Corrosión en las estructuras de hormigón armado : fundamentos, medida, diagnosis y prevención: Fundamentos, medida, diagnosis y prevención 8400086058, 9788400086053

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CORROSIÓN EN LAS ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO: FUNDAMENTOS, MEDIDA, DIAGNOSIS Y PREVENCIÓN

BIBLIOTECA DE CIENCIAS, 30

JOSÉ ANTONIO GONZÁLEZ FERNÁNDEZ JUANA MARÍA MIRANDA VIDALES

CORROSIÓN EN LAS ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO: FUNDAMENTOS, MEDIDA, DIAGNOSIS Y PREVENCIÓN

CONSEJO SUPERIOR DE INVESTIGACIONES CIENTÍFICAS CENTRO NACIONAL DE INVESTIGACIONES METALÚRGICAS MADRID, 2007

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© CSIC © José Antonio González Fernández y Juana Miranda Vidales NIPO: 653-07-051-7 ISBN: 978-84-00-08605-3 Depósito Legal: S. 1.893-2007 Realización: Gráficas Varona, S.A. Impreso en España. Printed in Spain

ÍNDICE

Presentación ...............................................................................................

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A modo de balance más que de prólogo ..................................................

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I PARTE Aspectos generales de la corrosión en el sector de la construcción ......

21

CAPÍTULO I El hormigón y el hormigón armado ............................................................

23

Resumen ...................................................................................................... 1. Antecedentes ............................................................................................ 2. Cementos ................................................................................................. 3. Fraguado .................................................................................................. 4. Tipos de cementos ................................................................................... 5. Morteros y hormigones ........................................................................... 6. Durabilidad del hormigón ....................................................................... 7. Aditivos del hormigón ............................................................................. Referencias ..................................................................................................

23 23 24 27 30 32 33 36 37

CAPÍTULO II Conceptos fundamentales de la corrosión. Métodos de medida y estudio del proceso de degradación metálica ..........

39

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. Fundamentos de la reactividad superficial .................................... 1.2. Corrosión electroquímica: Pilas de corrosión ............................... 1.3. Un poco de historia ....................................................................... 2. Medida de la corrosión ........................................................................... 2.1. Métodos directos e indirectos de medida de la corrosión .............

39 39 40 41 45 46 46

8

Índice

2.2. Métodos electroquímicos de estudio de la corrosión .................... 2.2.1. Método de intersección ....................................................... 2.2.2. Método de resistencia de polarización ............................... 2.2.3. Curvas de polarización ....................................................... 3. El hormigón como electrólito ................................................................ 4. Sumario .................................................................................................. Referencias ..................................................................................................

48 50 50 53 57 58 58

CAPÍTULO III Problemas de corrosión en la industria de la construcción. Durabilidad de las estructuras metálicas .....................................................

59

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción: Efecto de la corrosión en la durabilidad de las estructuras metálicas ........................................................................................... 1.1. El coste social de la corrosión ....................................................... 1.2. Repercusión de la corrosión en la conservación de recursos naturales y en el entorno ambiental ..................................................... 2. Algunas ideas básicas sobre la corrosión ............................................... 3. Problemas de corrosión en el sector de la construcción ........................ 3.1. Medidas protectoras: Recomendaciones generales ....................... 3.2. Peculiaridades del sector de la construcción ................................. 4. Materiales que necesitan protección: Estructuras de acero ................... 4.1. Comportamiento del acero en distintos tipos de atmósferas ......... 4.2. Contraste con otros materiales metálicos ...................................... 5. Problemas frecuentes en la industria de la construcción ....................... 5.1. Enumeración y estado de los problemas. Problemas resueltos y problema sin resolver .................................................................... 5.2. Unas palabras sobre las estructuras de hormigón armado ............ 5.3. Aplicaciones arquitectónicas del aluminio ................................... 5.4. Instalaciones de distribución de agua ............................................ 6. Algunas consideraciones sobre el uso de los aceros inoxidables en arquitectura ............................................................................................. Referencias ..................................................................................................

59 59 60 61 63 66 66 66 69 69 70 74 74 76 76 80 82 84

II PARTE Factores de corrosión en el sistema acero-hormigón y su estudio ........

87

CAPÍTULO IV Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y factores condicionantes de la misma ...........................................

89

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Posibilidad, probabilidad y cinética de corrosión .................................. 3. El papel del pH en la rotura de la pasividad .......................................... 4. El papel acelerante del oxígeno y de la humedad ................................. 5. Efectos de los factores desencadenantes de la corrosión .......................

89 89 91 96 99 102

Índice

9

6. Otros factores desencadenantes ............................................................. Referencias ..................................................................................................

103 104

CAPÍTULO V Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma ..................................................................................................

107

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Efectos de la corrosión ........................................................................... 3. Medida de la corrosión ........................................................................... 3.1. Materiales utilizados ...................................................................... 3.2. Técnicas experimentales ................................................................ 3.2.1. Medida del potencial de las armaduras .............................. 3.2.2. Mapas de potenciales .......................................................... 3.2.3. Utilización de probetas de resistencia eléctrica ................. 3.2.4. Medida de la resistencia de polarización: en el laboratorio y a pie de obra ..................................................................... Referencias .................................................................................................. CAPÍTULO VI Etapas iniciales del proceso de corrosión en el sistema Fe/Ca(OH)2 saturado/cloruros ......................................................................................... Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Materiales y métodos ............................................................................. 2.1. Materiales ensayados ..................................................................... 2.2. Métodos de ensayo ........................................................................ 3. Resultados experimentales ..................................................................... 4. Discusión ................................................................................................ 4.1. El factor desencadenante de la transición entre los estados pasivo y activo ......................................................................................... 4.2. Teoría de la acidificación local ...................................................... 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

107 107 111 117 117 119 119 121 122 122 128

131 131 131 133 133 135 136 139 139 140 143 143

CAPÍTULO VII Corrosión de las armaduras por carbonatación del hormigón ....................

145

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. El proceso de carbonatación en atmósferas naturales ................... 2. Materiales ensayados y métodos de ensayo ........................................... 3. Resultados experimentales ..................................................................... 4. Discusión ................................................................................................ 4.1. Mecanismo de la corrosión en el mortero carbonatado ................ 4.2. Control por resistencia de la velocidad de corrosión ....................

145 145 146 149 151 157 158 160

10

Índice

5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

161 161

CAPÍTULO VIII Algunas consideraciones sobre el efecto de los iones cloruro en la corrosión del acero de refuerzo de las estructuras de hormigón armado ....

163

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. El papel de los cloruros como destructores de la pasividad ......... 2. Materiales y métodos ............................................................................. 3. Resultados experimentales ..................................................................... 3.1. Ensayos en soluciones saturadas de Ca(OH)2 ............................... 3.2. Ensayos con probetas de mortero .................................................. 3.3. Contraste entre las respuestas obtenidas en solución saturada de Ca(OH)2 y en mortero u hormigón ............................................... 4. Discusión ................................................................................................ 4.1. Iniciación de la corrosión por efecto de los cloruros .................... 4.2. Umbral crítico de cloruros ............................................................. 4.3. Efecto de los cloruros sobre la durabilidad de las EHA ....................... Referencias ..................................................................................................

163 163 164 165 165 165 168 171 172 172 175 176 178

CAPÍTULO IX Influencia del grado de saturación de los poros y de la resistividad del hormigón en la velocidad de corrosión de las armaduras ...........................

181

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Técnica experimental ............................................................................. 3. Resultados .............................................................................................. 4. Discusión ................................................................................................ 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

181 181 182 184 188 190 191

CAPÍTULO X Velocidades de corrosión que empiezan a plantear problemas de durabilidad en las estructuras de hormigón armado ....................................

193

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Procedimiento experimental .................................................................. 2.1. Ensayos con probetas de mortero .................................................. 2.2. Ensayos en solución saturada de Ca(OH)2 .................................... 2.3. Ensayos previos en probetas de mortero ....................................... 3. Resultados experimentales ..................................................................... 4. Discusión ................................................................................................ 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

193 193 195 195 196 197 197 201 204 205

Índice

11

CAPÍTULO XI Efecto de los macropares galvánicos en el comportamiento del sistema acero-hormigón frente a la corrosión .............................................

207

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. Definición de micropilas y macropilas de corrosión .................... 2. Procedimiento experimental .................................................................. 2.1. Tipos de pares galvánicos utilizados ............................................. 2.2. Procedimientos experimentales ..................................................... 3. Resultados .............................................................................................. 4. Discusión ................................................................................................ 4.1. Iniciación de la corrosión .............................................................. 4.2. Efecto de las macropilas (macropares galvánicos) ....................... 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

207 207 208 210 210 212 212 217 217 217 219 219

CAPÍTULO XII Consideraciones sobre los posibles mecanismos de corrosión de las estructuras de hormigón armado y sobre los factores que controlan su cinética ....................................................................................................

221

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. Factores controlantes de la corrosión ............................................ 2. Materiales y métodos experimentales .................................................... 2.1. Materiales utilizados ...................................................................... 2.2. Técnicas experimentales ................................................................ 3. Resultados experimentales ..................................................................... 4. Discusión ................................................................................................ 4.1. Posibles factores controlantes de la cinética de corrosión ............ 4.2. Posibles reacciones catódicas alternativas a la reducción del oxígeno ............................................................................................... 4.3. Contribución relativa de los macropares galvánicos y las micropilas de corrosión ........................................................................... 4.4. Permanencia del carácter protector de los recubrimientos de hormigón ............................................................................................. 4.5. Efecto del grado de corrosión inicial de las armaduras ................ 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

221 221 222 223 223 225 226 231 231 233 234 235 236 236 237

CAPÍTULO XIII Comportamiento del acero precorroído en solución saturada de Ca(OH)2 y en mortero de cemento .............................................................................

239

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Trabajo experimental realizado .............................................................. 2.1. Materiales ...................................................................................... 2.2. Técnicas de medida .......................................................................

239 239 241 241 242

12

Índice

3. Resultados experimentales ..................................................................... 4. Discusión ................................................................................................ 4.1. Punto de partida ............................................................................. 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

242 249 249 252 252

III PARTE Protección y reparación ............................................................................

255

CAPÍTULO XIV Análisis de la efectividad del galvanizado en la protección frente a la corrosión de las armaduras en medios con cloruros ...................................

257

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Método experimental ............................................................................. 2.1. Materiales ...................................................................................... 2.2. Técnicas de Evaluación ................................................................. 3. Resultados .............................................................................................. 4. Discusión ................................................................................................ 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

257 257 259 259 261 261 265 269 269

CAPÍTULO XV Protección mediante inhibidores del acero en hormigón conteniendo cloruros ...................................................................................

271

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Materiales y métodos ............................................................................. 3. Resultados experimentales ..................................................................... 3.1. Umbral de inhibidor ...................................................................... 3.2. Compensación con NO2- del efecto de los cloruros del agua de mar 3.3. Lixiviación de nitritos y cloruros .................................................. 3.4. Protección de superficies precorroídas .......................................... 4. Discusión ................................................................................................ 4.1. Umbral de inhibidor ...................................................................... 4.2. Compensación con NO2- del efecto de los Cl- del agua de mar ... 4.3. Cinética de extracción de nitritos y cloruros ................................. 4.4. Protección de superficies precorroídas .......................................... 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

271 271 274 275 275 277 279 280 281 281 282 283 283 284 284

CAPÍTULO XVI Métodos de reparación y protección ...........................................................

287

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ...........................................................................................

287 287

Índice

2. 3. 4. 5. 6.

13

Inspecciones preventivas o forzadas ...................................................... Estimación de la resistencia mecánica residual ..................................... Clasificación de los daños debidos al ataque por corrosión .................. Objetivos de la inspección ..................................................................... Sistemas de reparación a utilizar en estructuras dañadas por corrosión de las armaduras ..................................................................................... 7. Tipos de materiales de reparación .......................................................... 8. Recubrimientos protectores .................................................................... 9. Seguimiento de una estructura reparada ................................................ 10 Conclusión .............................................................................................. Referencias ..................................................................................................

293 295 297 298 298 298

CAPÍTULO XVII Procedimientos electroquímicos de rehabilitación de las estructuras ya corroídas de hormigón armado. La protección catódica .............................

301

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. Importancia de la corrosión en el sector de la construcción y enumeración de algunas cuestiones conflictivas ................................. 1.2. Consideraciones sobre el estado del arte ....................................... 1.3. Punto de partida ............................................................................. 1.4. Dificultades que presenta la PC de las EHA ................................. 2. Distribución geográfica de las estructuras corroídas ............................. 3. Reparación y protección ........................................................................ 4. Peculiaridades de la PC de las estructuras de hormigón armado .......... 4.1. Sistemas de protección catódica .................................................... 4.2. Sistemas de ánodos inertes ............................................................ 4.3. Mallas de ánodos dispersores de corriente .................................... 4.4. Sistemas de capas conductoras ...................................................... 4.5. Otros sistemas de ánodos y de fuentes de corriente ..................... 5. Criterios de protección ........................................................................... 6. Control de la protección catódica .......................................................... 7. Sumario .................................................................................................. Referencias ..................................................................................................

288 289 290 292

301 301 301 302 303 304 305 307 310 311 311 312 312 313 314 315 316 316

CAPÍTULO XVIII Procedimientos electroquímicos de prevención de la corrosión en estructuras de hormigón armado. La extracción electroquímica de cloruros y la realcalinización ............................................................................................

319

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. Fundamentos .................................................................................. 1.2. Comprobación de la rehabilitación electroquímica y de sus efectos . 2. Parte experimental .................................................................................. 2.1. Materiales ...................................................................................... 2.2. Métodos experimentales ................................................................ 3. Resultados experimentales .....................................................................

319 320 322 324 325 325 327 327

14

Índice

4. Discusión ................................................................................................ 4.1. Consideraciones de partida ............................................................ 4.2. Insuficiencia de las medidas de potencial como método de evaluación de la RAE ......................................................................... 4.3. Otros procedimientos de evaluación de la eficacia de los MER .. 5. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

336 336 338 339

IV PARTE Inspección, ensayos, diagnóstico y predicciones .....................................

343

CAPÍTULO XIX Inspección y diagnóstico de las estructuras de hormigón armado ..............

345

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. Inspecciones preventivas y forzadas ............................................. 2. Materiales y métodos experimentales .................................................... 3. Resultados experimentales ..................................................................... 4. Consideraciones sobre la inspección y diagnóstico de las EHA ........... 4.1. Objetivos de una inspección .......................................................... 4.2. Estimación y medida de la corrosión ............................................ 4.3. Problemas asociados a la medida de potenciales .......................... 4.4. Efecto de la resistividad del hormigón sobre la corrosión de las armaduras ...................................................................................... 4.5. Velocidades de corrosión tolerables e inadmisibles ...................... 5. Valoración de los resultados de una inspección: diagnosis ................... 5.1. Diagnosis ....................................................................................... Referencias ..................................................................................................

334 334

345 345 347 348 350 352 352 354 356 358 358 359 361 362

CAPÍTULO XX Determinación a pie de obra de la velocidad de corrosión en las estructuras de hormigón armado .................................................................

365

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Procedimiento experimental .................................................................. 2.1. Sistemas estudiados ....................................................................... 2.2. Disposición de los electrodos ........................................................ 2.3. Estimación de la superficie eficaz ................................................. 2.4. Medida de transitorios. Pulsos de corta duración ......................... 2.4.1. Determinación directa de la constante de tiempo .............. 3. Resultados y discusión ........................................................................... 3.1. Determinación del área eficaz del ET ........................................... 3.2. Comparación de resultados ........................................................... 3.3. Determinación directa de la constante de tiempo del sistema ...... 4. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

365 365 368 368 368 369 370 371 373 373 374 375 377 378

Índice

CAPÍTULO XXI Casos prácticos de corrosión en estructuras de hormigón armado ............. Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Casos prácticos ....................................................................................... 2.1. Deterioro de unas viviendas prefabricadas, por corrosión de las armaduras ...................................................................................... 2.2. Causas del distinto grado de corrosión que presentan los cables de pretensado de una viga prefabricada ........................................ 2.3. Reparación de la planta baja de un hipermercado utilizada como aparcamiento .................................................................................. 2.4. Corrosión en las bases de las farolas del barrio de San Borja en Lima ............................................................................................... 2.5. Corrosión de un tejado de acero galvanizado que sustentaba una capa de hormigón ligero ................................................................ 2.6. Efecto de la corrosión sobre los pilares de la estructura de hormigón armado de un edificio dedicado a hotel ............................. 2.7. Corrosión de las bases de unas torres de tendido eléctrico ........... Referencias ..................................................................................................

15

381 381 381 382 382 385 388 390 392 394 396 399

CAPÍTULO XXII Algunos métodos no destructivos de evaluación de las estructuras de hormigón armado ....................................................................................

401

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 2. Daños visibles ........................................................................................ 3. Métodos de control de la corrosión en las EHA .................................... Referencias ..................................................................................................

401 401 408 408 411

CAPÍTULO XXIII Predicción de la vida residual de las estructuras corroídas de hormigón armado, incidencia de la temperatura ..........................................................

413

Resumen ...................................................................................................... 1. Introducción ........................................................................................... 1.1. Cuantificación del modelo de Tuutti ............................................. 2. Objetivo principal .................................................................................. 3. Materiales y Métodos ............................................................................. 4. Resultados experimentales ..................................................................... 4.1. Predicciones de durabilidad ........................................................... 5. Discusión ................................................................................................ 5.1. Análisis crítico de las predicciones de vida en servicio ............... 5.2. Efecto de la temperatura en la esperanza de vida de una estructura de hormigón armado ................................................................. 6. Conclusiones .......................................................................................... Referencias ..................................................................................................

413 413 415 415 417 417 420 420 420 422 424 424

16

Índice

APÉNDICES APÉNDICE I Conclusiones generales sobre la corrosión de las EHA ..............................

427

APÉNDICE II La corrosión en píldoras ..............................................................................

431

PRESENTACIÓN En este proyecto de libro, sobre la corrosión en el sistema acero/hormigón, se pretende analizar los aspectos relacionados con la problemática del deterioro por corrosión de las estructuras de hormigón armado, responsable de pérdidas cuantiosísimas, y sus repercusiones en el Sector de la Construcción, uno de los que más influyen en el empleo y calidad de vida. Se intenta tomar en cuenta todas las etapas, desde la concepción de la obra (por lo que a corrosión se refiere) al término de su vida útil. Las 4 Partes sugeridas en el INDICE, en opinión personal, aparecen como indispensables, quizás no todos los capítulos sean también indispensables, pero ninguno de ellos es superfluo. PARTE I: Aspectos generales de la corrosión en el sector de la construcción El libro (o curso para postgraduados, pues se intenta redactarlo en forma didáctica) está estructurado en 4 partes, suficientemente explicativas en sus títulos. La primera sería conveniente que la conociesen los lectores para obtener el máximo fruto de las siguientes, al facilitar su interpretación. PARTE II: Factores de corrosión en el sistema acero-hormigón y su estudio La segunda parte está enfocada al estudio de los factores de corrosión que pueden tener una influencia significativa en el comportamiento de las estructuras de hormigón armado. Puede ser útil desde la etapa de diseño a la de prevención y mantenimiento y no todos los técnicos relacionados con estas etapas conocen el efecto de tales factores y, si lo conocen, ignoran probablemente su importancia y la forma de valorarla. Se prescinde generalmente del especialista en corrosión, por lo que a las estructuras de hormigón armado se refiere, hasta que aparecen síntomas preocupantes de deterioro. Se trata de prevenir esta situación no deseable. PARTE III: Protección y reparación La parte III va dirigida ya a técnicos con cierta formación en corrosión, para orientarles sobre la manera de prevenir sus efectos, o de corregirlos una vez se hayan manifestado. El objetivo es proponer soluciones después de analizar los problemas. Los autores no son especialistas en estos aspectos prácticos, pero se revisa la bibliografía especializada y se orienta sobre la documentación específica, el primer paso y el más importante para resolver el problema, o para acudir al especialista adecuado para afrontarlo. PARTE IV: Inspección, ensayos, diagnóstico y predicciones La parte IV orienta sobre la forma adecuada de los trabajos de mantenimiento, inspección, control y predicción del comportamiento futuro, y es indispensable para una correcta toma de decisiones concernientes a la puesta en práctica de las metodologías consideradas en la Parte III.

A MODO DE BALANCE MÁS QUE DE PRÓLOGO Para preparar el libro ha sido necesario echar la vista atrás, a más de 3 decenios de trabajo sobre la corrosión en las estructuras de hormigón armado (EHA), proceso con enorme trascendencia económica, técnica y social, idea que intentamos trasladar al lector desde el comienzo de la obra. Pero cuando, a punto de cumplir los 70 (permítanme personalizar), se echa la vista atrás, se hace involuntariamente balance y no habría tenido la osadía de recabar la ayuda de tantos años a Juana María, ni de presentar al Servicio de Publicaciones del CSIC este trabajo, de no considerarlo de importancia desde el punto de vista técnico-científico. Es también una expresión de agradecimiento al Dr. Sebastián Feliu, por su admirable ejemplo profesional en tantos aspectos; y quiere ser una demostración de afecto y gratitud a los doctorandos que compartieron conmigo una hermosa etapa de sus vidas, preñada de ilusiones y de esperanzas, tratando de desentrañar los paisajes ocultos de la corrosión en las EHA (los Drs. Waltter López, Elmer Ramírez, Patricia Rodríguez y Juana María Miranda de Hispanoamérica y Alfonso Cobo de España). A todos ellos, que pueden considerarse coautores del libro, pues se basa en tantos y tantos ensayos suyos que Juana María me animó y ayudó a ordenar, y en los innumerables momentos compartidos, que espero que hayan servido para abrirles horizontes, como me los abrieron a mí con su presencia, muchas gracias. Y gracias a todos lo compañeros de Departamento por su ayuda y comprensión durante tantos años, permítanme personalizar nuevamente en Sebastián Feliu y en Eduardo Otero por sus ideas y dedicación en la temática del libro, y en tantas otras, en Víctor, Meri y Esther por tender la mano en tantas dificultades técnicas, … y de las otras. Gracias a mi esposa, a la que admiro y quiero cada día más, desde hace 4 decenios, unos añitos más que los dedicados a la corrosión de las EHA, con la solicitud de perdón por haberle robado tanto tiempo para dedicarlo a la corrosión. Afortunadamente siempre estuve enamorado de ella …y de la profesión. Gracias también a mis hijos, el mayor tesoro que he encontrado. Y, finalmente a vosotros, Mariaca, María Angustias, Elmer, Rafael,….. Quisiera tener un corazón enorme, donde cupiesen todos los que se han ido yendo, porque yo soy muy terco, y en mis oraciones, sigo hablando con ellos. José Antonio González

I PARTE Aspectos generales de la corrosión en el sector de la construcción

CAPÍTULO I El hormigón y el hormigón armado

Resumen Aunque el objetivo esencial del libro se centre en analizar el comportamiento de las armaduras frente a la corrosión, el sistema completo está compuesto por acero-mortero-medio ambiente o acero-hormigón-medio ambiente, por lo que se juzga indispensable un mínimo conocimiento de los cementos, morteros y hormigones, ofreciendo al lector, en forma muy extractada, una reseña histórica y las características principales de estos materiales.

