la falta de material combustible. Comportamiento diferente al que se encuentra en los ensayos de mufla. Otro punto divergente es el patrón de calentamiento de la probeta. El calor se pasa por conducción a la probeta. En un incendio, sometido al fuego directo con mayor frecuencia tiene un patrón. En la quema en mufla, todos los lados transfieren energía por igual a la probeta. En la Fig. 6 se observa en las imágenes de termografía cómo se pasa el calor en los dos tipos de ensayos realizados.
| Fig. 6. Probeta en fase de enfriamiento inmediatamente después de la quema en la parrilla (a) y poco después de ser sometida a 500°C en horno de mufla (b) | ||||
La figura 6 (a) muestra un gradiente de temperatura bien definido, que muestra puntos calientes en el fondo de la muestra donde se concentró la carga de fuego. La figura 6 (b) muestra que el calentamiento de la muestra es casi uniforme, como se esperaba, ya que la mufla se calienta por todos lados. La mayoría de los incendios reales tienen un frente de fuego establecido, es decir, el ensayo de fuego en la parrilla fue más efectivo en este sentido.
Otra información importante es que, aunque la parrilla alcanza temperaturas superiores a de la mufla a 500°C, por ejemplo, la temperatura de la cara de la probeta en la mufla era más alta que la probeta en la parrilla, lo que demuestra que la radiación de energía térmica en la mufla es más grande.
Los ensayos de hormigones sometidos a altas temperaturas a través de muflas pueden ser reproducibles, pero no representan la realidad de un incendio en el compartimento y son mucho más severas que los ensayos de fuego de carga finita.
3.3 Resistencia a la compresión axial
Los datos de resistencia a la compresión axial de los hormigones ensayados con mufla fueron sometidos a ANOVA. Se observó que el efecto aislado del tipo de hormigón (NF, PP, POL, NY, AR y AP) y de la variación de temperatura (23, 300, 500 y 700°C) fueron significativos, así como la interacción entre las dos variables La figura 7 muestra la resistencia a la compresión axial en función de la temperatura de los hormigones analizados.
| Fig. 7. Resistencia a la compresión axial (a) y ensayo brasileño (b) en función de la temperatura de la mufla y la parrilla. | ||||
Analizando el ensayo en mufla, se observa que de 23°C a 500°C casi no hay cambio en la resistencia a la compresión. A 700°C hay una caída promedio de aproximadamente el 50,2% de esta propiedad mecánica en comparación con la temperatura ambiente. Este comportamiento puede explicarse por el rango de temperatura en el que ocurren transformaciones importantes en el hormigón, como lo demuestran Castellote et al. (2004)
Después de la realización de la ANOVA, se concluye que existe una diferencia entre los grupos de hormigón sometidos a diferentes temperaturas, sin embargo, solo con este análisis no es posible señalar si la diferencia ocurre dentro del grupo o entre los grupos. Se puede usar una prueba de comparación múltiple cuando hay una diferencia, ya que completa el análisis al comparar y mostrar el resultado de todos los pares promedio. Para esto, se utilizó la prueba de comparaciones múltiples de Tukey.
Después de la prueba de comparaciones múltiples de Tukey, se concluyó que:
Analizando el ensayo de fuego de la parrilla, los resultados muestran que el efecto de la alta temperatura a través de la mufla es más severo para el hormigón. Aunque la temperatura final del ensayo de fuego en parrilla alcanza casi 700°C, los valores obtenidos para la resistencia a la compresión axial de la mufla a 700°C son en promedio el 55% de los resultados en la parrilla.
3.4 Resistencia a la tracción por la flexión
Al realizar el ANOVA, se observó que las fibras y la temperatura influyen independientemente en el comportamiento de la resistencia a la flexión en el hormigón. La temperatura fue la variable de mayor impacto seguida por el tipo de hormigón (adición de fibra), pero la interacción entre estas dos fuentes de variación, el tipo de hormigón y la temperatura, no fue significativa, ya que el valor de P fue mayor a 0,05.