1. ANTECEDENTES Los conglomerantes son esenciales en la industria de la construcción y su empleo se remonta a los primeros tiempos del género humano. La propiedad esencial de los conglomerantes es la de endurecerse en contacto con aire o agua, en el proceso de fraguado, sirviendo de adhesivos de otros materiales que se encuentren en ellos. Se distinguen dos tipos fundamentales de conglomerantes: los aéreos y los hidráulicos. Los primeros sólo son capaces de endurecer y mantenerse sin deterioro en contacto con el aire, como la cal y el yeso, mientras que los hidráulicos necesitan el concurso del agua. Estos productos que fraguan amasándolos con agua se denominan morteros y se emplean como adhesivos en construcción. Los morteros son una mezcla de conglomerante (cal) con arena (arcilla), variando sus propiedades con la proporción. Si se mezclan con grava o cantos rodados resultan los hormigones. Desde los primeros tiempos se debió conocer el fraguado aéreo, porque las calizas descompuestas por el fuego se endurecen por la acción del CO2 atmosférico, transformándose de nuevo en CaCO3 cristalino. Los cristales crecen, se entrecruzan y llegan a soldar, fraguando por la acción del aire:

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

CaO + CO2 ➾ CaCO3

(1)

Al mezclar la cal con arcilla, e ir aumentando la proporción de ésta, llega un momento en que la mezcla no fragua con el aire, pero si en presencia de agua, son los llamados morteros hidráulicos. Los morteros, e incluso el hormigón, se han venido utilizando desde muy antiguo. Ya en Troya y Micenas se utilizó un hormigón muy rudimentario, con arcilla como conglomerante y piedras como árido. Con técnicas más avanzadas lo emplearon los romanos en obras de ingeniería, tales como acueductos, calzadas, puentes, puertos y rellenos de núcleos de grandes muros, en los que los paramentos actuaban como encofrados perdidos y estaban constituidos por piedras o ladrillos que se solidarizaban con el relleno del núcleo [1]. Pero hasta mediados del siglo XIX, con la aparición del cemento Portland, no toma el hormigón carta de naturaleza como material de construcción de primer orden. A continuación, en la Tabla 1.1, se presenta una pequeña reseña histórica de los materiales de construcción hasta el momento presente [2-9]: 2. CEMENTOS Los cementos son el resultado del perfeccionamiento de los morteros hidráulicos y se forman por reacción del CaO con caolín (SiO2) o arcillas, cuya fórmula general puede representarse por: SiO2·xAl2O3·yFe2O3. La fabricación tiene lugar en un horno a temperatura elevada. La cal y las arcillas funden a temperaturas muy distintas y la reacción se llevaría a cabo con dificultades. Para facilitar la reacción se utilizan arcillas impuras, o se impurifican con Fe2O3 y álcalis, que actúan como fundentes, consiguiéndose una reacción rápida con la cal, formándose un ferrito cálcico que disuelve las arcillas, dando lugar a los silicatos de cal, componentes esenciales del cemento.

TABLA 1.1. Reseña histórica del hormigón EDAD

AVANCES ESENCIALES

ANTIGUA

- Los egipcios usaban como material cementante yeso calcinado impuro. - Los griegos y los romanos utilizaron caliza calcinada primero y luego aprendieron a mezclar cal con agua, arena y piedra triturada o ladrillo y tejas quebradas, lo que constituyó el primer hormigón de la historia. - Para construcciones sujetas a la acción del agua, lo romanos mezclaban cal con ceniza volcánica (puzolana) o tejas de arcilla quemada, finamente trituradas.

MEDIA

- Disminución general de la calidad y uso del hormigón. Las construcciones se hacían solamente de roca.

El hormigón y el hormigón armado

EDAD

SIGLO XVII

SIGLO XIX

SIGLO XX

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AVANCES ESENCIALES - En 1756 John Smeaton fue comisionado para construir el faro de Eddystone en Inglaterra y descubrió que el mejor mortero se obtenía cuando se mezclaba puzolana con calizas de alto contenido arcilloso, surgiendo así la cal hidráulica. - Se desarrollaron otros cementos hidráulicos con la propiedad de fraguar y endurecer en presencia de agua. - En 1824 Joseph Aspdin registró la patente del cemento Portland, obteniéndolo en un horno, a partir de una mezcla de arcilla y caliza dura calentada hasta la eliminación del CO2 y finamente triturada. - En 1845 Issac Johnson obtuvo el prototipo del cemento moderno quemando una mezcla de arcilla y caliza hasta semifusión, con lo que provocó la reacción necesaria para la formación de un compuesto cementante. - En 1861 los franceses Monier y Coignet utilizaron, por primera vez, el hormigón armado como material de construcción. - Hacia finales del siglo se extiende el uso del hormigón armado por Europa y Estados Unidos. - En España D. José Eugenio Ribera construye a partir de 1897 numerosas obras de hormigón armado - En 1902 se realiza la primera construcción de hormigón armado en México. - D. Juan Manuel de Zafra realiza obras singulares, como el embarcadero de Cala en Sevilla o los puentes de Vélez e inaugura en España la enseñanza del hormigón armado como asignatura en la Escuela de Caminos en el curso 1910-1911. - En 1928 Eugene Freyssinet, en Francia, empezó a usar alambres de acero de alta resistencia intencionalmente tensionados, desarrollando el hormigón pretensado. - En el decenio de los 40 se produce la transición del hormigón artesanal al industrializado (uso de aditivos, sustitución de los minerales que constituyen las materias primas en la fabricación del cemento e introducción de nuevas tecnologías de fabricación). - También se amplía el uso del hormigón pretensado a situaciones extremas, empleándolo en nuevos diseños estructurales. - Comienzan a hacerse patentes los procesos de deterioro del hormigón - A partir de 1960 se multiplican los casos de deterioro de ciertas estructuras de hormigón armado debidos a la corrosión de los refuerzos. - Últimamente, se ha incrementado el interés por el estudio de la corrosión de las estructuras de hormigón armado, como demuestran el número progresivamente creciente de publicaciones técnicas y científicas sobre el tema.

La reacción entre las materias primas que se relacionan en la Tabla 1.2, distinguiendo entre componentes principales y secundarios, según la proporción en que intervienen, se lleva a cabo en un horno rotatorio, a temperaturas que alcanzan los 1500ºC. El proceso tiene lugar a través de un vidrio intermedio entre los gránulos de CaO y SiO2, el citado ferrito cálcico, que actúa como disolvente y ionizante. Conviene, pues, un alto grado de molturación para favorecer el contacto íntimo entre la cal y la sílice (figura 1.1).

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 1.2. Componentes mineralógicos del cemento COMPONENTES PRINCIPALES Cal (óxido de calcio) Sílice (anhidrido silícico) Alúmina (óxido de aluminio) Oxido férrico COMPONENTES SECUNDARIOS Magnesia (óxido de magnesio) Anhídrido sulfúrico Cal libre (óxido cálcico no combinado) Álcalis (óxidos de sodio y potasio) Pérdida al fuego Residuo insoluble

% medio

Fórmula

62,5 20,0 6,5 2,5

CaO SiO2 Al2O3 Fe2O3

% medio 2,0 2,0 1,0 0,5 + 0,5 2,0 1,0

Fórmula MgO SO3 CaO Na2O + K2O P.F. R.I.

Figura 1.1.- Al reaccionar los componentes mineralógicos del cemento aparecen en el horno los componentes finales, en el siguiente orden: 1º AF4C ➾ 2º A3C ó F2C ➾ 3º S2C ➾ 4º S3C

Hasta que no se sobrepasan los 1000ºC en el horno, no se producen reacciones. Por encima de la citada temperatura empieza la formación de silicatos, aluminatos y ferritos, que constituyen el cemento. A unos 1250ºC la masa empieza a ablandar y a 1400-1500ºC se aglutina en granos de 2-3 cm de diámetro, de un color gris verdoso, que constituyen el denominado klinker. Los pasos sucesivos son:

El hormigón y el hormigón armado

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a) El primer compuesto que se forma es el alumino ferrito tetracálcico, AF4C, porque es la composición del eutéctico de punto de fusión más bajo. La cantidad formada la determina el componente que se halla en menor proporción, el Fe2O3. Cada mol de Fe2O3 consume otro de Al2O3 y 4 de CaO, que en peso equivalen a 0,64Fe2O3 y 1,4Fe2O3, respectivamente. El AF4C representará, referido a 100 partes de la mezcla: AF4C ➾ (1 + 0,64 + 1,4)% Fe2O3

(2)

b) A continuación se forma aluminato tricálcico, A3C, en la cantidad permitida por la alúmina no combinada anteriormente. Cada Al2O3 consume 3CaO, que representan 1,65 veces el peso de Al2O3. Por lo tanto: A3C ➾ 1,65(Al2O3 - 0,64Fe2O3) en CaO

(3)

c) La cal sobrante reacciona con la sílice en la materia pastosa formada en el horno, para dar silicato bicálcico, S2C, y la cal aún sobrante da silicato tricálcico, S3C, por reacción con el S2C. Considerando las reacciones cuantitativas indicadas en a) y b), resulta la fórmula siguiente para la estequiometría del cemento: CaO ➾ xSiO2 + 1,65 Al2O3 + 0,34 Fe2O3

(4)

que representa la totalidad de la cal a emplear. El coeficiente x viene determinado por la proporción de S3C que se quiere conseguir. X

S3C / S3C + S2C

2,80 2,51 2,27 2,06 1,87

1,00 0,75 0,50 0,25 0,00

d) Puede quedar aún cal libre si la dosificación de materias primas no es correcta, o si la reacción en el horno ha sido incompleta. Los componentes secundarios no reaccionan en el horno y quedan en forma de óxidos, igual que en las materias primas, en el klinker. Este klinker se muele con un 5-6% de yeso, habitualmente, para obtener un polvo que se conoce como cemento. 3. FRAGUADO La propiedad esencial de los cementos es la de dar, mezclados con el agua, una pasta que fragua y endurece, tanto al aire como bajo el agua. El cemento se puede amasar con agua y arena, constituyendo los morteros hidráulicos. Si además se añaden piedras o gravilla se obtienen hormigones, que se denominan armados cuando incluyen refuerzos de hierro.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Los cementos, amasados solos o en forma de mortero u hormigón, solidifican rápidamente por absorción de agua (fraguado), endureciendo después lentamente. Las sustancias que componen el cemento se hidratan, precipitando como geles, que cristalizan después, o directamente, como cristales microscópicos, que crecen y forman un entramado, al que deben su rigidez y resistencia los cementos fraguados. En la Tabla 1.3 se resumen las principales reacciones que tienen lugar durante la hidratación, con indicaciones sobre la rapidez con que tienen lugar y los cambios de volumen, cuando se producen.

TABLA 1.3. Reacciones principales que tienen lugar durante el fraguado y la hidratación del cemento - 3(SiO2 ·3CaO) + 12 H2O ➾ 3(SiO2· 2CaO_·3H2O) +3Ca(OH)2

rápida

- 2(SiO2·2CaO) + 6H2O ➾ 2(SiO2·2CaO·3H2O)

lenta

- Al2O3·3CaO + 6H2O ➾ Al2O3·3CaO·6H2O

rapidísima

- Al2O3·Fe2O3·4CaO + 1 2H2O ➾ Al2O3·3CaO·6H2O + Fe2O3·5H2O + Ca(OH)2 - CaO + H2O ➾ Ca(OH)2 + ∆ volumen - MgO + H2O ➾ Mg(OH)2 + ∆ volumen

lentísima

CaSO4·2H2O + Al2O3·3CaO·6H2O + 23H2O ➾ Al2O3·3CaO·CaSO4·31H2O Sal de Candlot

Un exceso de CaO es perjudicial y, sobre todo, el MgO, porque se hidratan muy lentamente, terminando el fraguado cuando el cemento ha alcanzado rigidez. Además, como el fenómeno se realiza con aumento de volumen, se pueden producir fracturas en la masa. Los silicatos son los que proporcionan al fraguar la máxima resistencia. El S3C se hidrata rápidamente en 6-7 días, tendiendo luego asintóticamente a un límite máximo de resistencia, sin que ésta aumente apenas. En cambio, el S2C fragua con mayor lentitud, alcanzando la resistencia máxima al cabo de un tiempo mucho mayor. La proporción entre ambos puede regular el tiempo de desencofrado, la resistencia a edades tempranas y el calor de hidratación, puesto que el S3C desprende mucho más calor que el S2C, etc. Un exceso de Al2O3 perjudica la calidad del cemento, porque se formará mucho A3C, que se hidrata instantáneamente, constituyendo puentes entre las partículas y dando rigidez antes de terminar aún el amasado. Los inconvenientes mayores del A3C son:

El hormigón y el hormigón armado

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- El fraguado relámpago, y - la poca resistencia que confiere al cemento, que es atacado por el agua de mar y por las aguas selenitosas. Los efectos desfavorables del A3C pueden controlarse con adiciones de Fe2O3, que consumen la alúmina en forma de AF4C antes de que se forme el A3C. Normalmente queda un exceso de Al2O3 sin combinar que reacciona después para dar A3C. Cuando hay suficiente Fe2O3, después del AF4C se forma ferrito bicálcico, F2C, en lugar del A3C y después se obtienen los componentes esenciales del cemento, los S3C y S2C. Otra forma de evitar el fraguado relámpago del A3C consiste en añadir al klinker CaSO4·2H2O, que se combina con el A3C formando sal de Canlot, un sulfoaluminato cálcico hidratado (Tabla 1.3). La hidratación del A3C no se produce mientras exista yeso que pueda formar sulfoaluminatos. El yeso es pues un retardador del fraguado que, evitando el fraguado relámpago, facilita la puesta en obra del hormigón. No obstante, conviene no añadir un exceso de yeso y que quede algo de A3C libre, que inicie el fraguado sin llegar a producir una rigidez instantánea. Cuando se emplea hemihidrato, CaSO4·1/2 H2O, en lugar del dihidrato, se produce un “falso fraguado”, que no debe confundirse con el fraguado relámpago. El hemihidrato fragua por si mismo, en forma instantánea en presencia de cemento, dando lugar a una rigidez pasajera de la pasta, que desaparece al seguir amasando, con el paso de hemihidrato a dihidrato. El fraguado se caracteriza por un “principio” y “final” de fraguado, que se ha establecido convencionalmente entre ciertos límites y se mide con la aguja de Vicat, cuya velocidad de penetración varía con la rigidez de la masa y cuando disminuye por debajo de ciertos valores se considera que el cemento ha fraguado. La hidratación no termina con el fraguado, sino que puede seguir a lo largo de días y meses, continuando el proceso y el endurecimiento a costa del agua de los poros. Sólo cuando el cemento se ha hidratado totalmente alcanza su resistencia mecánica definitiva. La contribución de los principales componentes mineralógicos del klinker a las características del fraguado y a las propiedades finales del hormigón se resumen en la Tabla 1.4.

TABLA 1.4. Propiedades conferidas por los distintos componentes del cemento COMPONENTE

Velocidad de hidratación

S3C S2C A3C

Grande Pequeña Instantánea

AF4C CaO MgO

Media Lenta Lentísima

Resistencias mecánicas

Calor de hidratación

Elevado (120 cal/g) Grandes y rápidas Grandes pero diferidas Diferido (60 cal/g) Elevado y rapidísimo Pequeña y rápida (210 cal/g) Medio (100 cal/g) Pequeña y lenta Alto (279 cal/g) Pequeña y lenta Alto (203 cal/g) Pequeña y lenta

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

4. TIPOS DE CEMENTOS Los cementos más conocidos son los Portland, introducidos en Inglaterra en la primera mitad del siglo XIX, que deben su nombre al color del klinker resultante, semejante al de las rocas de la localidad de Portland. Las clasificaciones varían de un país a otro. Las normas ASTM distinguen entre cinco tipos de cementos Portland, que se diferencian en su composición y propiedades. En la Tabla 1.5 se presentan las proporciones típicas de las principales fases presentes en los cementos Portland de la citada normalización [7]:

TABLA 1.5. Proporción de las principales fase presentes en los cementos Portland de las normas ASTM TIPOS DE CEMENTOS PORTLAND

Silicato tricálcico Silicato bicálcico Aluminato tricálcico Aluminoferrito tetracálcico Otras fases

I

II

III

IV

V

51a 25 9 8 7

46 32 4 12 6

58 16 8 8 10

26 54 2 12 6

29 45 2 8 8

En España, las calidades de cada tipo de cemento se refieren a las resistencias que son capaces de desarrollar en un tiempo determinado. Así, por ejemplo, los P350 y P-450 se refieren a cementos Portland que alcanzan resistencias mínimas de 350 Kg/cm2 y 450 Kg/cm2 al cabo de 28 días, medidas sobre probetas de mortero normalizadas y fabricadas con estos cementos. En la Tabla 1.6 se extractan las características de los principales tipos de cementos y sus inconvenientes básicos, cuando éstos son importantes. Dentro de cada tipo su “calidad” depende fundamentalmente de la proporción de los S3C y S2C presentes en el klinker. Considerando como impurezas todos los componentes a excepción de la cal y de la sílice, se puede representar la composición de todos los cementos en diagramas ternarios simplificados como el de la figura 1.2, con un 100% de CaO, SiO2 e impurezas en los vértices. Si se supone el cemento formado sólo por los componentes esenciales, SiO2 y CaO, todas las variedades posibles se encontrarían en la línea AC, entre T y B, puntos que corresponden a las composiciones del S3C y del S2C, respectivamente. Pero suele haber un 15-25% de sustancias que no son ni SiO2 ni CaO, desplazándose el punto representativo del sistema hacia el vértice B. Los cementos se hallarán representados por puntos interiores al cuadrilátero 1234.

El hormigón y el hormigón armado

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TABLA 1.6. Principales características de los distintos tipos de cemento TIPOS DE CEMENTO

PROPIEDADES CARACTERÍSTICAS

Cemento Portland blanco, P.B.

Es un cemento Portland sin AF4C, compuesto que le da el color gris al cemento. Se emplea fundamentalmente para fines ornamentales, pues las cualidades son las mismas de otros cementos Portland.

Cemento resistente a sulfatos, P.A.S.

Estos Portland Anti Sulfatos carecen de aluminatos, fase que reacciona con los sulfatos aún después del fraguado. Se utilizan en terrenos yesíferos, con aguas o áridos que contengan sulfatos como, por ejemplo, en contacto con agua de mar.

Portland siderúrgico y de Horno Alto P.S. y P.H.A.

Son cementos Portland con adiciones de escorias de la industria siderúrgica, ricas en compuestos ácidos. Son menos sensibles a los ataques por aguas o terrenos ácidos. En cambio, su menor pH y los sulfuros que contienen pueden perjudicar su valor protector frente a la corrosión de las armaduras.

Cemento puzolánico P.U.Z.

Son cementos Portland con adiciones de puzolanas, un producto volcánico natural que ejerce la misma acción neutralizante sobre la cal que las adiciones de escorias, a través de su elevada proporción en SiO2. Se utilizan en situaciones parecidas que los P.S o P.A.H.

Cemento aluminoso C.A.

Contiene Al2O3 y CaO como componentes esenciales, que dan lugar en el horno a aluminatos cálcicos, fundamentalmente. Es muy útil para estructuras que, como en el caso de los aeropuertos, requieren reparaciones que desarrollen resistencias elevadas en muy poco tiempo, debido a la gran velocidad de fraguado del A3C. A causa de su menor pH resultan menos protectores que los Portland para las armaduras.

Figura 1.2.- Diagrama simplificado de la composición de los cementos.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

La proporción entre S3C y S2C de un cemento de la composición indicada por el punto P vendrá dada por la regla de los momentos químicos, de forma que: S3C S2C

=

PB’ PT’

Si todo fuera S3C el punto P se desplazaría hasta T, y si la cantidad de S3C fuera nula P se confundiría con B’. Cuanto mayor sea la proporción de impurezas menos resistentes serán los cementos, pero también sería menor su punto de fusión y se consumiría menos energía en la fabricación. Teniendo en cuenta la velocidad de fraguado del S3C y del S2C, aumentará la rapidez de fraguado al hacerlo la relación S3C/S2C. En el esquema de la derecha de la figura 1.2 se resumen las características más importantes de los cementos. Por ejemplo, el cemento cuya composición corresponde al punto P será de fraguado rápido y de fusibilidad y resistencia intermedias. 5. MORTEROS Y HORMIGONES Los morteros de cemento consisten en mezclas de cemento, arena y agua, en proporciones adecuadas. Cuando el cemento se amasa con agregados finos (arena) y agregados gruesos (grava), al material compuesto resultante se le denomina hormigón, o concreto en los países de habla hispana. Las propiedades fundamentales que definen las características y calidad del hormigón son: su elevada resistencia a la compresión y su gran durabilidad frente a numerosos medios naturales e industriales. En cambio, el hormigón es un material que resiste mal a la tracción, lo que explica que, desde hace más de un siglo, se presente asociado a refuerzos de acero, constituyendo un material de construcción mixto: el hormigón armado. La práctica de introducir barras de acero en una mezcla de cemento, agregados inertes de tamaño controlado y agua, para formar el hormigón armado, se inició en Francia, a mediados del siglo pasado (véase la reseña histórica). Al principio este material compuesto se empleó en proyectos modestos, pero creció rápidamente el número de sus aplicaciones, así como su importancia, cuando se fueron descubriendo y apreciando sus propiedades. A diferencia del hormigón en masa, inadecuado para componentes estructurales que hayan de resistir tracciones o flexiones, el hormigón armado, que combina la gran resistencia a la compresión propia con la excelente resistencia a la tracción del acero, resistencia de la que carecen las piedras naturales, ofrece unas propiedades excepcionales para la industria de la construcción. Además, el coste relativamente bajo de sus componentes, unido a la ilimitada adaptabilidad a las formas más diversas, hace que pueda aplicarse a casi todo tipo de construcciones, de manera competitiva con la piedra, el acero y la madera. A pesar de la buena combinación de propiedades en el hormigón armado, resulta extraordinariamente difícil conseguir elementos estructurales que no desarrollen fisuras trabajando a flexión, por efecto de las cargas de tracción, lo que ha dado

El hormigón y el hormigón armado

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lugar al desarrollo del hormigón pretensado, cuyas peculiaridades se extractan en la Tabla 1.7. TABLA 1.7. Distintos tipos de hormigón armado HORMIGÓN ARMADO Material compuesto de hormigón y acero bajo en carbono, sin estar sometido a tensiones previas, que al soportar el peso del hormigón, y las cargas de la estructura, desarrolla esfuerzos de tracción

HORMIGÓN PRETENSADO Material formado de hormigón y acero de alta resistencia que es intencionalmente tensionado para compensar los esfuerzos provocados por el peso del hormigón y las cargas de la estructura. Se divide en: hormigón pretensado, en el que el acero es puesto en tensión antes de la colada del hormigón, permitiendo el relajamiento del acero después del curado del hormigón; y hormigón postensado, en el que el refuerzo de acero es puesto en tensión después del curado del hormigón.

Considerando incluso las limitaciones acabadas de señalar, el hormigón de cemento portland es el material de construcción por excelencia desde hace decenios, debido esencialmente a sus propiedades mecánico resistentes y a su buena relación calidad/precio. Esto a pesar de la destrucción de canteras naturales para conseguir las materias primas, del elevado consumo energético que requiere su proceso de fabricación, a causa de las elevadas temperaturas, 1400-1500º C, que se necesitan alcanzar y, como consecuencia, del perjuicio que en el entorno ambiental causa la emisión de diferentes gases a la atmósfera, CO2 y NOx esencialmente, hasta el punto de que se atribuye a la industria cementera entre el 6 y el 7% del total de emisiones de gases que contribuyen a provocar el denominado “efecto invernadero”. Para dar solución a estos problemas, investigadores españoles están desarrollando actualmente un nuevo material conglomerante alternativo al cemento portland, genéricamente denominado cemento alcalino, que contiene porcentajes elevados de cenizas volantes, activadas con álcalis fuertes [10-12]. Con enfoques diferentes, buscando incrementar la resistencia a la flexión y la reducción de la porosidad, por ejemplo, se desarrollan también morteros especiales con adiciones de fibras inertes, de vidrio o de carbón [13]. Se prosigue pues, actualmente, en la búsqueda de la mejora tecnológica de materiales tradicionales con muchos siglos de utilización. 6. DURABILIDAD DEL HORMIGÓN El hormigón, como el resto de los materiales de construcción, se proyecta con la idea de que permanezca estable a lo largo del tiempo, sin perder ninguna de las propiedades físicas y químicas que le caracterizan. Debido a su constitución, el hormigón contiene poros, algunos de ellos interconectados entre sí, que pueden resultar de importancia crítica en su durabilidad, ya

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

que los agentes agresivos externos tienen una vía de penetración a través de ellos, por capilaridad o difusión. Frecuentemente el fallo prematuro es atribuible a la baja calidad del hormigón (relaciones agua/cemento demasiado altas, relaciones cemento/áridos demasiado bajas, puesta en obra inadecuada, etc.). En la Tabla 1.8 se ofrece una lista de los factores físicos que más contribuyen a que el cemento pierda sus propiedades conglomerantes, junto a una sucinta descripción de los fenómenos que producen y de las medidas eficaces para contrarrestarlos o prevenirlos. En general la calidad del hormigón, expresada en términos de permeabilidad o penetrabilidad, es la característica principal a la hora de determinar su durabilidad. En las figuras 1.3, 1.4 y 1.5 [14] se indica, de un modo semicuantitativo, la enorme influencia que la relación agua/cemento, el curado y la compactación tienen sobre la “calidad” del hormigón. TABLA 1.8. Principales factores físico-químicos que limitan la durabilidad del hormigón FACTORES DE FENÓMENOS QUE PRODUCEN DETERIORO

MEDIDAS CORRECTORAS

Factores físicos Los efectos destructores de los Ciclos de hielo- ciclos hielo-deshielo en el hormideshielo gón se conocen desde hace muchos años y deben su importancia a la escasa resistencia a la tracción de este material de construcción. Ciclos térmicos Los cambios drásticos en temperay de humedad tura y humedad producen variaciones de volumen que pueden fisurar el hormigón.

La correcta utilización de aditivos inclusores de aire ha reducido grandemente la frecuencia y severidad de los daños producidos por los ciclos de hielo-deshielo.

Factores químicos Iones sulfatos

Los medios con iones sulfato, como el agua de mar, reaccionan con el A3C para dar ettringita o sal de Canlot, incluso después del fraguado, con aumento de volumen y fractura del hormigón.

Utilización de cementos P.A.S (Portland antisulfatos). Existen dos caminos: las adiciones de Fe2O3 para consumir el Al2O3 como AF4C y las adiciones de yeso para consumirlo durante el fraguado formando sal de Candlot.

Medios ácidos:

Debido a la alcalinidad de los cementos, el hormigón reacciona con la mayoría de los medios ácidos como el CO2, el SO2, los ácidos minerales, etc. El CO2 reacciona con mucha facilidad para dar CaCO3 obturando los poros del hormigón, resultando beneficioso para éste pero perjudicial para las armaduras, cuando el frente de carbonatación penetra hasta ellas.

Reducir al máximo la penetrabilidad del hormigón con bajas relaciones agua/cemento, buena compactación y una hidratación o curado correctos, etc. Empleo de elevadas dosificaciones en cemento.

CO2 SO2

El hormigón y el hormigón armado

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Reacciones expansivas Presencia de MgO

Una proporción excesiva de MgO Evitar un exceso de MgO en las inicialmente, a causa de su hidrata- materias primas. ción lentísima y expansiva, puede ir desmoronando el hormigón. La presencia de MgO en el medio, una vez endurecido el hormigón, puede causar problemas similares al reaccionar con el agua de los poros.

Corrosión de las armaduras

Provocada esencialmente por la El estudio de las medidas preventipresencia de cloruros, o por la car- vas o correctoras es el objetivo bonatación del hormigón. Es la general de los capítulos siguientes. causa principal del deterioro de las estructuras de hormigón armado y se estudia, desde distintos enfoques, en todos los temas siguientes.

Figura 1.3.- Influencia de la relación agua/cemento en la permeabilidad del hormigón.

Figura 1.4. Influencia del curado en la permeabilidad del hormigón.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 1.5.- Influencia de la compactación en la permeabilidad del hormigón.

7. ADITIVOS DEL HORMIGÓN Cada vez se utilizan más los aditivos del hormigón, sustancias que, generalmente en cantidades inferiores al 5% en peso del cemento, modifican las características de este material, acentuándolas o disminuyéndolas, según convenga para la obra que se desee ejecutar. Los aditivos son compuestos químicos, orgánicos o inorgánicos, que se agregan al hormigón inmediatamente antes o durante el amasado. Los más comúnmente usados se enumeran en la Tabla 1.9, donde se resumen también las modificaciones que provocan en el producto. TABLA 1.9. Aditivos más comunes del hormigón TIPOS DE ADITIVOS Inclusores de aire

FUNCIONES DE LOS ADITIVOS

Proporcionan un sistema controlado y uniformemente distribuido de burbujas de aire dentro del hormigón endurecido (resina vinsol y subproductos modificados del petróleo). Reductores de agua Reducen la cantidad de agua requerida para la fabricación de un hormigón trabajable (lignosulfonatos de sodio y calcio, sales de ácidos carboxílicos hidroxilados). Retardadores del fraguado Aumentan el tiempo requerido para el endurecimiento del hormigón (ácido lignosulfónico y ácidos carboxílicos hidroxilados). Aceleradores del fraguado Disminuyen el tiempo requerido para el endurecimiento del hormigón (cloruro de calcio, trietanolamina) Minerales finamente divididos Reducen el costo del cemento, mejoran su trabajabilidad y resistencia y disminuyen el calor de hidratación (puzolanas, cenizas volantes, etc.).

El hormigón y el hormigón armado

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CAPÍTULO II Conceptos fundamentales de la corrosión. Métodos de medida y estudio del proceso de degradación metálica Resumen Partiendo del hecho de que la corrosión es, en cierto sentido, inevitable, manifestación de la tendencia de los materiales metálicos a volver al estado combinado en el que se encuentran en la naturaleza, se analizan los fundamentos de la reactividad superficial, pasando revista a los métodos de medida y control de la corrosión. La corrosión implica, siempre, la formación y movimiento de partículas con carga eléctrica, característica que ha permitido su estudio a través de técnicas electroquímicas de sensibilidad prácticamente ilimitada, en contraste con los métodos pioneros gravimétricos y de observación visual, desesperantemente lentos con los materiales de elevada resistencia a la corrosión, los más interesantes desde el punto de vista técnico. Se pasa revista a las diferentes técnicas electroquímicas capaces de determinar cuantitativamente la cinética de la degradación metálica, que han propiciado la transición de la corrosión del estado de arte al estado de ciencia, a partir del decenio de los 50. Se adelanta, como se verá en el transcurso de la obra, que todas estas técnicas, aunque parezca sorprendente, son aplicables a un material de aspecto y consistencia pétrea como el hormigón armado.

1. INTRODUCCIÓN Recordemos, como punto de partida, que la corrosión de metales y aleaciones: - Es manifestación de la tendencia hacia un equilibrio termodinámico. - Que se trata de un fenómeno de superficie, pues incluso los casos de corrosión interna se inician en la superficie. - Que a temperatura ambiente o moderada siempre es de naturaleza electroquímica, implicando la formación y movimiento de partículas con carga eléctrica.

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1.1. Fundamentos de la reactividad superficial En el enlace metálico se encuentran los átomos formando aglomeraciones compactas, cada cual rodeado del mayor número posible de átomos iguales o diferentes, según se trate de metales o aleaciones, ocupando, en cualquier caso, el mínimo volumen posible. Cuando todos los átomos son iguales, cada uno se halla rodeado de otros 12 y, si son diferentes, el número depende del tamaño relativo de los átomos que se combinan. Tal forma de disponerse da lugar a dos tipos de estructuras: la hexagonal compacta y la cúbica centrada en las caras, esquematizada en la figura 2.1.

Figura 2.1.- Situación de los átomos en la celdilla elemental del sistema cúbico centrado en las caras (ccc). El átomo 1 está rodeado de 12 iguales, el 2 de 8, el 3 de 5 y el 4 de 3.

Puede comprobarse que un átomo del interior del retículo tiene en su torno otros 12, a una distancia mínima común a todos. En realidad los átomos son prácticamente como esferas tangentes, sin los grandes huecos del esquema, donde no se indican tamaños relativos sino situaciones. Un átomo de la superficie plana se enlaza, sin embargo, con 8 vecinos, con 5 si está localizado en una arista y con 3 cuando está situado en un vértice. Queda pues claro que los átomos situados en la superficie tienen características especiales que los diferencian de los situados en el interior del retículo, o de otros superficiales que ocupen posiciones distintas. Las diferentes posibilidades pueden apreciarse en el modelo de terrazas/ bordes/entrantes de la figura 2.2. Estas diferencias estructurales hacen que también sea especial la situación energética de cada átomo en las distintas posiciones geométricas y, en consecuencia, su reactividad. De todo ello derivan las posibilidades de enlace de cada átomo con sus vecinos. Como se ha visto habrá muchos átomos superficiales con valencias insatisfechas, es de esperar, por tanto, que las superficies tengan una reactividad elevada.

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Figura 2.2.- Modelo de terrazas/bordes/entrantes de la superficie de un sólido.

La reactividad de los átomos metálicos influirá en la cinética de todos los procesos que supongan captación de átomos por la superficie (adsorción) y en la de aquellos otros que, como la corrosión, se realicen con pérdida de átomos. En casos extremos el nivel energético de los átomos condicionará no solo la cinética de las reacciones, sino que decidirá también la posibilidad o imposibilidad de una reacción (termodinámica). Curiosamente el comportamiento de unos niveles energéticos determinados es distinto según se trate de procesos de cesión o captación de materia. En la corrosión se cederán los átomos tanto más fácilmente cuanto menos enlaces los unan con sus vecinos, es decir los de los ángulos salientes antes que ningún otro y los de las aristas después. Pero las sustancias se adsorberán con fuerzas más intensas cuanto más enlaces puedan establecer con los átomos de la red metálica, antes en el centro de una superficie que en sus bordes y mejor en algún entrante que en la superficie plana. 1.2. Corrosión electroquímica: Pilas de corrosión Si se exceptúan los fenómenos de oxidación a temperaturas elevadas, todos los procesos de corrosión que tienen lugar a temperatura ambiente o moderada, incluso los que tienen lugar en medios gaseosos con componentes condensables, como la atmósfera, son de naturaleza electroquímica y necesitan la presencia de un electrólito conductor. La mejor demostración del mecanismo electroquímico de la corrosión atmosférica es la necesidad de superar un umbral de humedad para que el proceso tenga lugar, la humedad relativa crítica. En la corrosión electroquímica la superficie metálica es sede de dos reacciones parciales, que ocurren en lugares diferentes, los denominados ánodos y cátodos loca-

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les y que, consideradas conjuntamente, constituyen el proceso global de corrosión (figura 2.3). Las semirreacciones parciales pueden formularse como sigue: Me ó Me2+ + 2e-

1/2O2 + H2O + 2e- ó 2OH2H+ + 2e- ó H2

(1) (2a) (2b)

Figura 2.3.- Reacciones que ocurren en una pila típica de corrosión.

La reacción (1) representa el proceso parcial anódico, de oxidación, o propiamente de corrosión. El material pasa del estado metálico, con unas características aprovechables en metalurgia, al estado iónico, con otras que, generalmente, no son aprovechables. Las reacciones (2), representan el proceso parcial catódico y son necesarias para mantener la electroneutralidad de la materia, consumiendo los electrones liberados en la (1). Son procesos de reducción, opuestos al anódico de oxidación. Aunque pueden darse también otros procesos catódicos diferentes, la reducción del oxígeno disuelto en soluciones acuosas neutras o alcalinas y de protones en los medios ácidos son, con gran diferencia, los dos procesos catódicos más importantes en la naturaleza. Los ánodos y cátodos locales manifiestan, en contacto con los medios corrosivos, potenciales característicos diferentes, constituyendo pilas de corrosión, siendo el ánodo el electrodo de potencial más negativo y cátodo el más noble o positivo. Ambos electrodos están en cortocircuito eléctrónico a través del metal, no es sólo que estén en contacto, sino que forman parte del mismo material metálico. El cir-

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cuito eléctrico se completa exteriormente, por conducción iónica a través del electrólito. Esta parte externa representa casi la resistencia total del circuito y es la que regula o controla la corriente entre los ánodos y cátodos de las innumerables pilas locales, que se forman en la superficie metálica y que integradas sus contribuciones son responsables de la velocidad de corrosión característica del sistema metal-medio que se considere. En las figuras 2.4 y 2.5 se ofrece un modelo macroscópico de pila de corrosión [1], fácil de construir en el laboratorio (con dos metales diferentes sumergidos en una solución de sus iones) y el esquema de su funcionamiento, respectivamente. Si se unen los dos metales, cobre y cinc en este caso, con algún buen conductor electrónico, un alambre de cobre, por ejemplo, se tendrá una pila en cortocircuito, como un microánodo y su microcátodo vecino en la superficie metálica (figura 2.3) y la cantidad de corriente que circule estará determinada por la resistencia del electrólito y por la diferencia de potencial de los electrodos en los dos compartimentos. Las corrientes son de signo opuesto en los dos electrodos y su valor queda definido por la intersección de sus curvas, si se representan ambas en el mismo semiplano a pesar de su distinto signo (figura 2.5).

Figura 2.4. Pila reversible de cobre y cinc en equilibrio con sus iones.

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Figura 2.5.- Esquema idealizado del funcionamiento de una pila de corrosión funcionando en cortocircuito, a un potencial común intermedio entre los potenciales estándar del ánodo y del cátodo.

De acuerdo con la definición de oxidación y reducción, como procesos de cesión y captación de electrones, respectivamente, sobre el electrodo de cinc tendrá lugar una reacción de oxidación o disolución del metal (corrosión): Zn ó Zn2+ + 2e-

(3)

y sobre el cobre otra de reducción con depósito de iones cobre. Cu2+ + 2e- ó Cu

(4)

En corrosión, electroquímica y galvanotecnia, a las reacciones de oxidación y reducción es usual designarlas como anódicas y catódicas, respectivamente. El electrodo de cinc se corroerá a una velocidad proporcional a la corriente que circule por la pila. Si se mide ahora el potencial de los electrodos de cinc y de cobre respecto a sus soluciones se verá que los mismos cambiaron. El potencial del cinc será menos negativo y menos positivo el del cobre. La razón de esto es que cuando circula una corriente los electrodos se apartan del equilibrio; en corrosión se dice que se polarizan, en una cantidad de mV equivalente al desplazamiento del poten-

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cial. Si la resistencia del circuito es muy pequeña, ambos electrodos adquirirán un potencial común, intermedio entre los potenciales estándar de ambos, definido también, como la corriente de la pila, por la intersección de las curvas de ambos electrodos (figura 2.5). Para potenciales inferiores a E0Zn la reacción (3) se desplaza totalmente hacia la izquierda y la corrosión del Zn, o de un material metálico en general, no tiene lugar: Me ï Me2+ + 2e-

(5)

Igualmente, por encima del potencial de equilibrio del proceso catódico, de E0Cu en este caso, se anula la semirreacción catódica. La situación puede expresarse en una escala de potenciales de electrodo, como en el esquema de la figura 2.6 [1], que refleja, de una forma sencilla, una situación termodinámica complicada. Existe pues un valor de potencial que separa los campos de estabilidad de las formas iónica y metálica, ésta con propiedades estructurales útiles, características del estado metálico, mientras que la forma iónica carece de ellas.

Mn+

FORMA IONICA ESTABLE

o

EM METAL ESTABLE

Figura 2.6. Para valores del potencial superiores al de equilibrio la forma estable es la iónica y para valores inferiores la metálica.

1.3. Un poco de historia Según parece, el primero en atribuir a la corrosión un mecanismo electroquímico fue De la Rive en 1830 [2,3]. De la Rive comprobó diferencias en la velocidad de disolución del cinc en ácido sulfúrico según la pureza del metal y observó que el

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H2 se producía sólo sobre determinados puntos. Pensó que las impurezas ejercían el papel de pequeños cátodos y determinó en qué medida la adición de elementos aleantes aceleraban la velocidad de corrosión del cinc. Pocos años más tarde (18341840) las investigaciones de Faraday dieron a conocer la relación cuantitativa entre la corriente eléctrica y la acción química; esto es, que 96500 culombios (1 Faraday) transforman o disuelven a un equivalente gramo [2,3]. Las primeras ideas electroquímicas de la corrosión quedaron olvidadas en cierto modo, desarrollándose teorías diversas en las que se concedía importancia fundamental para el fenómeno de la corrosión al ácido carbónico, agua oxigenada, etc. Casi un siglo después las volvió a poner en boga Evans, al publicar en 1926 el resultado de sus investigaciones con gotas salinas depositadas sobre placas horizontales de hierro recién lijadas; demostrando la existencia de zonas superficiales con diferentes características, que en presencia de ciertos indicadores, fenolftaleina y ferrocianuro, exhibían un anillo periférico rosa contrastando con un círculo central azul. Aquel se identificó con la región catódica, más aireada, donde ocurre la reducción de oxígeno para dar iones OH- y el círculo interior con la región anódica, de disolución del metal, de color azul por reacción de los iones ferrosos y el ferricianuro. Poco mas tarde, en 1932, Hoar y Evans pusieron de manifiesto, esta vez de modo cuantitativo, la naturaleza electroquímica de la corrosión acuosa, al medir con un miliamperímetro la corriente eléctrica que pasaba entre las zonas anódica y catódica de una pila de corrosión y comprobar la verificación de la ley de Faraday [2,3]. Sin apenas demora, en 1938, Wagner y Traud [4] elaboraron la teoría de los electrodos mixtos, sentando las bases matemáticas para la medida electroquímica de la velocidad de corrosión, que tardó bastante, sin embargo, en extenderse a la práctica, hasta que Stern y Geary simplificaron el tratamiento en 1957 proponiendo un método rápido, cuantitativo y no destructivo de medida de la velocidad de corrosión [5]. Con todos estos trabajos la corrosión pasa paulatinamente del estado de arte, basada en la observación visual y en medidas gravimétricas, tremendamente laboriosas y lentas, al estado de ciencia, apoyándose en técnicas electroquímicas de extremada sensibilidad. 2. MEDIDA DE LA CORROSIÓN 2.1. Métodos directos e indirectos de medida de la corrosión La ciencia de la corrosión, en sus inicios, se basó en la apreciación visual de la sintomatología visible del fenómeno, o en la medida directa del deterioro por técnicas gravimétricas. A pesar de los impagables servicios prestados por ambos procedimientos, su tremenda lentitud de respuesta al cambio con los materiales resistentes a la corrosión, con los que había que esperar años para lograr resultados significativos, excluía, en la práctica, el análisis de los sistemas más interesantes. Muy pronto, la necesidad de contar con datos cuantitativos sobre la resistencia a la corrosión, en periodos razonables de tiempo, antes de comprometerse en una decisión entre varios materiales, dio lugar a la proliferación de los ensayos acelerados de corrosión, todavía hoy vigentes y recogidos en las normalizaciones de todos los paí-

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ses desarrollados: cámaras de niebla; de atmósferas industriales; ensayos de inmersión en ácidos fuertes como el Huey o el Strauss, para determinar la susceptibilidad a la corrosión intergranular de los aceros inoxidables, etc. El valor de cualquiera de estos ensayos viene condicionado por la existencia de una correlación entre sus resultados y los obtenidos por exposición en ambientes reales, ya sean naturales o industriales, de forma que es tanto más útil cuanto mayor sea la precisión con que permita predecir la vida en servicio de un determinado sistema metal/medio, para unas condiciones de exposición determinadas. La solución ideal de un ensayo acelerado de corrosión, que permitiese establecer coeficientes de correlación válidos para toda clase de materiales metálicos y de recubrimientos protectores, en cualquier tipo de medio ambiente, pertenece al campo de lo utópico. En opinión personal, los ensayos acelerados de corrosión suelen tener un valor meramente comparativo y pueden ser útiles para seleccionar un material entre varios previamente a su utilización en un medio corrosivo determinado y para garantizar que se cumplan las exigencias de unos determinados pliegos de condiciones, pero no para realizar predicciones a largo plazo, debido a la enorme variación de los coeficientes de correlación para cada situación específica. En los 5 últimos decenios se ha progresado muchísimo en el desarrollo, puesta a punto y difusión de los métodos electroquímicos de estudio de la corrosión, que se comparan con las técnicas experimentales precedentes en la Tabla 2.1 [1], resumiendo las ventajas e inconvenientes de todas ellas. Con los métodos electroquímicos ya no es necesario establecer un factor de correlación con la realidad, pues se estima la velocidad real de corrosión y, como pueden reproducirse la mayoría de las combinaciones posibles metal/medio/ condiciones, si no se ha llegado al utópico ensayo acelerado de corrosión de validez general se está cerca de él. Pero esto merece analizarse en un apartado independiente.