3.5 Resistencia a la tracción por compresión diametral - ensayo brasileño
Se observó que no hubo cambios en el resultado hasta el rango de 300°C en comparación con la temperatura ambiente, y el valor medio de resistencia disminuyó en un 12,9% en el rango de 500°C y un 65,2% a 700°C.
Verificase significación al analizar las fuentes de variación del tipo de hormigón y la temperatura de forma independiente, así como la interacción entre las variables fue significativa con un intervalo de confianza del 95%. La figura 7b presenta el gráfico de la resistencia a la tracción por compresión diametral en función de la temperatura.
Se observó que NY, AR y AP presentaron promedios más altos que NF, PP y POL. Aunque sea una prueba que puede presentar mayores variaciones de resultados que las otras dos pruebas presentadas anteriormente (resistencia a la compresión axial y resistencia a la tracción a la flexión), cabe destacar que las características de la fibra pueden haber influido en los resultados. Una vez más, la temperatura fue la variable con mayor impacto. Después de la prueba de comparaciones múltiples, se encuentra que a 700°C no hay diferencia entre los hormigones analizados. Se sugiere que la orientación de la fibra puede haber interferido con los resultados, porque en esta prueba el POL obtuvo el resultado promedio más bajo mientras que el AR obtuvo el más alto. En el ensayo de resistencia a la compresión, esta lógica se invirtió, es decir, el POL obtuvo el resultado promedio más alto y el AR el peor. Dado que estas muestras cilíndricas se moldearon en las mismas condiciones, se presume que la orientación de la fibra puede haber influido en el resultado. Los resultados obtenidos en el ensayo de fuego de la parrilla se encuentran cerca de los obtenidos en el horno de mufla a 500°C.
3.6 Pérdida de masa
Los resultados de pérdida de masa fueron significativos para un intervalo de confianza del 95%.
A partir de 300°C, la temperatura ya influye en la pérdida de masa de los hormigones ensayados. Tanto en este rango de temperatura, donde la mayor parte de la pérdida de masa corresponde al agua libre compuesta, como a 700°C, donde ya se ha liberado toda el agua libre, ya se han producido muchas transformaciones químicas, ya han aparecido fisuras considerables y el hormigón ya ha perdido gran parte de su característica estructural (Ma et al., 2015).
En el rango de 500°C, NF tuvo la pérdida de masa más baja que los otros hormigones. Este rango de temperatura es suficiente para fundir gran parte de las fibras, proporcionando el aumento de poro esperado, pero aún no es suficiente para realizar todas las transformaciones químicas del concreto. El gráfico de la pérdida de masa en función de la temperatura se encuentra en la figura 8a.
| Fig. 8. Pérdida de masa (a) y UPV (b) en función de la temperatura. | ||||
Aunque la temperatura final de la prueba final de fuego de la parrilla alcanza casi 700 ° C, el hormigón muestra menos pérdida que el hormigón a 500°C en mufla, como se puede ver en la pérdida de masa y los resultados de UPV.
3.7 Velocidad de propagación de ondas ultrasónicas
La figura 8b muestra el resultado esperado, es decir, se sugiere la existencia de fisuras e incluso la ampliación de poros a medida que aumenta la temperatura.
Por análisis gráfico, se verifica que hasta 300°C no hubo aumento en las fisuras capaces de presentar diferencias en el análisis de ultrasonido. El método de ensayo no destructivo para determinar la velocidad de propagación de ondas longitudinales, obtenido por pulsos ultrasónicos a través de un componente de hormigón, tiene como una de sus principales aplicaciones la detección de fallos internos de hormigonado, profundidad de fisuras y otras imperfecciones (ABNT, 2013). Debido a la velocidad de calentamiento, la temperatura máxima alcanzada y el enfriamiento utilizado, a 300°C, no se detectó pérdida de humedad. A 500°C, NF exhibió una velocidad más alta que el hormigón de fibra, y la temperatura de 700°C fue suficiente para obtener el mismo resultado en todos los hormigones analizados.