TABLA 2.1. Técnicas experimentales de estudio de la corrosión, ventajas e inconvenientes principales. MÉTODOS

VENTAJAS

DESVENTAJAS

Medida directa de la corrosión

- Medida directa de la corro- - Tiempos de exposición muy largos con resistencias a la sión. - Gravimétricos: medida de la - No requieren especializa- corrosión elevadas. pérdida o ganancia en peso. ción alguna para su interpre- - Determinación de valores integrales para el periodo de - Analíticos: medida de la con- tación inmediata. tiempo considerado. centración de compo-nentes metálicos en solución. - Volumétricos: medida del H2 desprendido, o del O2 consumido en los procesos catódicos, etc.

- Seguridad y reproducibilidad relativamente bajas

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Ensayos acelerados de corrosión - De niebla salina, de niebla salina acética, de atmósfera industrial, ensayo corrodkote, ensayo Huey, ensayo Strauss, etc.

- Se multiplica la agresividad - Para cada situación específica de los ambientes naturales el coeficiente de correlación por factores muy elevados y con la exposición natural es se obtienen resultados cuan- distinto, pudiendo variar entre titativos en plazos de tiempo límites amplísimos. razonables. - Son imposibles las estima- Son muy útiles a efectos ciones de durabilidad, salvo comparativos, para seleccio- que se tengan establecidos nar un material entre varios, coeficientes de correlación o para comprobar si un deter- previamente. minado material cumple las exigencias de una norma. - Distorsionan o cambian completamente el mecanismo de corrosión.

Electroquímicos

- Enorme sensibilidad y segu- - Perturbación del sistema ridad en las medidas de estudiado por la polarizaa) Estacionarios potenciales y densidades de ción aplicada. - Método de intersección. corriente. - Estimación indirecta de la - Método de resistencia de - Son muy rápidos y pueden corrosión, necesitando un polarización. dar información diferencial contraste y un conocimiento - Curvas de polarización, po- sobre las velocidades ins- más o menos exacto del proceso estudiado para intertenciales críticos, potencio- tantáneas de corrosión. metrías, etc. - Muchas veces se puede pretar los resultados. seguir la evolución del fenó- - Todos ellos son métodos b) No estacionarios meno con el tiempo con una aproximados, fiables si se - Técnicas de impedancia. sola probeta y obtener la aplican correctamente, pero información integral corres- no exactos. - Métodos de impulsos. pondiente. - Ruido electroquímico. - Métodos potenciodinámicos.

2.2. Métodos electroquímicos de estudio de la corrosión Como se ha mencionado ya anteriormente, la corrosión implica la formación y movimiento de partículas con carga eléctrica (figuras 2.3 y 2.5), de manera que parece lógico que pueda obtenerse información sobre el proceso de corrosión a través de la medida de variables eléctricas. Esta situación, reconozcamos que afortunada, ha hecho posible el gran avance experimentado por la ciencia de la corrosión desde que en 1957 Stern y Geary [5] introdujeron los métodos electroquímicos cuantitativos de medida de la corrosión, apoyándose en el modelo de pilas locales de corrosión propuesto por Evans [6], y en la teoría del potencial mixto demostrada por Wagner y Traud para el potencial de corrosión (Ecorr) [4], ideas ambas que pueden considerarse como puntos de partida de la moderna ciencia de la corrosión. Veamos algunas ideas básicas para su comprensión. La equivalencia eléctrica de las reacciones de reducción y de oxidación en cualquier sistema metal-medio en su

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potencial de reposo, Ecorr, impide la medida directa de la velocidad de corrosión, pues instrumentalmente no se mide corriente alguna, al compensarse exactamente las intensidades de distinto signo: Icorr = Ia = -Ic

(6)

It = Ia + Ic = 0

(7)

Expresiones donde Ia e Ic, representan las intensidades de los procesos parciales anódicos y catódicos, respectivamente, siendo Icorr la intensidad de corrosión. Para obtener información que permita estimar Icorr es preciso imponer una alteración al sistema, que rompa la mencionada equivalencia. Esto se logra por intermedio de los procedimientos electroquímicos de estudio de la corrosión, imponiendo una polarización, o señal eléctrica de potencial, y estudiando la respuesta en corriente del sistema. En la práctica esto se realiza desplazando el sistema de la situación de reposo, de forma que instrumentalmente se mide una corriente neta total (figura 2.7) [1]: It = Ia - Ic = f(E)

(8)

En términos generales, a esta relación entre potencial impuesto y la intensidad medida (o viceversa) se la conoce por curva de polarización del sistema.

Figura 2.7. La aplicación de una pequeña polarización rompe el equilibrio existente en el Ecorr entre Ia e Ic permitiendo medir un DI, a partir del cual se estima la Icorr.

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Entre los potenciales de equilibrio de las semirreacciones anódica y catódica, Ea y Ec repectivamente, ambas se influyen mutuamente, y la curva de polarización experimental no representa a ninguna de las dos reacciones, sino que se corresponde con la suma algebraica de ambas - ecuación (8). Por lo tanto, la curva “aparente”, resultante de representar la intensidad medida, It, frente al potencial, es distinta de las curvas representativas de los “procesos reales” de disolución metálica y de reducción de oxígeno (u otra sustancia del medio), que son los que reflejan verdaderamente el fenómeno de corrosión. En los esquemas a), b) y c) de la figura 2.8 se representa en trazo continuo la curva de polarización experimental o “aparente” y en líneas de trazos las correspondientes a los procesos reales. En la figura 2.8a, en coordenadas normales y con los signos negativos propios de las intensidades catódicas; en la 2.8b abatiendo las corrientes catódicas sobre el semieje positivo, construcción propuesta por Evans, que facilita la visualización gráfica del potencial de corrosión y la velocidad de corrosión, Ecorr e Icorr (icorr, se refiere a datos relativos a la unidad de superficie), parámetros fundamentales del proceso. Finalmente, en la figura 2.8c, se realiza la misma construcción en coordenadas semilogarítmicas, que da lugar a tramos rectos para muchos procesos de corrosión, que obedecen a la ley de Tafel: η = a + blog i

(9)

donde η es la variación de potencial debida al paso de corriente, o polarización, i la densidad de corriente y a y b (pendiente de Tafel) constantes específicas de cada proceso de corrosión. 2.2.1. Método de intersección Aunque para polarizaciones pequeñas los procesos anódicos y catódicos se influyen mutuamente y las curvas de polarización experimentales se apartan del curso semilogarítmico previsto por la ley de Tafel (figura 2.8c), anulándose la corriente en el Ecorr (ecuaciones 6 y 7), la extrapolación de la parte recta hasta el Ecorr, donde se anula la corriente global (ecuación 7), nos permite una estimación de la corriente del proceso parcial anódico ia, que se corresponde con la velocidad de corrosión (ecuación 6). La principal desventaja de este procedimiento, denominado método de intersección, reside en la necesidad de recurrir a polarizaciones grandes que pueden modificar irreversiblemente los electrodos durante la medida. Dada la equivalencia de las semirreacciones anódica y catódica en Ecorr, la extrapolación de la curva de polarización catódica daría como resultado la corriente del proceso parcial catódico (ic) que, para dicho potencial equivale, también, a icorr (ecuación 6). 2.2.2. Método de resistencia de polarización Stern y Geary demostraron en 1957 [5] que las curvas de polarización son prácticamente rectas en un pequeño entorno del potencial de corrosión y que su pendiente está relacionada con la velocidad de corrosión a través de la expresión:

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Figura 2.8.- Diversas representaciones de las curvas de polarización. En trazo continuo la curva experimental y a trazos las curvas de los procesos individuales

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Icorr =

babc 2,3 (ba + bc)

∆i (

∆E

B )=

Rp

(10)

donde ∆i es la respuesta en corriente por unidad de superficie a un pequeño escalón de potencial ∆E aplicado al sistema (o viceversa); B una constante que depende de las pendientes de Tafel, ba y bc, que varían entre límites estrechos (entre 13 y 52 mV la inmensa mayoría de las veces) [1]; icorr la densidad de corriente de corrosión (Icorr/cm2), y Rp la denominada resistencia de polarización (por tener las dimensiones de una resistencia, DE/Di), que da nombre al método. La ventaja esencial con respecto al método de intersección radica en que la medida de Rp requiere polarizaciones muy pequeñas, de forma que el método no es destructivo, pudiendo servir una probeta para seguir el proceso de corrosión desde su iniciación hasta su término, siendo quizás la técnica que, desde su puesta a punto, más ha contribuido al avance de la ciencia de la corrosión. La medida de la Rp se basa, como todos los métodos electroquímicos de estudio de la corrosión, en simples ensayos de polarización. La corrosibilidad de un material metálico es tanto mayor cuanto mayor sea la alteración del sistema ante una perturbación dada, es decir, cuanto mayor sea la intensidad externa, It, para una polarización DE. La situación queda reflejada en el esquema de la figura 2.9, poniéndose de manifiesto la tendencia a corroerse por la pendiente de la curva de polarización. La idea de partida es simplicísima y permite superar la tremenda servidumbre de sensibilidad (de tiempo) que lastraba los métodos primigenios de medida directa de la corrosión.

Figura 2.9.- Cuanto menor es la alteración sufrida (intensidad) ante una misma señal externa (potencial) mayor resistencia a la corrosión ofrecerá el material metálico. El metal 1 (acero en hormigón sin cloruros) se corroerá mucho menos que el 2 (acero en hormigón con cloruros).

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En efecto, el desarrollo de los métodos electroquímicos para el estudio de la corrosión supuso, a efectos de sensibilidad, algo equiparable a lo que la microscopía electrónica representa frente a la observación visual. Considérese que los procedimientos gravimétricos clásicos necesitan, para garantizar un mínimo de seguridad, variaciones en peso al menos de 1 mg, mientras que la instrumentación electrónica actual permite acceder a intensidades del orden del µA (10-9 A), prácticamente infinitesimales en comparación con los 96500 A·s necesarios, según la ley de Faraday, para disolver el equivalente químico de un elemento (28 g en el caso del hierro). Imagínese una icorr de 10 µA/cm2, asequible instrumentalmente, actuando sobre el hierro durante una hora. Produciría una pérdida de peso de 1,04x10-5 mg, permitiendo evaluar corrosiones muy inferiores a las admitidas frecuentemente en la práctica. La conclusión es obvia, los métodos electroquímicos son unas 105-106 veces más sensibles que los gravimétricos, poco más o menos la misma capacidad de discernimiento que el microscopio electrónico manifiesta con respecto a la agudeza visual. 2.2.3. Curvas de polarización En ciertos casos, como sucede con los fenómenos de corrosión localizada, ligados frecuentemente al estado pasivo, más que una medida de la velocidad de corrosión, que no se sabe a que fracción de superficie atribuir, interesa la determinación de parámetros característicos del estado pasivo que estimen la probabilidad de que dicho estado se destruya localmente, dando lugar a los temidos tipos de corrosión localizada: por picaduras, en resquicios, intergranular, o corrosión fisurante bajo tensión. El estado pasivo de un metal o aleación implica una reactividad muy pequeña, es decir, una velocidad de corrosión insignificante, en medios en los que el metal tiene una elevada tendencia termodinámica a corroerse. El fenómeno, nunca perfectamente esclarecido, queda puesto de relieve por el curso característico de las curvas de polarización, que revelan un descenso de varios órdenes de magnitud en la densidad de corriente al producirse la transición actividad-pasividad (figura 2.10) [7], pudiendo afirmarse que, a efectos prácticos, se ha eliminado la corrosión. Sin tener la pretensión de descifrar la naturaleza íntima del proceso, retornemos a los primeros estadios de la reactividad, a los fenómenos de adsorción superficiales. Imagínese un fenómeno de adsorción de oxígeno sobre una superficie metálica, se producirá una redistribución de cargas eléctricas que puede suponer la transferencia de un electrón al oxígeno y el desarrollo de una imagen eléctrica de signo contrario en la superficie metálica. Se genera así una doble capa con un momento dipolar dado por el producto de la carga de las partículas adsorbidas por la distancia entre el centro de gravedad de dichas partículas y el lugar donde se forma la imagen eléctrica de signo contrario en el metal. El alcance de estas dobles capas es limitadísimo y, en consecuencia, su campo puede ser intenso y desempeñar un papel importante en las cinéticas de electrodo. Una vez cargado este condensador la corriente encuentra una resistencia a su paso equivalente a la resistencia de polarización Rp. La adsorción descrita puede dis-

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Figura 2.10.- Curvas de polarización anódica de las aleaciones Fe-Cr en ácido sulfúrico del 10% en peso, a temperatura ambiente.

minuir drásticamente la reactividad superficial (aumentar Rp) al satisfacer los enlaces libres, bien como estado final o como estado transitorio para la formación de un óxido u oxihidróxido final, responsable de la pasividad. La interfase metal/electrólito podría representarse así, en una forma simplista, por un circuito equivalente como el incluido en el esquema de la figura 2.11. No se quiere participar en la controversia sobre si la adsorción por si sola, o la formación de un óxido superficial, son la causa de la pasivación, controversia latente desde los orígenes de la ciencia de la corrosión, posiblemente, según los casos, se llegue al estado pasivo por distintos mecanismos.

Figura 2.11.- Esquema de la posible modificación de la reactividad superficial por fenómenos de adsorción.

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Lo más importante es que el estado pasivo ofrece unas garantías de durabilidad prácticamente ilimitadas y que se sabe sacar partido de él, aunque aspectos de su mecanismo permanezcan aun un tanto oscuros. A efectos prácticos puede considerarse que, lo mismo que existe un potencial por debajo del cual el metal es estable (figura 2.6), mientras que por encima de él lo es la forma iónica, existe otro que separa los campos de estabilidad de los iones metálicos y de un compuesto superficial, que vamos a considerar como óxido (aunque su exacta naturaleza haya sido y siga siendo objeto de debate), responsable del estado pasivo (figura 2.12).

Figura 2.12.- En los metales pasivables, existen potenciales de equilibrio que separan los campos de estabilidad de la forma iónica y metálica y de la forma iónica y del óxido.

La forma de las curvas de polarización de los metales pasivables suministran una valiosa información sobre la transición entre los estados activo y pasivo, porque pone de manifiesto la presencia de los tipos de ataque localizado asociados con la rotura de la pasividad. La corrosión por picaduras, por ejemplo, por la existencia o no de los potenciales críticos de ruptura, Er (o de nucleación de picaduras, Enp), y de repasivación o protección, Epr, tal como se resume en el esquema de la figura 2.13. La simple existencia de dichos potenciales revela la posibilidad de que el fenómeno se produzca y su situación con respecto al Ecorr la mayor o menor probabilidad de que aparezca: - Cuanto mayor sea la diferencia Er-Ecorr mayor es la resistencia a la corrosión por picaduras y menos probable su aparición. - Si Epr > Ecorr, el metal tendrá capacidad de regenerar la capa de pasivación ante una eventual ruptura de la misma y la repasivación será tanto más fácil cuanto mayor sea la diferencia entre ellos. - Si Epr < Ecorr, el metal o aleación permanecerá en el estado activo una vez destruída la pasividad y las picaduras crecerán sin interrupción. El modo más efectivo de evitar las picaduras será, pues, la elección de materiales con potenciales de ruptura y de repasivación mucho mayores que Ecorr y con pequeña histéresis anódica (Er - Epr).

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 2.13.- Potenciales críticos de la corrosión por picaduras, puestos de manifiesto en la curva de polarización potenciodinámica.

Igualmente puede ponerse de manifiesto, por el curso característico de las curvas de polarización, el riesgo de corrosión intergranular de los aceros inoxidables (figura 2.14), la corrosión bajo tensiones, la existencia de un control por difusión, o muchas otras peculiaridades de los procesos de corrosión [8].

Figura 2.14.- Respuestas típicas de aceros inoxidables austeníticos susceptibles (arriba) y no susceptibles a la corrosión intergranular (debajo) en el ensayo de pasivación-reactivación potenciocinética en solución 0.5 M de ácido sulfúrico.

Conceptos fundamentales de la corrosión. Métodos de medida y estudio del proceso de…

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3. EL HORMIGÓN COMO ELECTRÓLITO Puede sorprender que el hormigón, un material de aspecto y consistencia pétrea, se comporte como electrólito y puedan aplicarse los métodos electroquímicos al estudio de los procesos de degradación de los refuerzos de las EHA. Pero así es en efecto, en caso contrario no habría riesgo de corrosión para las armaduras. El mortero de cemento y el hormigón son materiales porosos, con una fase acuosa que ocupa parcialmente su red de poros y asegura la conductividad eléctrica. Los poros absorben agua para diámetros inferiores a un determinado valor crítico, que crece con la humedad relativa de la atmósfera, o se saturan en construcciones sumergidas. La conductividad del hormigón varía entre límites amplísimos dependiendo del grado de saturación de los poros [9], es decir de la cantidad de electrólito presente, pero siempre existe la posibilidad de que se formen pilas de corrosión, de movimiento de los iones que se generan en los ánodos y cátodos locales, de que se puedan aplicar señales eléctricas a los refuerzos y, en consecuencia, de medir la respuesta de los mismos y estimar su velocidad de corrosión (figura 2.15). Todas las técnicas electroquímicas de estudio de la corrosión son, pues, aplicables a los metales embebidos en hormigón, habiendo contribuido a partir del momento en que comenzaron a utilizarse en las EHA, la década de los 60, a un avance considerable de los conocimientos sobre el comportamiento de las mismas en los más variados ambientes [10-17].

Figura 2.15.- Esquema de las conexiones para la aplicación de las técnicas electroquímicas de estudio de la corrosión a EHA.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

4. SUMARIO La corrosión es la manifestación de una tendencia general de todos los sistemas hacia un estado de equilibrio de mínima energía. En este sentido es un fenómeno inevitable que, afortunadamente, transcurre con la suficiente lentitud como para que se pueda sacar provecho en la práctica de las propiedades de los materiales metálicos. Es un fenómeno con unos enormes costes sociales, muy importante por tanto. La corrosión se debe, en la inmensa mayoría de los casos, a la actividad conjunta de innumerables pilas de corrosión e implica la formación y movimiento de partículas con carga eléctrica. Consecuentemente, puede medirse, con una sensibilidad enorme, mediante la aplicación de señales eléctricas al sistema, a través de la relación entre la señal y la respuesta del sistema. Conocida la velocidad de corrosión puede estimarse la durabilidad de las estructuras metálicas y adoptarse métodos de prevención, protección y control eficaces, pero estos últimos son aspectos que exceden del objetivo aquí perseguido. REFERENCIAS [1] J.A. GONZÁLEZ, “Control de la corrosión: Estudio y medida por técnicas electroquímicas”. Ed. CSIC, Madrid, 1989. [2] S. FELIU, “Principios de corrosión electroquímica y tipos de ataque”, en “Teoría y práctica de la lucha contra la corrosión”. Coordinador J.A. González, Ed. CSIC. Madrid 1984, pp. 10-43. [3] E. OTERO, “Corrosión y degradación de materiales”. Editorial Síntesis, Madrid, 1997. Capítulo 2, pp. 31-44. [4] C. WAGNER and W. TRAUD, Z. Elektrochem., 44 (1938) 52. [5] M. STERN and A.L. GEARY, J. Electrochem. Soc., 104 (1957) 56. [6] U.R. EVANS, “Metallic Corrosion. Pasivation and Protection”. Ed. Edward Arnold, Londres, 1937. [7] G. HERBSLEB, “Der Einfluss der Legierungselementen aus das Pasivierungsverhalten nichtrostender Stähle”. Mannesmann Forschungsberichte 875/1981. [8] Cita 1, Capítulo III, “Curvas de polarización reales y aparentes: Diagramas de Evans”, pp. 45-70. [9] W. LÓPEZ and J.A. GONZÁLEZ, Cem. Concr. Res., 23 (2) (1993) 368. [10] H. KAESCHE, Zement Kalk Gips, 12 (7) (1959) 289. [11] A. BÄUMEL, Zement Kalk Gips, 12 (7) (1959) 294. [12] A. BÄUMEL and H. ENGELL, Archiv. Eisenhüttenwesen, 30 (7) (1959) 417. [13] J.A. GONZÁLEZ, S. FELIU, P. RODRÍGUEZ, E. RAMÍREZ, C. ALONSO and C. ANDRADE, Mater. Struct., 29(1) (1996) 40. [14] J.A. GONZÁLEZ; S. FELIU; P. RODRÍGUEZ; W. LÓPEZ; E. RAMÍREZ; C. ALONSO and C. ANDRADE, Mater. Struct., 29(2) (1996) 97. [15] J.A. GONZÁLEZ; J.M. MIRANDA and S. FELIU, Corros. Sci., 46 (2004) 2467. [16] N. BIRBILIS; B.W. CHERRY;, M. FORSYTH and K.M. NAIRN, “A Consideration of the Limitation of Polarization resistance Method to Determine Corrosion Status of Concrete Reinforcement”. Proc. Conf. Engineering Materials 2001 (Melbourne, Australia: IMEA, 2001), p. 277-282 . [17] J.R. SCULLY, Corrosion, 56 (2000) 199.