Estos números muestran que la temperatura no es la única variable que influye significativamente en los resultados del mismo hormigón después de condiciones severas, ya que el flujo de calor, el frente de incendio y la carga de fuego son esenciales para determinar el comportamiento. Los ensayos den mufla, si bien son importantes para fines de comparación, no representan la realidad de un incendio real y otros ensayos, como el ensayo de incendio real, pueden complementar el análisis.
3.8 Ensayo en simulador de fuego real
La Figura 9 muestra los índices de temperatura en función del tiempo para cada uno de los sensores que controlaron el incendio en el simulador de fuego.
| Fig. 9. Temperatura x tiempo en el simulador de fuego para los tres sensores. | ||||
La temperatura promedio en el sensor fuera del contenedor fue de 42°C. De hecho, el fuego tuvo un comportamiento extremo en el simulador, porque en solo 6 minutos después del inicio del fuego, la temperatura en el contenedor alcanzó su rango máximo de 786°C en el sensor ubicado a 1,60 m.
Los primeros 2 minutos fueron de combustión lenta solo en el centro de ignición del material y una gran cantidad de humo blanco (vapor de agua de madera). Con 4 minutos de simulación, ya había una quema general de los pallets centrales y las llamas tocando el techo. En 5 minutos, quedó claro que el humo blanco comenzó a ponerse gris. A partir de entonces, el comportamiento comenzó a cambiar. En 6 minutos, el humo ya era gris claro y ya ocupaba toda la puerta. En ese momento, la madera del fondo comenzó a arder. A los 10 minutos hubo un incendio general en el fondo y la madera del techo. A los 11 minutos, el humo generado ya estaba turbio, casi de color marrón caqui, una característica de combustión incompleta, lo que significa que todavía había mucho material combustible transportado en el humo. Tanto es así que en el momento de la prueba de hasta 12 minutos, el humo se quemó, con la aparición de llamas fuera del contenedor (este momento se llama "flash"). Es por eso que puede ver casi un segundo pico de aumento de temperatura en el sensor superior. Después de una quema generalizada, a los 13 minutos el humo era gris oscuro. A los 23 minutos, se verifica una quema lenta solo en el centro (el restante del material combustible). Después de eso, la curva de temperatura continúa disminuyendo. Este es un comportamiento real de un incendio.
Después del ensayo y el enfriamiento total del sitio, se realizó un análisis visual de cada prototipo-columna al día siguiente. La figura 10 muestra las columnas uno al lado del otro. Las marcas hechas en las imágenes de la columna muestran el spalling que ocurrió en algunos de los hormigones.
| Fig. 10. Columnas después de haber sido expuestas al fuego. Observar NF y AP después del fuego, mostrando la parte superior (a), el centro (b) y la base (c). | ||||
Se observó que NF era el que tenía la mayor spalling, seguido del AP. AR también tenía un ligero spalling en la base. Las columnas PP y POL no mostraron spalling, es decir, los daños no se observaron en el análisis visual. Tales hormigones solo mostraban marcas de quema provenientes de la madera. Al menos una cara de cada columna tiene esta marca de quema, una característica muy común que se encuentra en los incendios debido a la quema incompleta de materiales combustibles.
De este análisis se concluye que las fibras poliméricas disminuyen la incidencia de spalling en el hormigón y que las fibras con temperatura de fusión más baja son más eficientes porque se funden a temperaturas más bajas y abren poros, liberando así vapor de agua en el interior del hormigón. hormigón
Las fibras poliméricas de alto rendimiento, como fue el caso de la aramida, no fueron eficientes en materia de spalling La pulpa de aramida, al ser más pequeña y crear más redes de fibra entrelazadas, no se derritió antes del rango de 500°C y no liberó los poros, ofreciendo resistencia para el hormigón. Este hecho fue esencial para la aparición de spalling.
La figura 10 también muestra los detalles de las columnas más afectados. Se observaron spallins de superficie y bordes en NF y AP. Las principales influencias, además de la presencia de fibra en el caso de PA, son la permeabilidad del hormigón, la expansión térmica del árido, la presencia de refuerzo y la velocidad de calentamiento.