CAPÍTULO III Problemas de corrosión en la industria de la construcción. Durabilidad de las estructuras metálicas Resumen Aparte de la corrosión de las refuerzos de las estructuras de hormigón armado en ambientes especialmente agresivos, el problema de corrosión-durabilidad más importante sin duda en la industria de la construcción, existen otra serie de riesgos que no pueden ignorarse: como puedan ser la perforación de las conducciones de distribución de agua potable, de las instalaciones de calefacción, de la carpintería metálica, o los fallos de los recubrimientos protectores de pintura. Se pasa revista a los “otros” problemas de corrosión de las estructuras metálicas, que ocasionan cuantiosas pérdidas económicas, y a los que no se presta la debida atención, quizás porque las pérdidas se presentan atomizadas entre miles o millones de consumidores. Para algunos de ellos se sugieren una serie de recomendaciones con la finalidad de reducir la probabilidad de que se presenten, pero hay que reconocer que la mayoría de los problemas del sector se podrían clasificar como problemas conocidos pero no resueltos, poniendo de manifiesto una enorme laguna en la difusión y aplicación de conocimientos “que ya se tienen”. No obstante, en un futuro más o menos cercano, es probable que sobre las consecuencias económicas directas de la corrosión vayan prevaleciendo los riesgos indirectos, entre los que cabe señalar su repercusión sobre la conservación de recursos naturales no renovables y en el entorno ambiental.

1. INTRODUCCIÓN: EFECTO DE LA CORROSIÓN EN LA DURABILIDAD DE LAS ESTRUCTURAS METÁLICAS Antes de dedicar nuestro tiempo al estudio de un fenómeno es esencial comprenderlo, conocer su naturaleza, luego resultaría natural interesarse por su importancia y, finalmente, si se puede influir o no en su desarrollo, pues en caso de que la

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

respuesta fuera negativa no merecería la pena dedicarle nuestro esfuerzo. Intentaremos pues conocer qué es la corrosión, su importancia, la forma de evaluarla y si se pueden o no prevenir sus efectos. La corrosión, en el sentido más amplio, es un fenómeno natural, por medio del cual los materiales metálicos expresan su tendencia hacia un estado de equilibrio estable y, desde un punto de vista metalúrgico, podría considerarse que es: El proceso inverso de la metalurgia extractiva, en virtud del cual los materiales metálicos tienden a volver al estado combinado, en el que se encuentran en la naturaleza como minerales (figura 3.1).

Figura 3.1.- La corrosión puede considerarse como el proceso inverso a la metalurgia extractiva.

1.1. El coste social de la corrosión Evaluaciones llevadas a cabo por comités de expertos en corrosión y protección contra la corrosión, fijan las pérdidas anuales causadas por la corrosión en torno al 3,5% del producto interior bruto (PIB) de un país. Estas cifras pueden considerarse todavía como excesivamente conservadoras, pues, en la mayoría de los casos, incluyen sólo los costes directos de la corrosión ocasionados por las medidas preventivas, de mantenimiento, o por sustitución de las partes corroídas, siendo así que una evaluación más real debería incluir las ramificaciones primarias, como pérdidas de producción, costes de las plantas durante el paro, coeficientes de seguridad en el diseño para prevenir los desgastes producidos por la corrosión, o disminución de la calidad en la producción a consecuencia de la impurificación con los productos de corrosión, entre otras. En el Informe Hoar, modelo del que parten todos los estudios sobre los costes sociales de la corrosión, dado a conocer ya hace más de 3 decenios [1], se estimaba

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que las pérdidas por corrosión ocasionadas en el sector de la construcción representaban el 18,3% del total (250 millones de Libras de entonces), siendo superadas exclusivamente por las pérdidas atribuídas a los sectores del transporte y las aplicaciones marinas. En la figura 3.2 se condensan los datos fundamentales del citado informe, huyendo de dar valores absolutos, que carecen de validez actual, mientras que, aproximadamente, los porcentajes o valores relativos conservan su vigencia.

Figura 3.2.- Costes porcentuales de la corrosión en el Reino Unido y estimación de los ahorros potenciales derivados de un uso correcto de los conocimientos en corrosión y protección.

Admitiendo que los costes de la corrosión puedan ascender hasta un 3,5% del PIB, los debidos al sector de la construcción se situarían algo por encima del 0,6% de dicho índice. A título de ejemplo, estimaciones mucho más recientes cifran el coste de las reparaciones y sustituciones a causa de los deterioros provocados por la corrosión en las estructuras de hormigón armado en España en 200.000 millones de pesetas anuales (1.200 millones de euros) [2]. Cifras ambas que vuelven innecesario cualquier argumento adicional sobre la importancia del tema que nos ocupa. Por otra parte, los costes totales de la corrosión en USA han pasado de 5,5·109 $ en 1949 a 2,76·1011 $ en 2002 [3]. 1.2. Repercusión de la corrosión en la conservación de recursos naturales y en el entorno ambiental La importancia de la corrosión, desgraciadamente por sus repercusiones negativas, ha quedado patente al hablar del coste social de la corrosión. Las consecuencias inmediatas son de tipo esencialmente económico, como ya se ha mencionado y se

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

encuentran repetidamente descritas en la bibliografía. La relación entre la Ciencia de la Corrosión y la Economía ya fue destacada por Vernon y Uhlig hace más de medio siglo, en 1947, en la Conferencia de las Naciones Unidas sobre la Conservación de Recursos Naturales y ha facilitado la transición de la Corrosión desde el estado de Arte al estado de Ciencia. Pero, quizás en un futuro no lejano, sobre los criterios económicos, que han impulsado hasta ahora el desarrollo de la ciencia y técnica de la corrosión, prevalezcan otros más transcendentes; como la lucha por la conservación de recursos escasos y no renovables; o del habitat humano, de la herencia recibida de generaciones anteriores; pues la incidencia de la corrosión sobre el medio ambiente, que trata de sugerirse en la figura 3.3, quizás indirecta a simple vista, puede ser muy significativa, en un mundo donde los desafíos energéticos y de calidad de vida, evidentemente ligados entre sí, requieren cada vez más atención.

Figura 3.3.- La corrosión tiene un impacto ambiental negativo, que pasa, frecuentemente, desapercibido.

Detengámonos en estos daños, que vamos a calificar de “segunda generación”. En un futuro próximo se volverán tan importantes como las derivaciones económicas de la corrosión. Si el impuesto del 25-30% sobre la producción mundial de acero, que representa la corrosión [4], se redujese sustancialmente, se reduciría proporcionalmente la enorme cuantía de residuos sólidos procedentes de la minería y la siderurgia, y se gastaría también proporcionalmente menos energía en la industria siderúrgica. Y, como de todos es sabido, la producción de energía a través de combustibles fósiles afecta al medio ambiente por efecto invernadero, por las lluvias ácidas, por la repercusión en afecciones respiratorias,... y por cuantas cosas se le pue-

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dan achacar con imaginación. Aparte, claro está, de otro aspecto desfavorable complementario, el agotamiento de recursos energéticos y minerales no renovables. La incidencia de la corrosión no sólo es nefasta sobre la Economía, lo es también sobre otras dos ES no menos importantes, la Energía y la Ecología (figura 3.4).

Figura 3.4.- Daños de primera y segunda generación ligados a la corrosión.

2. ALGUNAS IDEAS BÁSICAS SOBRE LA CORROSIÓN Para facilitar su valoración y estudio, se pueden clasificar los procesos de corrosión según criterios muy variados: por el mecanismo de ataque, según el medio corrosivo, en función de la morfología de la corrosión, de los factores mecánicos que inciden en el proceso, etc. En la Tabla 3.1 se intenta ofrecer un muestrario de clasificaciones, sin pretensiones de agotar el tema [4]. De entre las clasificaciones de la Tabla 3.1, debe concederse la máxima importancia a la recogida en la primera columna, pues en su inmensa mayoría los procesos de corrosión que ocurren en la práctica, incluso los que tienen lugar en medios gaseosos con componentes condensables como la atmósfera, responden al mecanismo electroquímico de la corrosión, como se ha hecho ya constar en el capítulo 2. En la oxidación directa o corrosión seca, que sucede a temperaturas elevadas, la formación de iones (proceso fundamental de la corrosión) tiene lugar en toda la superficie de la intercara metal-productos de corrosión, y difunden, al igual que los electrones liberados, en dirección a la intercara externa productos de corrosión/atmósfera, donde se generan los aniones agresivos, O= en unos casos, S= o Cl- en otros, que difunden en sentido contrario [5]. La reacción se produce en el lugar de encuentro, normalmente en la intercara externa pues, debido al volumen relativamente menor de los

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 3.1. Clasificaciones de los procesos de corrosión, según diferentes criterios ACCIONES FÍSICAS SIMULTANEAS - Erosión- Uniforme - Oxidación - Atmosférica corrosión directa (corro- - De estructuras - Galvánica - Corrosión bajo - Selectiva sión química o sumergidas tensión seca). - De estructuras - Por picaduras - Intergranular - Corrosión por - Corrosión enterradas cavitación - Fisurante bajo electroquímica - Por gases - Corrosióntensión calientes o húmeda. fatiga - Por sales fun- - En lámina de - Corrosión por cuchillo didas frotamiento - Exfoliante, en - Por ácidos, resquicios, etc., etc. etc., etc. MECANISMO

MEDIO AGRESIVO

MORFOLOGÍA

SECTORES INDUSTRIALES - Transporte - Aplicaciones marinas - Construcción - Petroquímica - Generación de energía - Industria alimentaria, etc.

cationes, éstos difunden a mayor velocidad que los aniones. El proceso trata de representarse en el esquema de la figura 3.5, para el caso de la oxidación del hierro. Sin restar importancia a la corrosión seca, hay que tener presente que la inmensa mayoría de los fenómenos de corrosión responden a un mecanismo de tipo electroquímico, en el que se diferencian en la superficie metálica zonas con distintos potenciales, denominadas ánodos y cátodos locales (figura 2.3), entre las que circulan corrientes eléctricas responsables de la degradación metálica.

Figura 3.5.- Esquema idealizado del mecanismo de corrosión seca, para el caso del Fe.

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Las corrientes de las innumerables pilas de corrosión que se forman integran el proceso global de corrosión, que se compone, pues, de dos semirreacciones parciales: la de oxidación, o de paso de los átomos metálicos a la forma iónica, que es propiamente la de degradación o corrosión del material, y la de reducción de alguna sustancia existente en el medio capaz de reducirse. Las causas de las pilas de corrosión son cualquier tipo de heterogeneidad en el material metálico (figura 3.6), en el medio corrosivo (cambios de composición, de humedad, etc.), o generada por la interacción entre ambos (aparición de productos de corrosión, de sedimentos, de picaduras, etc.).

(a)

(b)

(c)

Figura 3.6.- Corrosión por picaduras de una stellita e intergranular de un acero inoxidable y una aleación Al-4%Cu provocada por diferentes heterogeneidades del material metálico.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Recuérdese, que siempre existe un equilibrio total entre el número de equivalentes oxidados y reducidos, tanto desde el punto de vista químico como eléctrico. Si la masa ni se crea ni se destruye, el mismo principio puede extenderse a las cargas eléctricas. La corrosión implica, siempre, la formación y movimiento de partículas con carga eléctrica. Esta característica de la corrosión ha permitido analizarla a través de la medida y control de variables eléctricas, con técnicas de sensibilidad prácticamente ilimitada, que han sustituido, a partir de la década de los 50, a la medida directa de la corrosión, por los métodos pioneros de la observación visual y las técnicas gravimétricas, mucho más rudimentarios, propiciando la transición de la corrosión del estado de arte al estado de ciencia (Tabla 2.1). 3. PROBLEMAS DE CORROSIÓN EN EL SECTOR DE LA CONSTRUCCIÓN 3.1. Medidas protectoras: Recomendaciones generales Cualquier profano pensaría que la mejor manera de luchar contra las pérdidas por corrosión sería “descubriendo” nuevos materiales resistentes a ella, o nuevos métodos de protección. Sin embargo, aunque tales objetivos sean importantes, el Informe Hoar [1] concluye que el máximo ahorro factible resultaría de la correcta aplicación de los conocimientos y técnicas ya existentes, cifrándolo en un 22,7% de los costes de la corrosión, y recomendando como medidas fundamentales para conseguir tal logro las siguientes: 1. Mejor diseminación de la información sobre corrosión y protección. 2. Necesidad de una mayor educación en materia de corrosión. 3. Aumento de la preocupación o toma de conciencia sobre los riesgos de la corrosión. Recomendaciones éstas que, con mejor o peor fortuna, se intentan hacer coincidir con los objetivos aquí perseguidos. 3.2. Peculiaridades del sector de la construcción En la industria de la construcción los problemas se agravan, debido a que sus técnicos, si no han recibido formación en este campo, tienen dificultades para suministrar una información adecuada sobre la forma de realizar una protección eficaz de las estructuras, o sobre el mantenimiento adecuado de un determinado sistema protector. Formación que, por otra parte, tampoco adquieren en la práctica, ya que al ser el periodo de garantía demasiado corto para que los daños de corrosión se manifiesten en las estructuras, el mantenimiento es problema casi exclusivo del usuario y el técnico no suele recibir información sobre el éxito o fracaso de las medidas de protección adoptadas. Sería deseable, pues, una formación suficiente de los técnicos en construcción, si no para resolver los problemas de corrosión, al menos para preverlos y reconocerlos, con objeto de que se preocupen de conseguir el asesoramiento conveniente para evitarlos o prevenirlos.

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Aunque parezca un contrasentido, la realidad es que la buena protección de una estructura es previa a la estructura misma. Se quiere indicar con ello que debe comenzar en la etapa de proyecto. Cuando la construcción no pasa de ser un producto mental, se debe pensar ya en los riesgos que pueden derivar eventualmente de la corrosión y en las soluciones capaces de minimizar tales, en ocasiones, inevitables riesgos. La elección de un sistema de protección adecuado es casi la última medida, no la primera, de una protección correctamente concebida y su éxito o fracaso vienen condicionados, en mayor o menor grado, por etapas previas irreversibles de la construcción. Entre tales etapas pueden citarse: 1. Elección y combinación apropiada de los materiales de construcción. 2. Un diseño de los perfiles que facilite la preparación superficial, la aplicación de una protección y los trabajos de mantenimiento (figura 3.7). 3. Evitar unas condiciones ambientales o una situación de la estructura desfavorables desde el punto de vista de la corrosión. 4. Elección de un sistema de protección adecuado.

Figura 3.7.- Ejemplo de elementos estructurales correcta A) y equivocadamente concebidos B), desde el punto de vista de la facilidad de protección y mantenimiento.

Los dos primeros puntos son en realidad previsiones que deben tomarse ya durante el diseño, cuya importancia no ha sido siempre suficientemente destacada. Es cierto que existen numerosas reglas de diseño, incluso libros enteramente dedicados a él [6], pero desgraciadamente no han alcanzado la difusión que merecen. En un intento de sintetizar al máximo las reglas de diseño, podrían, como el Decálogo, reducirse a las dos siguientes: - Incluir una formación básica en corrosión en los planes de estudio de todos los técnicos que más tarde se van a ocupar del diseño, fabricación y mantenimiento de las estructuras metálicas.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 3.8.- Defectos y mejoras de diseño relativos a: la prevención de resquicios a); de pares galvánicos b) y c), y de pilas de concentración diferencial d).

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- Prever y evitar al máximo todo tipo de heterogeneidades: en los materiales metálicos, en el medio, o que puedan generarse en servicio. La primera de ellas no es propiamente una regla, pero si la condición necesaria para que se tengan en cuenta las verdaderas, mientras que la última es una especie de compendio de todas las reglas de diseño. Sirvan las figuras 3.7 y 3.8 como ejemplos escuetos del inacabable muestrario de casos prácticos posibles, en los que el diseño desempeña un papel importante en el comportamiento frente a la corrosión. 4. MATERIALES QUE NECESITAN PROTECCIÓN: ESTRUCTURAS DE ACERO 4.1. Comportamiento del acero en distintos tipos de atmósferas El comportamiento de los materiales metálicos puede variar enormemente con las condiciones de exposición. El verdadero a sistema a considerar en cada caso sería: material metálico/productos de corrosión/medio ambiente en especial las fases extremas, pues las características de los productos de corrosión quedan ya condicionadas por el material metálico y el entorno ambiental. Un porcentaje elevadísimo de estructuras queda sometido a la acción de ambientes naturales: atmósferas, aguas o terrenos, siendo las expuestas a la atmósfera las más numerosas. Se considera que, aproximadamente, el 80% de las estructuras metálicas están sometidas a exposición atmosférica, lo que explica que, a pesar de la benignidad de tales condiciones de servicio, el 50% de los costes de la lucha contra la corrosión se empleen en combatir la corrosión atmosférica [7,8]. En la selección de métodos de protección habría que partir, en cualquier tipo de ambiente, de la distinción entre materiales que no precisan protección y aquellos que si la exigen. En la Tabla 3.2 se ofrece una clasificación aplicable a estructuras expuestas a la atmósfera [9]. Para medios naturales más corrosivos resultaría necesario extender la protección a otros materiales metálicos. El material estructural por excelencia lo constituyen los aceros al carbono, cuya desventaja esencial, que tiene que aceptarse y combatirse, puesto que, por razones de precio y de propiedades mecánicas, no es suficiente para limitar su uso, es la susceptibilidad frente a la corrosión en los más variados ambientes. Los métodos de protección más difundidos en la práctica son los enumerados en la Tabla 3.3. La aplicación de los recubrimientos de pintura es el método más ampliamente utilizado en la protección contra la corrosión, estimándose que por cada 100 m2 de superficie metálica expuesta, unos 85-90 m2 están protegidos por recubrimientos de pintura [10]. Actualmente hay una gran variedad de sistemas protectores de pintura, muchos de ellos formulados especialmente para cumplir exigencias específicas, cubriendo la totalidad de ambientes naturales y muchos industriales.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 3.2. Materiales usuales en la construcción y necesidad de protección cuando se exponen a distintos tipos de atmósferas TIPO DE MATERIAL

PROTECCIÓN CONTRA LA CORROSIÓN Necesaria

No imprescindible

No necesaria

METÁLICOS Acero Acero galvanizado Acero patinable Acero esmaltado Acero inoxidable Cobre Latón Aluminio

X — — — — — — —

— X X — — — — X

— — — X X X X —

NO METÁLICOS Morteros, cementos y hormigones Madera

— X

X —

— —

Aparte de ser el método de protección más importante de los utilizados para evitar la corrosión de las estructuras enterradas y de las sumergidas en medios acuosos, la protección catódica es, en muchas circunstancias, el único método disponible para “detener” un proceso ya iniciado de corrosión. Pero un análisis del complejo mundo de las pinturas o de la protección catódica excede con mucho de los objetivos del capítulo presente, aquí sólo se dejará constancia de su importancia. TABLA 3.3. Métodos de protección contra la corrosión de máxima utilización en la industria de la construcción TIPO DE EXPOSICIÓN

MÉTODOS DE PROTECCIÓN

Atmosférica

Por pinturas, por recubrimientos de hormigón.

Estructuras sumergidas

Protección catódica, bien sola o en combinación con recubrimientos protectores compatibles con ella, por ejemplo, los recubrimientos de hormigón.

Estructuras enterradas

4.2. Contraste con otros materiales metálicos Incluso los procesos de corrosión que tienen lugar en ambientes gaseosos, con componentes condensables como la atmósfera, son de naturaleza electroquímica. Buena prueba de ello es que la corrosión sólo tiene lugar por encima de una humedad relativa crítica, que asegure la formación de capas invisibles de humedad adsor-

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bida y que, en la mayoría de los materiales metálicos se sitúa en el 70-80% de humedad relativa. La corrosividad ambiental varía enormemente en función de las variables climatológicas, la contaminación salina e industrial y, evidentemente, de la naturaleza del metal o aleación. La normativa internacional ISO ha establecido unos valores guía de corrosión sobre la base de la experiencia acumulada de estudios de corrosión atmosférica de larga duración, estableciendo 5 categorías de corrosividad atmosférica, desde la de agresividad mínima (C1) a la máxima (C5) [11]. En la figura 3.9 se presentan los valores guía relativos a la corrosión media correspondiente a los 10 primeros años de exposición atmósférica para el Fe, Zn, Cu y Al [11,12], en la que puede apreciarse el gran efecto de la agresividad ambiental en cada material por una parte y, por otra, una susceptibilidad mucho mayor a la corrosión del hierro en comparación con los metales no férreos, evidenciando velocidades de corrosión 10 o más veces superiores a las mostradas por éstos, en la mayoría de los ambientes.

Figura 3.9.- Valores guía para la estimación atmosférica a largo plazo según la normalización ISO.

En la figura 3.10 se reproduce el comportamiento frente a la corrosión atmosférica del aluminio, acero, cobre y cinc en distintos tipos de atmósferas de la geografía española [13]; mientras que la figura 3.11 refleja los cambios en la velocidad instantánea de corrosión, determinada con técnicas electroquímicas, durante los procesos de fusión y secado de la escarcha sobre sensores de diseño especial construídos, también, con los mismos materiales [14].

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 3.10.- Corrosión atmosférica del aluminio, acero, cobre y cinc en distintos tipos de atmósferas.

Figura 3.11.- Velocidades instantáneas de corrosión del Al, Cu, Fe y Zn en presencia de escarcha y durante su deshielo y secado subsiguiente.

Se admite que en la corrosión del hierro por los contaminantes atmosféricos se superponen varias etapas que implican la formación-regeneración de sustancias ácidas. Concretamente de ácido sulfúrico si el contaminante es el SO2, típico de ambientes industriales y urbanos. El contaminante desempeña el papel de catalizador, siendo capaz de extraer de la red metálica un crecido número de átomos en sucesivos ciclos del siguiente esquema [15-17]:

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Reacción inicial: Fe + SO2 + O2 ➾ FeSO4 Ciclo de catálisis: 2FeSO4 + 1/2 O2 + 3H2O à 2FeOOH + 2H2SO4 O2 á

2FeSO4 + 2H2O

ß

â O2

2Fe + 2H2SO4 + O2

En lugar del SO2 pueden desempeñar su papel otros contaminantes atmosféricos como distintos tipos de cloruros. En la figura 3.12 se representa el esquema general del proceso catalítico de corrosión del Fe, con diferentes posibilidades de actuación de los cloruros según su procedencia. La diferencia capital a la que conduce este mecanismo con respecto al que actúa con el Al, Cu ó Zn, es que mientras en el Fe la interrupción del suministro del contaminante no supone la desaparición de su efecto, continuando la corrosión a velocidad parecida, si bien decreciente con el tiempo, en los metales no férreos el cese de la llegada del contaminante a su superficie coincide prácticamente con la paralización del ataque [15]. El mecanismo del proceso de corrosión deja de ser cíclico en los metales no férreos, y si los contaminantes aceleran la corrosión, en gran medida como sucede en el Fe, necesitan para ello consumirse, ya que entran a formar parte de los productos de corrosión, en lugar de renovarse continuamente, catalizando el proceso sin desaparecer, como sucede en el Fe.