4. ConclusiÓn
En base a los resultados de este estudio experimental, se extraen las siguientes conclusiones:
5. Agradecimientos
Los autores agradecen el apoyo del Departamento de Bomberos Militares del Estado de Espírito Santo (CBMES)- Vitória - Brasil, al Laboratorio de Ensayos de Materiales de Construcción (LEMAC) del Departamento de Ingeniería Civil de la Universidad Federal de Espirito Santo (UFES) y la empresa Concrevit. Además, nos gustaría agradecer a la Fundación de Apoyo a la Investigación e Innovación Espírito Santo (FAPES) por su apoyo financiero.
Referencias
ABNT Brazilian association of technical standards (1998). NBR NM 67: Concrete - Slump test for determination of the consistency. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2000). NBR 14432: Fire-resistance requirements for building construction elements - Procedure. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2007). NBR 5739: Concrete - Compression test of cylindric specimens - method of test. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2010). NBR 12142: Concrete - Determination of tension strength in flexure of prismatic specimens. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2011). NBR 7222: Concrete and mortar - Determination of the tension strength by diametrical compression of cylindrical test specimens. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2013). NBR 8802: Hardened concrete - Determination of ultrasonic wave transmission velocity. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2015a). NBR 5738: Procedure for molding and curing concrete test specimens. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2015b). NBR 8953: Concrete for structural use - Density, strength and consistence classification. Rio de Janeiro.
ABNT Brazilian association of technical standards (2018). NBR 16697: Portland cement - Requirements. Rio de Janeiro.
ACI Committee on Fireproofing (1919). Fireproofing. Journal Proceedings. 15 (6), 314-316.
Akca, A. H.; Zihnioǧlu, N. Ö. (2013). High performance concrete under elevated temperatures. Construction and Building Materials, 44, 317-328. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2013.03.005
Alhozaimy, A. M., Soroushian, P., Mirza, F. (1996). Mechanical properties of polypropylene fiber reinforced concrete and the effects of pozzolanic materials. Cement and Concrete Composites. 18 (2), 85-92. https://doi.org/10.1016/0958-9465(95)00003-8
ASTM International. (2018). ASTM E119-18a: Standard Test Methods for Fire Tests of Building Construction and Materials. USA. https://doi.org/10.1520/E0119-18A
Bangi, M. R., Horiguchi, T. (2012). Effect of fibre type and geometry on maximum pore pressures in fibre-reinforced high strength concrete at elevated temperatures. Cement and Concrete Research. 42 (2), 459-466. https://doi.org/10.1016/j.cemconres.2011.11.014
Behnood, A., Ghandehari, M. (2009). Comparison of compressive and splitting tensile strength of high-strength concrete with and without polypropylene fibers heated to high temperatures. Fire Safety Journal. 44(8),1015-1022. https://doi.org/10.1016/j.firesaf.2009.07.001
Bei, S., Zhixiang, L. (2016). Investigation on spalling resistance of ultra-high-strength concrete under rapid heating and rapid cooling. Case Studies in Construction Materials. 4. 146-153. https://doi.org/10.1016/j.cscm.2016.04.001
Castellote, M., Alonso, C., Andrade, C., Turrillas, X., Campo, J. (2004). Composition and microstructural changes of cement pastes upon heating, as studied by neutron diffraction. Cement and Concrete Research. 34 (9), 1633-1644. https://doi.org/10.1016/S0008-8846(03)00229-1
Choumanidis, D., Badogiannis, E., Nomikos, P., Sofianos, A. (2016). The effect of different fibres on the flexural behaviour of concrete exposed to normal and elevated temperatures. Construction and Building Materials. 129, 266-277. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2016.10.089
Cree, D., Green, M., Noumowé, A. (2013). Residual strength of concrete containing recycled materials after exposure to fire: A review, Construction and Building Materials. 45, 208-223. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2013.04.005
Çavdar, A. (2013). The effects of high temperature on mechanical properties of cementitious composites reinforced with polymeric fibers, Composites Part B: Engineering. 45 (1), 78-88. https://doi.org/10.1016/j.compositesb.2012.09.033
Corpo de Bombeiros Militar do Estado do Espírito Santo (CBMES). (2009). NT 04/2009 - Carga de incêndio nas edificações e áreas de risco. p.12, Vitória, Brazil.