Figura 3.12.- Mecanismo cíclico de la corrosión atmosférica del acero en presencia de SO2 y de iones cloruro procedentes de sustancias diversas.

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Las reacciones fundamentales responden al siguiente esquema general. Me + SO2 + O2 ➾ MeSO4 xMeSO4 + y(Me + H2O + 1/2O2) ➾ xMeSO4 + yMe(OH)2 Desde una óptica eminentemente práctica se diferencian pues: Una velocidad de corrosión promovida por un mecanismo catalítico de ataque y la formación de productos de corrosión de escasas o nulas características protectoras por un lado y, por otro, cinéticas de ataque considerablemente más lentas, como consecuencia del carácter protector de los productos de corrosión y de la ausencia de efectos catalíticos de los contaminantes. El resultado es que el Fe no puede utilizarse en la mayoría de las atmósferas naturales sin un sistema adecuado de protección contra la corrosión, mientras que el Al, Cu y Zn no requieren, por lo general, la adopción de medidas protectoras, ya que los mismos productos de corrosión desempeñan tal misión, o como sucede en el caso del Al, las propias capas primarias de oxidación. 5. PROBLEMAS FRECUENTES EN LA INDUSTRIA DE LA CONSTRUCCIÓN 5.1. Enumeración y estado de los problemas. Problemas resueltos y problema sin resolver Para ordenar la exposición y más como objeto de debate que como postulado indiscutible, en la Tabla 3.4 se relacionan los problemas de corrosión más frecuentes en la industria de la construcción, divididos, de acuerdo con la experiencia del autor de dicha tabla, A. Pourbaix [9], en problemas conocidos y prácticamente resueltos, problemas no resueltos a pesar de resultar conocidos y problemas insuficientemente conocidos y, por tanto, no resueltos o resueltos deficientemente. Puede estarse de acuerdo o no con la tabla, personalmente discrepamos en más de un punto, pero hay que reconocerle al autor el mérito de reflejar con claridad la siguiente realidad: que la mayor parte de los problemas de corrosión que afectan al sector de la construcción se encuentran entre los conocidos pero no resueltos. Esto quiere decir que ya existen para ellos soluciones, más o menos eficaces, que dejan de aplicarse por desconocimiento de las mismas. Por ejemplo, en los sistemas de calefacción, si se realiza un diseño correcto, no se vacía la instalación entre utilizaciones sucesivas, y se aíslan con llaves de paso todos los elementos individualmente, de forma que cualquier problema no suponga la renovación de todo el agua del circuito, se agota el oxígeno disuelto en las primeras etapas de funcionamiento de la instalación, se impide la semirreacción catódica del proceso global de corrosión y, con ello, a diferencia de lo indicado en la tabla, se puede considerar resuelto el problema.

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TABLA 3.4. Estado de los problemas de corrosión más frecuentes en la industria de la construcción, según A. Pourbaix [9]. Tipos de problemas frecuentes en la industria de la construcción

Conocidos Resueltos

No resueltos

Insuficientemente conocidos

ESTRUCTURAS - Hormigón armado - Hormigón pretensado - Acero ordinario - Acero patinable

X — — —

— — X X

— X — —

TEJADOS, FACHADAS, CARPINTERÍA METÁLICA - Aluminio - Cinc - Acero galvanizado - Hormigón celular - Acero ordinario - Acero patinable - Acero inoxidable

X X — — — — —

— — X X X X X

— — — — — — —

INSTALACIONES SANITARIAS Distribución de agua caliente y fría: - Acero galvanizado - Cobre - Evacuaciones

— X X

— — —

X — —

CALEFACCIÓN - Tuberías - Radiadores - Agua caliente - Calderas

— — — —

X X — X

— — X —

ACONDICIONAMIENTO DE AIRE - Sistema de humidificación

—

X

—

CONDUCCIONES EMPOTRADAS - Corrosión exterior - Enterradas en el suelo

— —

X X

— —

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

5.2. Unas palabras sobre las estructuras de hormigón armado Sin embargo, más deplorable aún que la existencia de problemas conocidos pero no resueltos, evidencia de una grave laguna en la transmisión y aplicación de conocimientos, es que problemas considerados como resueltos, tal como es el caso de las estructuras de hormigón armado (EHA), hayan generado, y generen actualmente, fallos por corrosión de tremendas repercusiones sociales y económicas, que podrían evitarse, la inmensa mayoría de las veces, con la recomendación fundamental del Informe Hoar [1]: Una mejor diseminación de la información sobre corrosión y protección. Pero el análisis de esta problemática, el punto de partida de la obra presente, se irá desgranando en capítulos sucesivos, sólo se trata de dejar aquí constancia de que, aparte de los problemas asociados a la corrosión de las EHA, en el sector de la construcción existen otros problemas, lo suficientemente importantes como para no poder ignorarlos, a los que se trata de pasar revista en este capítulo. 5.3. Aplicaciones arquitectónicas del aluminio No existen, actualmente, materiales metálicos que, a igualdad de precio, puedan competir con el aluminio y sus aleaciones en resistencia a la corrosión atmosférica y en posibilidades decorativas, tremendamente potenciadas por las operaciones de anodización, coloración y sellado. Esto explica que, después del acero, el aluminio (anodizado o desnudo) sea el material metálico más utilizado en el sector de la construcción. En España, la industria de la construcción consume, aproximadamente, la cuarta parte de la producción, disputando a la del transporte el papel de máximo consumidor de aluminio. El anodizado es un tratamiento superficial que comercialmente sólo se aplica al aluminio y a algunas de sus aleaciones y multiplica el espesor de la película natural de óxido, extremadamente fina, en torno a 25 Å, que se forma en la atmósfera, por un factor próximo a 104 [18], pues el espesor de las capas anódicas suele estar comprendido entre 5 y 25 mm, dependiendo de la agresividad de la atmósfera [19]. El anodizado se realiza en soluciones ácidas, la gran mayoría de las veces en soluciones de ácido sulfúrico. El proceso da lugar a un empaquetamiento compacto de celdas hexagonales, dispuestas perpendicularmente al substrato y cada una de ellas con un poro central de 100-250 Å de diámetro, con un espesor de pared en torno a él de alrededor de 100-200 Å, separado del substrato por una capa barrera de aproximadamente 200 Å de espesor (figura 3.13) [20]. Debido a su porosidad, las capas anódicas tienen un gran desarrollo superficial, cercano a 20 m2/g, lo que les confiere características interesantes como soporte de catalizadores. Sin embargo, en los sectores del transporte, la arquitectura y la menagería doméstica, que comprenden casi la totalidad del aluminio anodizado, en los que está expuesto a la atmósfera, se exige el sellado de las capas anódicas, porque su porosidad puede resultar un inconveniente para lograr la máxima resistencia a la corrosión y conservar su aspecto inicial. El sellado cierra los poros, como resultado

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Figura 3.13.- Esquema de la estructura celular y hexagonal de las capas de óxido obtenidas por anodización del aluminio.

de la transformación de alúmina anhidra en bohemita menos densa (Al2O3·H2O) y esta transformación se realiza tradicionalmente en agua desionizada a ebullición, durante un tiempo de 2 min por µm de espesor del recubrimiento anódico [19]. La microscopia electrónica de transmisión pone al alcance del investigador las características microestructurales de las capas anódicas como el tamaño, distribución y número de poros por unidad de superficie, o el estado sin sellar o sellado del recubrimiento, como puede apreciarse en las micrografías de las figuras 3.14 y 3.15, que corresponden a anodizados obtenidos en baños de ácido sulfúrico y oxálico, respectivamente [21]. Industrialmente se exige a los anodizados un espesor mínimo condicionado por la corrosividad del ambiente, que para las atmósferas más agresivas es de 25 mm, y una calidad de sellado, que puede determinarse simplicísimamente por el ensayo de la gota de colorante. Cuanto mejor sea la calidad del sellado más obturados se hallan los poros y menos capacidad absorbente conservan, de manera que más tenue es la mancha residual dejada por el colorante. Usualmente se aceptan los sellados con intensidad de mancha ≤2 en una escala de 1 a 5 (figura 3.16) [22]. De acuerdo con la experiencia de los autores, el desgaste de los anodizados es tan lento en la atmósfera que, al menos en ambientes de agresividad moderada, como el

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Figura 3.14.- Micrografía del microscopio electrónico de transmisión de un corte paralelo a la superficie de la capa porosa de un anodizado sin sellar, obtenido en baño de ácido sulfúrico.

Figura 3.15.- Micrografía del microscopio electrónico de transmisión de un corte paralelo a la superficie de la capa porosa de un anodizado ya sellado, obtenido en baño de ácido oxálico.

de la Ciudad Universitaria de Madrid, la pérdida de espesor se sitúa en torno a 0,1 mm/año, como puede deducirse de los resultados de la figura 3.17, relativos a muestras expuestas durante prolongadísimos periodos de tiempo, de hasta 25 años, en la estación de ensayos naturales situada en la azotea del CENIM [23]. Después de más de 2 decenios de exposición a la atmósfera el espesor sigue siendo prácticamente el inicial, de 20 ± 1 µm (Fig. 3.18). Esto permite estimar, para los espesores de anodizados habituales en las aplicaciones arquitectónicas, durabilidades de los recubrimientos superiores a los 100 años. La gran dureza de las capas anódicas corrige uno de los pocos defectos del aluminio y sus aleaciones, facilitando extraordinariamente las operaciones de limpieza

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y mantenimiento y, con ello, la conservación del aspecto, algo importantísimo en las aplicaciones decorativas.

Figura 3.16.- Patrones para estimar la intensidad de la huella en el ensayo de la gota de colorante.

Figura 3.17.- Cambios de masa, en función del tiempo de exposición a la atmósfera de Madrid, de anodizados con diferentes tipos de sellado.

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Figura 3.18.- Películas anódicas de 20 µm después de 25 años de permanencia en la atmósfera de Madrid. El espesor sigue siendo prácticamente el inicial. x 1000.

5.4. Instalaciones de distribución de agua Uno de los problemas de corrosión más frecuentes en la vida cotidiana es el de las redes de distribución de agua para usos domésticos, tanto por el interior como por el exterior de las tuberías, problema que parece secundario porque está atomizado entre millones de usuarios, pero que supone unas pérdidas por corrosión cuantiosísimas. Quizás se coincida sin esfuerzo con A. Pourbaix (Tabla 3.4) en considerar los problemas de corrosión de las tuberías de acero galvanizado como insuficientemente conocidos, al menos como insatisfactoriamente resueltos, pues se conoce como influyen sobre la corrosión los diversos factores y se sabe que el éxito o el fracaso está ligado a la formación o ausencia de capas protectoras en servicio, pero no se está en situación de garantizar la formación de dichas capas protectoras en todas las circunstancias. La consecuencia es una limitada durabilidad de las red de tuberías domésticas, no siendo extraño que entre 10 y 20 años los productos de corrosión

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obturen una gran parte de la sección disponible inicialmente (figura 3.19), a veces mucho más rápidamente, sobre todo si se trata de conducciones de agua caliente. Con respecto a las tuberías de cobre uno se inclina a ser más pesimista que Pourbaix, pues si bien el cobre muestra un comportamiento excelente en la mayoría de las aguas naturales, existen unos pocos tipos de aguas que provocan la perforación rápida de las conducciones de cobre por picaduras, que responden a dos morfologías de características bien definidas: de contorno grande y redondeado unas, picaduras de tipo 1, y profundas y de pequeña sección otras, picaduras de tipo 2. Aunque los

Figura 3.19.- Aspecto de la sección transversal de tuberías de acero galvanizado obturadas en gran parte por los productos de corrosión, al término de 10 años de servicio distribuyendo agua caliente.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

problemas se reducen a aguas de naturaleza especial y quedan, por tanto, delimitados a zonas geográficas precisas, no están totalmente resueltos. En cuanto a la corrosión externa, el problema no existiría siquiera si se evitase el contacto de las conducciones con el electrólito, por los procedimientos que fueran. Pero las prácticas usuales en construcción son, frecuentemente deficientes, desde el punto de vista de prevención de la corrosión, fomentando todo tipo de heterogeneidades que, actuando sobre las conducciones empotradas, son responsables de que los casos de corrosión de las tuberías por el exterior sean, en España, sorprendentemente mucho más numerosos que por el interior. Ante esto la medida preventiva más eficaz, a corto plazo, es volver a la antigua buena costumbre de las tuberías vistas, u ocultas por un falso techo o galerías bien ventiladas al menos. En el momento actual, desgraciadamente, no se está en situación de indicar unas reglas claras para eliminar la corrosión en las conducciones, sino de sugerir unas recomendaciones, no totalmente convincentes, para reducir la probabilidad de que los fallos se presenten, tal como las resumidas en las Tablas 3.5 y 3.6 para el caso de la corrosión de las tuberías de acero galvanizado por el interior y exterior, respectivamente [24,25]. TABLA 3.5. Recomendaciones para reducir el riesgo de corrosión por el interior de las conducciones de distribución de aguas potables. CORROSIÓN INTERNA DE LAS TUBERÍAS 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10 -

Evitar en los posible los tramos totalmente horizontales. Suprimir el empleo de bombas capaces de introducir aire en el circuito. Sellar perfectamente las uniones para evitar resquicios y fugas. Evitar la coexistencia de materiales metálicos diferentes en contacto directo. Si la anterior recomendación no es posible, recurrir a un aislamiento eficaz entre los distintos materiales. Calcular los diámetros internos necesarios para conseguir las velocidades adecuadas en cada caso. En las conducciones de acero galvanizado, procurar que la temperatura del agua caliente no sobrepase los 60ºC. Disponer de pozos de decantación para recogida y eliminación de sedimentos y de los productos de corrosión arrastrados, si es posible. Es conveniente colocar tubos testigo en puntos fácilmente accesibles. Cuando la naturaleza del agua lo requiera, someterla a un tratamiento anticorrosivo adecuado.

6. ALGUNAS CONSIDERACIONES SOBRE EL USO DE LOS ACEROS INOXIDABLES EN ARQUITECTURA Aunque se puede considerar que todos los aceros inoxidables poseen buena resistencia a la corrosión, varía con su composición química. La resistencia a la corro-

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TABLA 3.6. Recomendaciones para reducir el riesgo de corrosión por el exterior de las conducciones de distribución de aguas potables. CORROSIÓN DE LAS TUBERÍAS POR EL EXTERIOR 1-

2345678-

Evitar el contacto, en presencia de humedades, de: - Plomo con morteros de cemento Portland. - Acero inoxidable con morteros de cemento siderúrgicos. - Acero desnudo y galvanizado con yeso. Evitar la inclusión de agentes agresivos, particularmente iones Cl-, en los componentes de los materiales de construcción. Rodear a las tuberías con una capa de mortero de buena calidad, de espesor, dosificación y compactación lo más uniforme posible. Realizar una prueba hidráulica de presión especialmente cuidadosa en aquellos tramos que deban ir empotrados. No vaciar el circuito después de realizada la prueba hidráulica, al menos si no se seca a continuación con aire a presión. No aplicar solados impermeables hasta que fragüe y seque el material que rodea las tuberías. Cuando las tuberías de agua fría y caliente discurren paralelas, situar encima la de agua caliente y separarlas entre sí al menos 4 cm, para evitar condensaciones. Si no hay inconveniente, realizar el tendido de tuberías vistas o, en su defecto, por galerías o falsos techos, de forma que resulten fácilmente accesibles.

sión de los tipos austeníticos es superior a la de los ferríticos y martensíticos, por lo que se recomienda el empleo de los aceros austeníticos para aquellas aplicaciones que exijan la exposición a atmósferas exteriores. El acero inoxidable tipo AISI 304 se ha venido utilizando ampliamente, desde los años 60, para la construcción de las redes domésticas de tuberías para agua caliente y fría, produciéndose pocas reclamaciones, si se exceptúan las planteadas durante el periodo inicial en relación con la inadecuada eliminación, después de la soldadura, de los fundentes de cloruro de cinc [26]. En los Estados Unidos se utilizan ampliamente los inoxidables también en los exteriores de los edificios, sobre todo el 18%Cr-8%Ni (AISI 304), y menos frecuentemente el 18%Cr-8%Ni-3%Mo (AISI 316), en aplicaciones frente a atmósferas muy agresivas, como en las habituales de las zonas portuarias o fuertemente industriales. El término “acero inoxidable” no es estrictamente correcto, dado que aún este material está sujeto a corrosión en ciertos tipos de atmósferas y aguas. En general, sin embargo, poseen elevada resistencia a la corrosión (a la oxidación), a causa de su facilidad para pasivarse. El potencial es mucho más elevado en el estado pasivo que en el activo, que puede aparecer localmente, debido a cierto tipo de aniones agresivos como los cloruros, a sustancias reductoras, o a la presencia de suciedad o depósitos. El requisito para la formación y mantenimiento de las películas pasivantes es un cierto mínimo de disponibilidad de oxígeno, o de algún otro oxidante en el ambiente. Ciñéndose a las instalaciones de distribución de agua, la forma más dañina de corrosión es la formación de picaduras. Las condiciones para su aparición se dan

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preferentemente en aguas estancadas con bajo contenido en oxígeno; requiriéndose un mínimo contenido de 2 mg/l de oxígeno disuelto para prevenir las picaduras de los aceros inoxidables en dichas condiciones. Las picaduras pueden aparecer también bajo depósitos de lodos o de arrastres, que dificultan el acceso del oxígeno disuelto a la superficie oculta. Por esta razón la superficie de los tubos de aceros inoxidables deben estar limpias, libres de óxidos, grasas, partículas de otros metales, o contaminación, antes de su instalación. Así mismo, como con cualquier otro tipo de tuberías, el mantener el agua en movimiento, con una velocidad adecuada para evitar la sedimentación de los sólidos en suspensión, es una medida preventiva eficaz para disminuir el riesgo de corrosión localizada en la generatriz inferior de los tubos [26]. En las conducciones de aceros inoxidables no se forman capas calcáreas protectoras, porque las posibles áreas catódicas para propiciarlas, por el desarrollo de reacciones alcalinas, no llegan a producirse en las películas pasivas. Pero en agua caliente de elevada dureza procedente de los carbonatos, suelen producirse precipitación y depósitos que pueden, en consecuencia, interferir con la pasividad; de manera que es mejor no emplear aceros al CrNi en tales condiciones, a menos que esté prevista la desmineralización del agua. De acuerdo con la experiencia, los iones cloruros disueltos en el agua son la causa más frecuente de la corrosión por picaduras, dado que penetran los óxidos pasivantes, si se hallan en concentraciones superiores a un nivel crítico, que depende de la composición del acero y de la temperatura esencialmente, aunque también de otros factores tales como el pH, el contenido en oxígeno, nitratos y sulfatos, de manera que no puede darse un umbral de cloruros de validez general. No obstante, se admite que el contenido en cloruros no debe exceder los 300 mg/l cuando se emplea el tipo 304. Mayor resistencia a las picaduras se consigue mediante adiciones de 1-3%Mo, con los inoxidables 316, que se suelen utilizar hasta concentraciones de 500 mg/l de iones cloruro. Quiere hacerse constar, finalmente, que las armaduras de acero inoxidable constituyen una solución muy prometedora, pero insuficientemente estudiada, para garantizar la durabilidad de las EHA y la facilidad o ausencia de mantenimiento en ambientes muy agresivos para los refuerzos usuales de acero al carbono. La falta de datos técnicos, en muchos aspectos, sobre el sistema inoxidable-hormigón restringe la utilización de este tipo de refuerzos, y su empleo se basa, muchas veces, en los conocimientos que se tienen sobre el acero al carbono, si bien se dedica un interés creciente al tema [27,28]. REFERENCIAS [1] REPORT OF THE COMMITTEE ON CORROSION AND PROTECTION (presidido por T.P. Hoar). Dept. of Trade and Industry. HMSO. Londres, 1971. [2] R. MARTÍNEZ, “Inhibidores de corrosión para hormigón armado”, Hormigón, (n° 38) (1998) 48. [3] N. THOMPSON; M. YUNOVICH and D.J. DUNMIRE, Mater. Prot., 44 (9) (2005) 16.