Dias, D., Calmon, J., Degen, M. (2017). Concreto reforçado com fibras poliméricas submetido a temperaturas elevadas. In: Anais do 59º Congresso Brasileiro do Concreto - CBC2017 - IBRACON, At Bento Gonçalves, Rio Grande do Sul, Brazil, October 31 to November 3, 2017. ISSN: 2175-8182
Drzymała, T., Jackiewicz-rek, W., Tomaszewski, M., Kuś, A., Gałaja, J., Šukysc, R. (2017). Effects of High Temperature on the Properties of High Performance Concrete (HPC), Procedia Engineering. 172, 256-263. https://doi.org/10.1016/j.proeng.2017.02.108
European Committee for Standardization (CEN). (2004). EN 1992-1-2, Eurocode 2 - Design of Concrete Structures. Part 1.2: General Rules - Structural Fire Design, p. 97. Brussels.
Ezziane, M., Kadri, T., Molez, L., Jauberthie, R., Belhacen, A. (2015). High temperature behaviour of polypropylene fibres reinforced mortars. Fire Safety Journal. 71: 324-331. https://doi.org/10.1016/j.firesaf.2014.11.022
Gernay, T., Franssen, J.M. (2015). A performance indicator for structures under natural fire. Engineering Structures. 100, 94-103. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2015.06.005
Haddad, R. H., Al-Saleh, R. J., Al-Akhras, N. M. (2008). Effect of elevated temperature on bond between steel reinforcement and fiber reinforced concrete. Fire Safety Journal. 43 (5), 334-343. https://doi.org/10.1016/j.firesaf.2007.11.002
Hartin, E. (2008). Extreme Fire Behavior: Understanding the Hazards. 2008. Access in: <http://cfbt-us.com/pdfs/ExtremeFireBehavior.pdf>. Acess 17 fev. 2018.
International Organization for Standardization (ISO) (2015). ISO 834-1: 1999(R2015) - Fire-Resistance Tests - Elements of Building Construction - Part 1: General Requirements. Switzerland.
Khalaf, J., Huang, Z. (2016). Analysis of the bond behaviour between prestressed strands and concrete in fire. Construction and Building Materials. 128, 12-23. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2016.10.016
Khoury, G. A. (1992). Compressive strength of concrete at high tem- peratures: a reassessment. Magazine of Concrete Research 44 (161), 291-309. https://doi.org/10.1680/macr.1992.44.161.291
Kim, Y., Lee, T., Kim, G. (2013). An experimental study on the residual mechanical properties of fiber reinforced concrete with high temperature and load. Materials and Structures. 46, 607-620. https://doi.org/10.1617/s11527-012-9918-y
Kurtz, S., Balaguru, P. (2000). Postcrack creep of polymeric fiber-reinforced concrete in flexure. Cement and Concrete Research. 30 (2), 183-190. https://doi.org/10.1016/S0008-8846(99)00228-8
Lee, G., Han, D., Han, M.C., Han, C. G., Son, H. J. (2012). Combining polypropylene and nylon fibers to optimize fiber addition for spalling protection of high-strength concrete. Construction and Building Materials. 34, 313-320. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2012.02.015
Lennon, T., Rupasinghe, R., Canisius, G., Waleed, N., Matthews, S. (2007). Concrete structures in fire - Performance, design and analysis. IHS BRE Press; 1 edition, 1-81. ISBN-13: 978-1860819131, ISBN-10: 1860819133
Lourenço, L. A. P., Barros, J. A. O., Alves, J. G. A. (2011). Fiber reinforced concrete of enhanced fire resistance for tunnel segments. ACI Symposium Publication 276, p. 1-34. ISBN: 9781618392046, ISSN: 0193-2527.