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[4] J.A. GONZÁLEZ, “Control de la corrosión. Estudio y medida por técnicas electroquímicas”. Ed. CSIC. Madrid, 1989. Capítulo II, pp. 23-44. [5] E. OTERO, “Corrosión y degradación de materiales”. Ed. Síntesis, Madrid, 1997. Cap. 19, pp. 241-254. [6] V.R. PLUDED, “Design Design and corrosion control”. The Mc Millan Press Ltd. Nueva York, 1977. [7] N.D. TOMASHOV, “Theory of corrosion and protection of metals”, Ed. CollierMc Millan Ltd. Londres, 1966, p. 367-398. [8] K. BARTON, “Protection against atmospheric corrosion”, Ed. John Wiley and Sons, Londres-Nueva York, 1976. [9] A. POURBAIX, “Corrosion dans l,industrie de la construction. Problèmes résolus et problèmes non résolus”. Rapports Techniques de CEBELCOR 129 (1976), R.T. 234, pp.114-119. [10] M. MORCILLO, “Teoría y práctica de la lucha contra la corrosión”. Coordinador J.A. González. Ed. CSIC, Madrid 1984. Capítulo XV, pp. 423-460. [11] ISO 9224, “Corrosion of metals and alloys. Guiding values for the corrosivity categories of atmospheres”. International Standard Organization, 1991 [12] L. MARIACA y M. MORCILLO, “Corrosión y protección de metales en las atmósferas de Iberoamérica”. Ed. Programa CYTED, Madrid 1998. Sección B-7, pp. 629-660. [13] S. FELIU y M. MORCILLO, “Corrosión y protección de los metales en la atmósfera”. Ed. Bellaterra, S.A., Barcelona 1982. Cap. 11, pp. 150-163. [14] J.A. GONZÁLEZ; E. OTERO; C. CABAÑAS and J.M. BASTIDAS, “Electrochemical sensors for atmospheric corrosion rates. A New design”, Br. Corros. J., 18 (n° 2) (1984) 89. [15] K. BARTON and E. BERANEK, Werk. u. Korros., 10 (1959) 377. [16] H. KAESCHE, “Atmosphärische Korrosion der Metalle”. Ed. Verlag Chemie GMBH. Weinheim Bergstr. (1965), p. 11-23. [17] G. SCHIKORR, Werk. u. Korros., 14 (1963) 69. [18] H.P. GODDARD, Mater. Perf., 20 (7) (1981) 9. [19] R. LIZARBE, “Teoría y práctica de la lucha contra la corrosión”. Ed. CSIC. Madrid, 1984. Coordinador J.A. González. Capítulo XVI, p. 461-484 y Capítulo XVII, p. 485-507. [20] A.W. BRACE, “The technology of anodizing aluminium”, Ed. Technicopy Ltd., Stonehouse, Gloucesterhire (England), pp. 1-9. [21] V. LÓPEZ; E. OTERO; A. BAUTISTA and J.A. GONZÁLEZ, Surf. Coat. Technol., 124 (2000) 76. [22] Normas UNE 38-017 e ISO 2143 [23] J.A. GONZÁLEZ; V. LÓPEZ; E. OTERO and A. BAUTISTA, J. Electrochem. Soc., 147 (2000) 984. [24] E. OTERO, “Teoría y práctica de la lucha contra la corrosión”. Ed. CSIC. Madrid, 1984. Coordinador J.A. González. Capítulo V, p. 129-152. [25] E. OTERO, “Corrosión en instalaciones de fontanería en el interior de las viviendas”. Curso organizado por los Colegios Oficiales de Aparejadores y Arquitectos Técnicos en Murcia y Logroño, 1985. [26] J. MÜLLER, Neue Hütte, “Werkstoffeinsatz in Warmwasser Versorguns-anlagen”, 15 (1970) 716-720.

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[27] U. NÜRNBERGER (Ed.), “Stainless steel in concrete. State of the art report”. Publication nº 18 of the European Federation of Corrosion. The Institute of Materials. Londres, U.K., 1996. [28] M. ROSSO; G. MELOTTI; D. GYPPAZ and M. CAMOGLIO, “Corrosion behaviour of duplex stainless steels for concrete reinforcement application”, 5th World Conference (Stainless Steel World), The Netherlands, Oct. 1997.

II PARTE Factores de corrosión en el sistema acero-hormigón y su estudio

CAPÍTULO IV Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y factores condicionantes de la misma Resumen La corrosión en las estructuras de hormigón armado (EHA) está ligada a un proceso de acidificación previa, actuando la carbonatación o los cloruros como factores desencadenantes de la acidificación, si bien los cloruros necesitan el concurso adicional del oxígeno y los resquicios. Cualquier otro factor, ya sea dependiente del medio externo, del hormigón, o de las armaduras, capaz de crear heterogeneidades en la interfase acero-hormigón, puede facilitar la actuación de los cloruros y actuar como acelerante de la corrosión, siempre que la oferta de electrólito, el factor acelerante por excelencia lo permita. La resistividad del hormigón parece integrar el efecto de todos los factores acelerantes de la corrosión, permitiendo una cuantificación de los mismos.

1. INTRODUCCIÓN Al pH propio del hormigón, en torno a 13 [1], los estados posibles del acero son los de pasivación o el de inmunidad, si bien el normal a los potenciales que exhiben las armaduras es el primero. Imagínese un metal susceptible de pasivarse, en el medio considerado, pero en unas condiciones tales como las del punto A de la figura 4.1. Las formas de protegerlo contra la corrosión, si se descarta la de aislarlo del medio con recubrimientos adecuados, se reducen a las tres siguientes: a) Reduciendo su potencial hasta introducirlo en la zona de inmunidad, lo que constituye el fundamento de la protección catódica. b) Elevando su potencial hasta la zona de pasivación (protección anódica). c) Aumentando el pH de la solución hasta alcanzar el estado pasivo.

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Este último tipo de protección es el que ofrece el hormigón a las armaduras de acero embebidas en él, que se sitúan habitualmente en un punto en torno al designado como B en la figura.

Figura 4.1.- Condiciones teóricas de corrosión, inmunidad y pasivación del sistema hierroagua a 25ºC.

En el estado pasivo la corrosión es insignificante y, si se mantiene, la durabilidad de las EHA es prácticamente ilimitada, como lo demuestran multitud de estructuras con varios decenios de vida en servicio, que se encuentran aún en excelente estado de conservación. Como consecuencia, mientras la corrosión del acero sin proteger da lugar a serios problemas de mantenimiento en todos los ambientes húmedos, la corrosión del acero embebido en el hormigón queda limitada a unos cuantos casos especiales. Estos casos especiales se presentan cuando algún factor de corrosión, o combinación de factores, provocan la transición del estado pasivo al activo. Tradicionalmente, se admite que los requisitos esenciales para que dicho proceso tenga lugar son: 1º - La presencia de iones despasivantes, cloruros en la inmensa mayoría de los casos, en cantidad suficiente para romper localmente la película pasivante del acero. 2º - La carbonatación del hormigón, que reduce el pH del mismo hasta un valor insuficiente para mantener el estado pasivo. 3º - Naturalmente, la combinación de ambos factores. Habría que considerar otros factores desencadenantes de la corrosión mucho menos frecuentes, como pueden ser los que derivan de una puesta en obra defectuosa, o de errores graves desde el aspecto de los fundamentos de la corrosión. Tales factores desencadenantes menores serían, entre otros: 4º - Pilas de pH diferencial y de aireación diferencial, debidas a coqueras, fisuras, defectos superficiales, combinación de hormigones diferentes, etc.

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5º - Pilas galvánicas. 6º - Corrientes erráticas. 2. POSIBILIDAD, PROBABILIDAD Y CINÉTICA DE CORROSIÓN Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado serían todos aquellos capaces de imponer la transición del estado pasivo al activo. Pero que la corrosión se desencadene, porque las condiciones termodinámicas sean favorables para ello, no significa que progrese a velocidad significativa. Aquellos factores de corrosión que no son capaces de desencadenar el proceso, pero que condicionan la peligrosidad del mismo, haciendo que se desarrolle a velocidad apre-

Figura 4.2.- Factores desencadenantes y acelerantes de la corrosión en el hormigón armado.

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ciable, son los denominados factores condicionantes, que pueden ser acelerantes o retardadores del ataque. Los más importantes de los factores acelerantes son el oxígeno y el agua (oferta de electrólito) [2]. Los factores retardadores más significativos son los inhibidores de la corrosión. Por lo general, con disponibilidades crecientes de agua y oxígeno se incrementa el ataque, mientras que los aditivos inhibidores lo reducen, a veces sustancialmente [3,4]. En el esquema de la figura 4.2 se intenta representar la situación. Sin la presencia simultánea de oxígeno y humedad resulta imposible la corrosión y sin una cantidad mínima no puede desarrollarse a velocidad apreciable. Sin embargo, no pueden considerarse como factores desencadenantes, porque su presencia sola, o aún simultánea, no es suficiente para provocar la transición del estado pasivo al activo. Es más, su presencia es necesaria para la formación de capas pasivantes. Realmente, existe también corrosión en el estado pasivo, pero la velocidad es tan insignificante que no plantea problema alguno de durabilidad en las estructuras. Por lo tanto, el riesgo se identifica con el estado activo y la ausencia de corrosión, aunque incorrectamente, con el pasivo. La figura 4.3, que corresponde a la determinación de un potencial de ruptura (Er) en una solución saturada de hidróxido cálcico, contaminada con cloruros, permite realizar una visualización comparativa de los riesgos asociados a los estados activo y pasivo. La curva en línea continua corresponde al estado pasivo, con densidades de corriente muy pequeñas aún para polarizaciones de centenares de mV. En cambio, la curva de retorno, de puntos en la figura, refleja el comportamiento después de la rotura local de la capa pasivante. Puede comprobarse que para los mismos

Figura 4.3.- Determinación del potencial de ruptura, Er, del acero sumergido en una solución saturada de Ca(OH)2 con 0,01 M/l de NaCl.

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potenciales se obtienen densidades de corriente unas mil veces mayores que las correspondientes al estado pasivo. Los puntos de corte de las curvas de ida y retorno con el eje de abscisas (puntos de densidad de corriente = 0), pueden considerarse como potenciales típicos de corrosión de los estados pasivo y activo, Epcorr y Eacorr, respectivamente, suministrando su diferencia una indicación del voltaje de las pilas de corrosión entre las zonas pasivas y activas. Las zonas activas estarán sometidas, por efecto de las zonas pasivas próximas, a una polarización Epcorr - Eacorr, a la que corresponde una densidad de corriente (d.c) considerable en la curva de retorno. Esta d.c es un índice cuantitativo de la cinética del proceso de corrosión, con el agravante de que la velocidad de penetración puede superar ampliamente la deducida a partir de estos valores por la ley de Faraday, al concentrarse la corriente en unas pocas picaduras. Con el transcurso del tiempo los núcleos de corrosión se extienden lateralmente hasta solapar y la corrosión local se convierte, aproximadamente, en uniforme. Las curvas de polarización del acero en soluciones saturadas de hidróxido cálcico pueden suministrar valiosa información sobre el comportamiento del sistema acero/hormigón, puesto que dicha solución simula, muy aproximadamente, la fase acuosa existente en los poros del hormigón. A partir de ellas pueden obtenerse orientaciones sobre la posibilidad de corrosión en el estado activo y sobre la probabilidad de que éste se presente. Cuando hay riesgo de corrosión por picaduras, es decir, cuando existe un potencial de ruptura, sería deseable una diferencia grande entre Ecorr y Er, pues aseguraría un amplio campo de potenciales en el que estaría garantizada la estabilidad del estado pasivo. La existencia o ausencia de un Er revelará la posibilidad o imposibilidad de que aparezcan fenómenos de corrosión local por picaduras, mientras que la distancia entre Ecorr y Er informará sobre la probabilidad de que tales fenómenos se produzcan. Cuanto mayor sea la diferencia Ecorr - Er menos probable será que se desencadene el fenómeno, pues menos factores de corrosión serán capaces de suministrar una diferencia de potencial ∆V > Ecorr - Er. La determinación de los potenciales de ruptura es el procedimiento más utilizado para el estudio de los umbrales de cloruros necesarios para desencadenar, en un sistema dado, los fenómenos de corrosión local por picaduras. Se considera como umbral la menor concentración de cloruros en el medio a la que se detecta un potencial de ruptura. En la Tabla 4.1 se ofrecen, a título orientativo, algunas indicaciones cuantitativas, con las referencias de donde proceden [5-16], sobre las concentraciones umbral de cloruros para romper la pasividad del acero en soluciones saturadas de hidróxido cálcico y en morteros de cemento [17]. No es de extrañar la disparidad de datos, al ser obtenidos en distintas condiciones. Son especialmente llamativas las diferencias entre los umbrales de cloruros en solución y en probetas de mortero; a ello contribuye la reacción de parte de los cloruros con los componentes del mortero u hormigón y, sobre todo, la brutal diferencia entre las características físicas de uno y otro medio. El tema sigue atrayendo la atención de los investigadores que confirman la existencia de una elevada dispersión en los umbrales de cloruros dependiendo del conjunto de condiciones [18], estando muy afectados por el grado de acabado superficial e, incluso, por el tamaño de las muestras [19].

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

En opinión de los autores, la aparición de potenciales críticos de corrosión por picaduras en los ensayos electroquímicos, potenciostáticos, galvanostáticos o potenciocinéticos, no es un indicador correcto del riesgo, pues se impone artificialmente la polarización suficiente para provocar el fenómeno, confundiendo los conceptos de posibilidad y de probabilidad. TABLA 4.1. Umbrales de concentración de cloruros que es necesario alcanzar para iniciar la corrosión por picaduras en armaduras sumergidas en solución saturada de Ca(OH)2 o embebidas en mortero de cemento. Los números entre corchetes se refieren a citas bibliográficas. Autores

Condiciones de ensayo

Shalon y Raphael [5] 1959. Kaesche [6] 1965.

Umbrales de cloruros mol/l

Observaciones

Sol. Saturada de Ca(OH)2 Sol. Saturada de Ca(OH)2 Backstrom y Potter [7] Sol. Saturada de 1966. Ca(OH)2 Hausmann [8] 1967. Sol. Saturada de Ca(OH)2 Andrade y González [9] Sol. Saturada de 1976. Ca(OH)2

0,017

Bäumel [10] 1959.

Probetas de mortero

0,9-1,7% CaCl2

- Referido, como los datos posteriores, al contenido en peso de cemento.

Kondo y colab. [11] 1969.

Probetas de mortero

> 1% CaCl2

- Pueden ocurrir serios daños en presencia de corrientes vagabundas.

Lewis [12] 1961. Tomer y Vaurin [13] 1961.

Probetas de mortero Probetas de mortero

0,78-1,56% CaCl2 2% CaCl-

- Pero para porosidades 1,5 cm.

Richarzt [14] 1969.

Probetas de mortero

0,4% CaCl2

12-CRC Committee [15] 1976.

Probetas de mortero

2,3% CaCl2 (1,5% Cl-)

Biczók [16] 1972.

En estructuras pretensadas

0,1%

1-3 x 10-3 0,02 x 10-3 0,02 x 10-3 0,06 x 10-3 2,8 x 10-3 (0,01%)

16% de prob. de picaduras 100% prácticamente Produce picaduras unas veces y otras no

- Considera aceptable hasta esta cantidad cuando el hormigón es denso. Del peso de cemento, pues el acero pretensado es muy sensible a la acción de los cloruros.

Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado …

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Por ejemplo, en una solución desaireada y diluida de cloruros se fuerza la aparición de picaduras para polarizaciones elevadas, tal como puede observarse en la figura 4, con una diferencia Er - Ecorr ª 800 mV, tan grande que es muy improbable que se den pilas naturales de corrosión capaces de suministrarla.

Figura 4.4.- Para concentraciones muy pequeñas de cloruros, 0,0025 M/l de NaCl en este caso, la diferencia Er - Ecorr es grande y la probabilidad de corrosión localizada por picaduras pequeña.

Se ha demostrado que el riesgo de corrosión por picaduras del acero es prácticamente inexistente en soluciones desaireadas de hidróxido cálcico [20,21], debido a que los Ecorr, ≤ -600 mV, suelen ser muy inferiores a los potenciales críticos correspondientes a las soluciones con cloruros, incluso para las mayores concentraciones de estos iones, como queda patente en la figura 4.5.

Figura 4.5.- Potenciales críticos de la rotura de la pasividad evaluados por diferentes técnicas.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Las diferencias entre los potenciales críticos obtenidos con los distintos procedimientos son atribuibles a los diferentes significados físicos entre ellos (figura 13 del capítulo 2), tratándose en unos casos de potenciales de ruptura (barras negra y gris) y de potenciales de repasivación o protección en otros (barras blancas). Estos resultados obligan a reconsiderar la capacidad de los cloruros para actuar como factor desencadenante de la corrosión en las estructuras de hormigón, capacidad que habría que atribuir a la concurrencia de los cloruros con el oxígeno. 3. EL PAPEL DEL PH EN LA ROTURA DE LA PASIVIDAD La garantía de durabilidad de las estructuras de hormigón armado está ligada al mantenimiento del estado pasivo y éste a la permanencia de un pH fuertemente alcalino, característico del medio. Para que se propague la corrosión en el estado activo, se requieren unas condiciones termodinámicas tales que el punto figurativo del sistema se sitúe en la zona de corrosión del diagrama de Pourbaix (figura 4.1), donde es estable la forma iónica Fe2+. Pero esto requiere unos valores de pH sustancialmente menores que los habituales en el hormigón. El descenso de pH es la primera consecuencia del fenómeno de la carbonatación y la razón de que actúe como factor desencadenante. Por un camino más largo, la concurrencia de cloruros, oxígeno y resquicios se desemboca en una acidificación local que desencadena el proceso de corrosión. En una primera etapa, a causa de la aireación diferencial se tendría: 1) O2 + Resquicios ➾ Enriquecimiento en Fe2+ en los resquicios En presencia de cloruros, para compensar el exceso de cargas positivas de los iones Fe2+, se generaría en los resquicios una solución concentrada de FeCl2. 2) O2 + Cl- ➾ Enriquecimiento en Fe2+ + Cl- en los resquicios Y, debido a la hidrólisis ácida del FeCl2, se terminaría produciendo una acidificación local. 3) Fe2+ + 2Cl- + 2H2O ➾ Fe(OH)2 + 2Cl- + 2H+ ➾ Fuerte descenso local de pH En ausencia de cloruros los iones Fe2+ reaccionan directamente sobre la superficie metálica con los OH- del medio, dando lugar a un hidróxido u oxihidróxido que mantiene la pasividad: 4) Fe2+ + 2OH- ➾ Fe(OH)2 En presencia de cloruros las pilas de corrosión, generadas por cualquier heterogeneidad en la superficie metálica, garantizada siempre su presencia en un material multifásico como el hormigón, provocan una acumulación progresiva de cationes Fe2+ en los ánodos y de aniones Cl- para compensar el exceso de cargas positivas. La microquímica local se va pareciendo cada vez más a una solución saturada de FeCl2, de hidrólisis ácida (figura 4.6). A partir de un cierto pH se rompe la pasividad, es decir, se desencadena la corrosión, cuya continuidad se

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mantiene siempre que existan cloruros en cantidad suficiente para mantener la acidez local.

Figura 4.6.- Esquema del enriquecimiento de iones metálicos resultantes de la corrosión en una picadura, y de iones Cl-, para compensar la carga eléctrica de los primeros.

En la figura 4.7 se tratan de esquematizar las etapas según las cuales los distintos factores desencadenantes inician la corrosión. La última etapa, previa a la rotura de la pasividad, es un proceso de acidificación, bien en áreas extensas, como en el caso de la carbonatación, o muy reducidas, como suele ser el caso de los otros factores desencadenantes. Aún en el caso de roturas locales de la pasividad, con el tiempo, los distintos núcleos pueden acabar extendiéndose a toda la superficie de las armaduras y dar lugar a una corrosión generalizada.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 4.7.- Etapas del proceso de acidificación que desemboca en la rotura local de la capa pasivante por efecto de los iones cloruro, o en una corrosión generalizada en el caso de la carbonatación del hormigón.

Las pilas de aireación diferencial y pH diferencial no son, la mayoría de las veces, factores desencadenantes por si mismas, sino efectos sucesivos de la actuación de un factor desencadenante complejo: la concurrencia de oxígeno, heterogeneidades geométricas superficiales y cloruros. Probablemente los pares galvánicos y las corrientes erráticas necesiten también el concurso de los cloruros para provocar roturas de las capas pasivantes, a través de un proceso de acidificación previo. Las polarizaciones debidas a estos factores darían lugar, en ausencia de cloruros, a corrientes insignificantes en el estado pasivo (figura 4.3), o a la descomposición del electrólito con desprendimiento de oxígeno, si son tan fuertes como para que se alcance la zona transpasiva.

Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado …

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4. EL PAPEL ACELERANTE DEL OXÍGENO Y DE LA HUMEDAD En soluciones desaireadas los potenciales de corrosión son muy negativos, tanto en los resquicios como en la superficie libre, y no se crean diferencias de potencial suficientes como para provocar el ciclo autocatalítico de enriquecimiento progresivo en iones H+ y Cl- en los resquicios, hasta alcanzar y mantener las condiciones termodinámicas adecuadas para la estabilidad de los iones Fe2+. La presencia de oxígeno parece pues indispensable en el desencadenamiento de la corrosión, lo que se demostrará experimentalmente en un capítulo próximo. Sin embargo, el papel del oxígeno como factor acelerante de la corrosión no resulta tan claro. Podría pensarse que también es necesario un aporte continuo de oxígeno para que tenga lugar la semirreacción catódica del proceso de corrosión y éste se desarrolle a velocidad apreciable. Pero, una vez iniciado, ocurre con frecuencia que el proceso de corrosión continúa su desarrollo aún en medios desaireados [21,22]. Este hecho experimental, repetidamente comprobado (figura 4.8) [23], plantea serias dudas sobre la idea, ampliamente difundida, de la reducción del oxígeno disuelto en la fase acuosa de los poros como única reacción catódica posible en las estructuras de hormigón armado.

Figura 4.8.- Evolución de la icorr y el Ecorr con el tiempo en electrodos embebidos en probetas de mortero impermeabilizadas con pintura epoxi, que limita enormemente la oferta de oxígeno.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

El papel jugado por el agua es mucho más simple. Su presencia es necesaria para que la corrosión tenga lugar, pero es insuficiente, por si sola, para provocar el fenómeno. Las figuras 4.9 y 4.10 muestran claramente los efectos de la oferta de agua sobre la corrosión en los estados pasivo y activo, respectivamente. En dichas figuras se representa la influencia que la adsorción y desorción de agua, al someter a las probetas de mortero a ciclos de exposición en atmósferas del 95% y 40% HR, tiene en la icorr y en la resistividad del mortero (proporcional a la resistencia compensada por el “feed-back” del potenciostato entre los electrodos de trabajo y de referencia) [23]. Puede observarse que el grado de humectación no tiene gran influencia sobre la velocidad de corrosión en el estado pasivo (figura 4.9), pero que las icorr en el estado activo son tremendamente sensibles a las variaciones en la cantidad de electrólito contenido en los poros. A mayor grado de humedad mayor corrosión y menor resistividad. La variación en resistividad es prácticamente la imagen especular de las variaciones de la icorr y de la cantidad de fase acuosa contenida en los poros (figura 4.10).

Figura 4.9.- Variaciones provocadas por ciclos de humedad en la icorr de las armaduras y en la resistividad y masa de probetas de un mortero de cemento exento de cloruros.

Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado …

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El proceso de corrosión implica no sólo la formación de partículas con carga eléctrica, sino también su movimiento en el seno del electrólito. Cuando se reduce la oferta de electrólito progresivamente, este movimiento puede resultar tan dificultado que desaparece, prácticamente, el fenómeno de corrosión. Tiempo (días) 200

180

160

140

icorr (µA/cm2)

10

120

100

a

2% CaCl2

1

0.1

0.01

Resistencia comp. (Ω)

100000

b

10000

1000

c HR

1.8

HR

10 0%

1.2 0.6

10 0%

HR

40 %

Cambio de peso (%)

100

40 %

HR

0.0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90 100 110

Tiempo (días)

Figura 4.10.- Variación de la icorr de armaduras de acero con la resistencia óhmica compensada electrónicamente durante las medidas entre los electrodos de trabajo y de referencia. Mortero de cemento contaminado con cloruros.