Ma, Q., Guo, R., Zhao, Z., Lin, Z., He, K. (2015). Mechanical properties of concrete at high temperature-A review. Construction and Building Materials. 93, 371-383. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2015.05.131
Mehta, P. K., Monteiro, P. J. M. (2008). Concrete: Microstructure, Properties, and Materials (3er. ed.) McGraw-Hill Education (India) LTD. 659 pp. New York. ISBN: 0070636060 / 9780070636064
Noumowe, A. (2005). Mechanical properties and microstructure of high strength concrete containing polypropylene fibres exposed to temperatures up to 200 °c. Cement and Concrete Research. 35 (11), 2192-2198. https://doi.org/10.1016/j.cemconres.2005.03.007
Pai, S., Chandra, K. L. (2013). Analysis of polyester fibre reinforced concrete subjected to elevated temperatures. International Journal of Civil, Structural, Environmental and Infrastructure Engineering Research and Development (IJCSEIERD) 3 (1) 1-10. ISSN(Print): 2249-6866, ISSN(Online): 2249-7978.
Park, S., Yim, H. J. (2016). Evaluation of residual mechanical properties of concrete after exposure to high temperatures using impact resonance method. Construction and Building Materials. 129, 89-97. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2016.10.116
Petrucci, E. G. R. (1981). Concreto de cimento Portland. (8va. ed.). Globo. 307 pp. Rio de Janeiro.
Pliya, P., Beaucour, A. L., Noumowé, A. (2011). Contribution of cocktail of polypropylene and steel fibres in improving the behaviour of high strength concrete subjected to high temperature. Construction and Building Materials. 25 (4), 1926-1934. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2010.11.064
Poon, C. S., Shui, Z. H., Lam, L. (2004). Compressive behavior of fiber reinforced high-performance concrete subjected to elevated temperatures. Cement and Concrete Research. 34 (12), 2215-2222. https://doi.org/10.1016/j.cemconres.2004.02.011
Polícia militar do estado de São Paulo (2011). Instrução Técnica 14 - Carga de incêndio nas edificações e áreas de risco. Corpo de Bombeiros de São Paulo.
Sekhar, M. P., Raju, K. (2017). A Study on Effect of Mechanical Properties of Recron 3S Fibre Concrete on Different Grades Exposed to Elevated Temperatures. International Journal for Innovative Research in Science & Technology 4 (1), 41-46. ISSN(Online): 2349-6010
Shihada, S. (2011). Effect of polypropylene fibers on concrete fire resistance. Journal of Civil Engineering and Management, 17(2), 259-264. ISSN(Print): 1392-3730 / ISSN(Online): 1822-3605. https://doi.org/10.3846/13923730.2011.574454
Song, P. S., Hwang, S., Sheu, B. C. (2005). Strength properties of nylon- and polypropylene-fiber-reinforced concretes. Cement and Concrete Research. 35 (8), 1546-1550. https://doi.org/10.1016/j.cemconres.2004.06.033
Srikar, G., Anand, G., Suriya Prakash, S. (2016). A Study on Residual Compression Behavior of Structural Fiber Reinforced Concrete Exposed to Moderate Temperature Using Digital Image Correlation. International Journal of Concrete Structures and Materials. 10 (1), 75-85. ISSN(Print): 1976-0485 / ISSN(Online): 2234-1315. https://doi.org/10.1007/s40069-016-0127-x
Suresh, N., Bindiganavile, V., Prabhu, M. (2014). Compressive Behaviour of Polyester Fiber Reinforced Concrete Subjected To Sustained Elevated Temperature. International Journal of Emerging Technology and Advanced Engineering, 4 (8), 220-224. ISSN: 2250-2459
Xiao, J., Falkner, H. (2006). On residual strength of high-performance concrete with and without polypropylene fibres at elevated temperatures. Fire Safety Journal . 41 (2), 115-122. https://doi.org/10.1016/j.firesaf.2005.11.004
Yermak, N., Pliya, P., Beaucour, A. L., Simon, A., Noumowé, A. (2017). Influence of steel and/or polypropylene fibres on the behaviour of concrete at high temperature: Spalling, transfer and mechanical properties. Construction and Building Materials. 132, 240-250. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2016.11.120