La relación puede expresarse numéricamente a través de la resistividad del medio, parámetro que integra, mejor que ningún otro, todos estos efectos, estableciéndose una proporcionalidad inversa entre la velocidad de corrosión y la resistividad en coordenadas semilogarítimicas, como demuestran los datos de la figura 4.11 [23]. La gráfica se ha construido a partir de la resistencia óhmica compensada por el “positive feed-back” del potenciostato entre los electrodos de trabajo y de referencia pero, evidentemente, entre tal valor y la resistividad del mortero existe un factor de proporcionalidad.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 4.11.- Variación de la icorr de armaduras de acero con la resistencia óhmica compensada electrónicamente durante las medidas entre los electrodos de trabajo y de referencia.

La proporcionalidad inversa entre la resistividad y la icorr es lógica, dentro de ciertos límites. Entre las zonas activas y pasivas existirá cierta distancia y diferencia de potencial, y la intensidad de las pilas de corrosión que se formen vendrá regulada por la resistencia existente entre ellas. La humedad contenida en los poros es la que, en último término, impone la cinética de corrosión, pues condiciona la resistividad del medio. Por debajo de cierto umbral de humedad en los poros, que podía asimilarse conceptualmente a la humedad relativa crítica en la corrosión atmosférica, desaparece prácticamente el fenómeno de corrosión y para ulteriores cesiones de agua a la atmósfera no se producen descensos sensibles de las icorr, aunque siga aumentando progresivamente la resistividad del mortero u hormigón [24]. 5. EFECTOS DE LOS FACTORES DESENCADENANTES DE LA CORROSIÓN Una vez desencadenada la corrosión, ésta puede adoptar morfologías muy diferentes, desde la corrosión generalizada a la fisurante bajo tensión, pasando por la corrosión localizada en forma de picaduras, debida a los cloruros. Esta última, con tiempo suficiente, puede transformarse en generalizada, por extensión lateral de los núcleos de corrosión local, hasta que solapen unos con otros. El factor desencadenante de la corrosión generalizada más frecuente, en las estructuras de hormigón, es la carbonatación. Cuando el frente de carbonatación alcanza el nivel de las armaduras se produce la despasivación de toda la superficie afectada y la velocidad de corrosión depende, esencialmente, de la oferta de electrólito (de la resistividad del medio).

Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado …

103

Corrosión generalizada puede aparecer también por la acción continuada de otras sustancias ácidas sobre el hormigón, como el SO2 de las atmósferas industriales, las aguas carbónicas o ácidas, e incluso por efecto de la lixiviación de la reserva alcalina, debida a la acción continuada de las aguas potables. En el extremo opuesto, la corrosión fisurante bajo tensión se caracteriza por la rapidez y brusquedad con que se producen los accidentes. Para que se inicie se tienen que conjugar un metal susceptible de sufrir este tipo de ataque, propiedad que tiene el acero de alta resistencia, con una elevada tensión mecánica y un medio agresivo específico, no bien precisado en éste caso. El hecho de que muchos fallos de estructuras de hormigón pretensado o postensado se haya comprobado que están ligados a procesos de corrosión bajo tensiones inducidos por hidrógeno [25], unido a la aparente relación de los defectos e inclusiones superficiales del acero como causas determinantes de la incubación de las microgrietas superficiales [2,26] y a la evidente influencia negativa de ciertas sustancias agresivas, como los cloruros y sulfuros [26], induce a pensar en un mecanismo desencadenante similar al de la corrosión generalizada, que requiere una etapa previa de acidificación local. Nuevamente se presenta la concurrencia de irregularidades superficiales con iones despasivantes y, muy probablemente, aunque haya pasado desapercibida, con la presencia simultánea de oxígeno disuelto en la fase acuosa de los poros del hormigón. Con ello la generación de pHs ácidos locales queda garantizada y la inducción por hidrógeno resulta verosímil, a pesar del pH global tan alcalino. El efecto desfavorable de los sulfuros presentes en los cementos aluminosos, que ha llevado a prohibir prácticamente su empleo con fines estructurales [27], está ligado a su conocida capacidad para impedir la recombinación del hidrógeno atómico y facilitar su ingreso en la red metálica. No se opone a este mecanismo la comprobada relación existente entre los fallos por corrosión fisurante y los defectos de llenado de las vainas, la existencia de grietas en el hormigón, de recubrimientos muy porosos, o de un espesor insuficiente. Todos estos defectos suponen directamente la pérdida del pH fuertemente alcalino, o la facilitan grandemente. Todos los factores desencadenantes de la corrosión son simultáneamente factores acelerantes de la misma, pues, aparte de hacerla posible, su distribución heterogénea crea multitud de pilas de corrosión que contribuyen a aumentar el ataque. No obstante, que desarrollen toda su capacidad potencial, ya sea como factores desencadenantes o acelerantes, depende de las ofertas de oxígeno y, sobre todo, de humedad, el factor acelerante por excelencia, del que depende la actividad de todos los restantes. 6. OTROS FACTORES DESENCADENANTES Si la tensión de trabajo a carga constante se reduce del 80% al 60% de la carga de rotura no se produce el fenómeno de corrosión bajo tensiones, o al menos se reduce muchísimo la propagación de las grietas. También dificulta mucho la propagación de las grietas el uso de aceros patentados y trefilados, con una estructura de grano alargada, que impone al curso de las grietas un itinerario largo y tortuoso,

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

en contraposición a los aceros templados y revenidos, con estructura de granos pequeños y redondos, que facilita los fallos por corrosión bajo tensiones de los aceros de pretensado [28,29]. En consecuencia, ambos factores, la tensión de carga constante y la microestructura de los refuerzos, son factores desencadenantes de un tipo definido de ataque. Los pares galvánicos, la presencia de cementos diferentes en una misma estructura, el empleo de cementos menos alcalinos que los Portland, de adiciones activas (escorias y puzolanas), la presencia de juntas de hormigonado y, en general, de cualquier tipo de heterogeneidad, puede, en conjunción con los cloruros, facilitar la generación local de pHs suficientemente ácidos para romper la pasividad y desencadenar el fenómeno y, así mismo, actuar como agentes acelerantes al multiplicar los focos de corrosión, bien entendido que el agente acelerante por excelencia, que hace posible la actuación de todos los demás y condiciona su actividad, se insiste en ello una vez más, es la oferta de electrólito. REFERENCIAS [1] K.K. SAGOE-CRENTSIL; F.P. GLASSER and J.T.S. IRVINE, Brit. Corross. J., 27 (nº 2) (1992) 113. [2] C. ANDRADE, Materiales de Construcción, N° 172, Oc.-Nov.-Dic. (1978) 63. [3] J.A. GONZÁLEZ, “Teoría y práctica de la lucha contra la corrosión”. Ed. CSIC, Madrid 1984. Capítulo VII, p. 183-215. [4] J.A. GONZÁLEZ, “Control de la corrosión. Estudio y medida por técnicas electroquímicas”. Ed. CSIC, Madrid 1989. Capítulo XII, p. 323-365. [5] R. SHALON and M. RAPHAEL, Bulletin of Research Council of Israel, 7C (1959). [6] H. KAESCHE, Archiv für Eisenhüttenwesen, 36 (1965) 911. [7] T.E. BACKSTROM and W.J. POTTER, Bureau of Reclamation. Div. of Res. Lab. Report Nº Ch. E-35. January 1966. [8] D.A. HAUSMANN, Mat. Prot., 6 (11) (1967) 19. [9] M.C. ANDRADE y J.A. GONZÁLEZ, 2º Cong. Nac. Corros. Prot. Zaragoza, Mayo, 1976. [10] A. BÄUMEL, Zement Kalk Gips, 12 (7) (1959) 294. [11] Y. KONDO et al., J. Am. Concr. Inst., 31 (4) (1959) 299. [12] D.A. LEWIS, Proc. 1st Int. Cong. on Met. Corros. Londres, 1971, p. 275. [13] J. TOMER and F. VAURIN, Zement Kalk Gips, 14 (3) (1961) 108. [14] W. RICHARTZ, Zement Kalk Gips, 22 (1969) 447. [15] 12-CRC Committee, Materiaux et Constructions, 9 (1976) 187. [16] I. BICZOK, “La corrosión del hormigón y su protección”. Ed. Urmo, Bilbao (1972), pp. 280-89, 388-96, 481-92. [17] J.A. GONZÁLEZ; R. VARGAS y C. ANDRADE, Rev. Metal. Madrid, 13 (1977) 94-103. [18] G.K. GLASS and N.R. BUENFELD, Corros. Sci., 39 (1997) 1001. [19] L. LI and A.A. SAGÜÉS, Corrosion, 60 (2004) 195. [20] W. LÓPEZ, “Influencia de la temperatura y el grado de humectación de los poros en la durabilidad de las estructuras de hormigón armado”. Tesis Doctoral. Univ. Complutense de Madrid, Fac. de Ciencias Químicas. Madrid, 1992.

Factores desencadenantes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado …

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[21] E. OTERO; J.A. GONZÁLEZ; S. FELIU; W. LÓPEZ and C. ANDRADE, 11th Int. Corros. Cong., Florencia (Italia), Abril 1990. Vol 2, p. 2.459. [22] J.A. GONZÁLEZ; A. MOLINA; E. OTERO y W. LÓPEZ, Magazine of Concrete Research, 42 (1990) 23-27. [23] A. MOLINA; C. ANDRADE; C. ALONSO y J.A. GONZÁLEZ, Rev. Téc. Ing. Univ. Zulía, (Venezuela) 8 (2) (1985) 9-15. [24] W. LÓPEZ y J.A. GONZÁLEZ, Cem. Concr. Res., 23 (1993) 368. [25] B. ISECKE, Mater. Perf., 21 (12) (1982) 36. [26] C. ANDRADE, Rev. Iberoam. Corros. Prot., XI (1984) 27. [27] A. RAVEN, Betonwerk + Fertigteil Tecknik, 12 (1975) 59. [28] J. CLIMENT, Hormigón y Acero, 130 (2) (1979) 88. [29] M. DEL CAMPO, J. CLIMENT, M. ELICES y V.S. GÁLVEZ, Hormigón y Acero, 130 (2) (1979) 245.

CAPÍTULO V Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

Resumen Se pasa revista a los efectos de la corrosión sobre las estructuras de hormigón armado, que se manifiestan en tres vertientes: sobre el acero, sobre el hormigón y sobre la adherencia entre acero y hormigón. En gran parte el grado de deterioro de las estructuras resulta de la concurrencia de la pequeña resistencia a la tracción del hormigón con la aparición de productos de corrosión de las armaduras más voluminosos que el acero destruido, lo que genera grandes tensiones radiales de tracción en el hormigón circundante. Habitualmente, el diagnóstico sobre los niveles de daños de las EHA se lleva a cabo según métodos empíricos pseudocuantitativos basados en la sintomatología visible, como los propuestos por el Comité Euro-International du Beton (CEB) o el American Concrete Institute (ACI), aunque se utilizan cada vez más determinaciones de diversos parámetros electroquímicos, esencialmente del potencial de corrosión de las armaduras y de su velocidad de corrosión. Se analizan las limitaciones de la medida de potenciales, y se describen someramente los distintos procedimientos que pueden seguirse, en el laboratorio y directamente sobre las estructuras reales, para la medida cuantitativa de la velocidad instantánea de corrosión.

1. INTRODUCCIÓN En las estructuras de hormigón armado, como en cualquier estructura metálica que se corroe, el fenómeno es el resultado de la actuación de innumerables pilas de corrosión (figura 2.3). Para que las pilas funcionen, es preciso que se cierren los circuitos eléctricos entre los ánodos y los cátodos locales, lo que tiene lugar iónicamente a través del medio corrosivo y electrónicamente a través del metal. Ello implica la presencia de humedad, u otro electrólito conductor, y de oxígeno u otra

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

sustancia capaz de reducirse, para compensar eléctricamente el proceso de oxidación metálica que se desarrolla en los ánodos. La situación se esquematiza en la figura 5.1 para los casos del mortero u hormigón. Aún admitiendo la situación irreal de una perfecta homogeneidad del refuerzo metálico, el carácter multifásico del hormigón garantiza la existencia de heterogeneidades impuestas por el medio, con la creación de ánodos y cátodos locales, al menos por efecto de las pilas de aireación diferencial, prácticamente inocuas sobre armaduras pasivas, pero que pueden jugar un importantísimo papel en el mecanismo de corrosión en presencia de cloruros o en hormigones carbonatados (figura 4.7). La actividad de las pilas vendrá regulada por la resistencia iónica entre los microánodos y microcátodos a través del electrólito (hormigón), ya que están en cortocircuito electrónico a través del metal, lo que explica, como se demostrará en su momento, que la resistividad del hormigón pueda llegar a ser el factor controlante de la cinética de corrosión.

Figura 5.1.- Esquema de los procesos parciales de corrosión en el sistema acero-hormigón.

Aún a riesgo de resultar reiterativos, recuérdese que las condiciones de potencial y pH son tales, en las estructuras de hormigón armado, que el punto figurativo del sistema, en circunstancias normales, se sitúa en la zona de pasividad del diagrama de Pourbaix correspondiente al hierro (figura 4.1). Esto presupone que la velocidad de corrosión sea despreciable y la durabilidad de las estructuras prácticamente indefinida.

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

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TABLA 5.1. Clases generales de exposición relativas a la corrosión de las armaduras. CLASE GENERAL DE EXPOSICIÓN Clase

Subclase

no agresiva

Humedad alta

Designación

I

marina

aérea

DESCRIPCIÓN

EJEMPLOS

- interiores de edifi- - interiores de edificios no sometidos a cios protegidos de ataque condensaciones la intemperie químico - elementos de hormigón en masa - sótanos no ventilados - cimentaciones - tableros y pilas de puentes en zonas con precipitación media anual superior a 600 mm - elementos de hormigón en cubiertas de edificios

IIa

- interiores sometidos a humedades relativas medias altas (>65%) o a condensaciones corrosión - exteriores en de origen ausencia de clorudiferente ros, y expuestos a de los lluvia en zonas con cloruros precipitación media anual superior a 600 mm - elementos enterrados o sumergidos

IIb

- construcciones - exteriores en exteriores protegiausencia de clorucorrosión ros, sometidos a la das de la lluvia de origen acción del agua de - tableros y pilas de diferente puentes en zonas lluvia, en zonas de los con precipitación con precipitación cloruros media anual infemedia anual rior a 600 mm inferior a 600 mm

normal

Humedad media

Tipo de proceso

IIIa

- edificaciones en las - elementos de proximidades de la estructuras marinas costa por encima del puentes en las pronivel de pleamar corrosión - elementos exteriores ximidades de la por costa de estructuras situacloruros das en las proximi- - zonas aéreas de diques, pantalanes dades de la línea y otras obras de costera (a menos de defensa litoral 5 km) - instalaciones portuarias

110

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

CLASE GENERAL DE EXPOSICIÓN Clase

Subclase

Sumergida

Designación

con cloruros de origen diferente del medio marino

DESCRIPCIÓN

EJEMPLOS

IIIb

- elementos de - zonas sumergidas de diques, pantalaestructuras marinas nes y otras obras de sumergidas permacorrosión defensa litoral nentemente, por por - cimentaciones y debajo del nivel cloruros mínimo de bajamar zonas sumergidas de pilas de puentes de mar

IIIc

- elementos de estruc- - zonas situadas en el recorrido de marea turas marinas situade diques pantaladas en la zona de corrosión nes y otras obras de carrera de mareas por defensa litoral cloruros - zonas de pilas de puentes sobre el mar, situadas en el recorrido de mareas

IV

- piscinas - instalaciones no impermeabilizadas - pilas de pasos superiores o pasaen contacto con relas en zonas de agua que presente nieve un contenido elecorrosión vado de cloruros, - estaciones de tratamiento de agua no relacionados por con el ambiente cloruros marino - superficies expuestas a sales de deshielo no impermeabilizadas

marina

en zona de mareas

Tipo de proceso

No obstante, existen ambientes agresivos, bien para el hormigón como se ha señalado en un tema anterior, bien para las armaduras, o para ambos componentes. En la Tabla 5.1 se incluye una clasificación de agresividades ambientales, según la propuesta EHE 98 [1]. Las causas que pueden provocar el deterioro de las armaduras se reducen esencialmente a la carbonatación del hormigón y a la presencia de cloruros por encima de un umbral crítico de concentraciones (figura 4.2). El contenido crítico de cloruros depende de múltiples factores, esencialmente de las condiciones ambientales y de la calidad del hormigón y ha recibido la atención de numerosos investigadores y está regulado en las normas de diversos países según se recoge en la Tabla 5.2 [2].

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

111

TABLA 5.2. Valor crítico de cloruros en hormigones reforzados PAÍS

NORMA

LÍMITE MÁXIMO DE Cl-

USA USA USA INGLATERRA AUSTRALIA NORUEGA ESPAÑA EUROPA JAPON BRASIL

ACI 318 ACI 318 ACI 318 CP-110 AS 3600 NS 3474 EHE 98 EUROCODIGO 2 JSCE-SP 2 NBR 6118

≤ 0,15% en ambiente de Cl ≤ 0,15% en ambiente normal ≤ 1% en ambiente seco ≤ 0,35% al menos en un 95% ≤ 0,22% ≤ 0,6% ≤ 0,40% ≤ 0,22% ≤ 0,6 Kg/m3 ≤ 0,05%

REFERIDO A Cemento Cemento Cemento Cemento Cemento Cemento Cemento Cemento Hormigón Agua

La importancia de la carbonatación y de los cloruros es tanta que se dedicará un capítulo específico a cada uno de estos factores. La carbonatación da lugar a corrosión generalizada y los cloruros a corrosión local por picaduras que, con tiempo suficiente, se transforma también en generalizada. No puede dejar de mencionarse una tercera morfología del ataque, corrosión fisurante bajo tensión, que puede presentarse en las estructuras sometidas a tensión, ya sean de armaduras pretesas o postesas. 2. EFECTOS DE LA CORROSIÓN Los efectos de la corrosión, que tratan de extractarse en el esquema de la figura 5.2, se manifiestan en tres vertientes: sobre el acero, sobre el hormigón y sobre la adherencia acero/hormigón.

Figura 5.2.- Síntomas visibles de la corrosión en las estructuras de hormigón armado.

112

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Los signos visibles de deterioro son consecuencia de que los productos derivados de la corrosión de las armaduras son más voluminosos que el acero destruido en producirlos, lo que se traduce en la aparición de tensiones radiales que deforman el hormigón circundante, sometiéndolo a tensiones de tracción. Como consecuencia, debido a la pequeña resistencia del hormigón a la tracción, se acaba produciendo una fisuración del recubrimiento, que discurre longitudinalmente paralela a las armaduras corroídas (figuras 5.3 y 5.4). Si no se detiene el proceso, puede saltar todo el recubrimiento, dejando al descubierto los refuerzos. En la figura 5.5 se comparan los volúmenes relativos que pueden alcanzar los productos de corrosión del hierro con respecto al volumen de metal destruido [3]. Resulta evidente que si los productos de corrosión no migran a través de los poros, pequeñas cantidades de metal corroído pueden generar tensiones considerables.

Figura 5.3.- Las grietas en el recubrimiento siguen el curso de los refuerzos.

Figura 5.4.- Deterioros en elementos prefabricados.

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

113

La cantidad de corrosión que ocurre antes de que aparezcan síntomas visibles varía ampliamente, dependiendo de multitud de factores. En ocasiones basta una corrosión muy pequeña para provocar agrietamiento y deslaminación, mientras en otras ocurren pérdidas considerables de metal antes de que se revelen los síntomas. Cuando hay signos visibles de corrosión, debe suponerse que existen otras partes en la estructura donde se han corroído también las armaduras, aunque aún no se hayan producido en ellas desprendimientos del recubrimiento de hormigón. Parece ser que penetraciones de la corrosión tan insignificantes como 20 µm pueden ser suficientes para agrietar al hormigón [4], si bién sobre la cantidad de corrosión crítica influyen un conjunto de condiciones entre las que pueden citarse el diámetro de las armaduras, su longitud y las propiedades mecánicas del hormigón [5]. En el CENIM se han detectado también agrietamientos de probetas de mortero, con relaciones cemento /arena/agua =1/3/0,5, repetidas veces para penetraciones de tan sólo unos 20 µm (figura 5.3) [6].

Figura 5.5.- Relación entre el volumen de los productos de corrosión del hierro y el metal destruido.

La corrosión de los refuerzos del hormigón da lugar a distintos tipos de daños que se manifiestan en la superficie en forma de manchas de óxido, grietas del recubrimiento de hormigón y desprendimientos del mismo (figuras 5.3 y 5.4). En algunas circunstancias, sin embargo, pueden ocurrir deslaminaciones en elementos estructurales sin ningún signo previo de deterioro en la superficie. La forma del daño depende de numerosos factores, entre los que pueden enumerarse: el espaciado de las armaduras, el diámetro de las mismas, el espesor del recubrimiento, la forma del elemento estructural, la cantidad de corrosión y la calidad del hormigón. Una armadura próxima a una esquina tenderá, al corroerse, a producir una grieta en cada cara. Con el tiempo, toda la esquina se desprenderá, con un plano de fractura que pasará por la armadura.

114

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

En una pared, en cambio, el efecto de la presión generada por los productos de corrosión tiende a producir desprendimientos en forma de placas. Las deslaminaciones tienden a ocurrir cuando existen una serie de armaduras relativamente próximas, con espesores normales de recubrimiento, de forma que el camino más fácil para la propagación de las grietas es el plano de las armaduras. Debe tenerse en cuenta, no obstante, que no todos los desprendimientos son debidos a la corrosión de las armaduras. Algunos pueden originarse de la respuesta de la estructura a las cargas a las que queda sometida, otros pueden atribuirse a retracciones del hormigón y a ciclos térmicos. Los agrietamientos debidos a la corrosión de las armaduras discurren paralelos a las mismas. La evaluación de las estructuras dañadas se hace a partir de la sintomatología visible y está sujeta a un factor subjetivo muy importante, requiriendo una gran experiencia de los técnicos encargados de seleccionar entre las distintas opciones la más probable, en función del estado de la estructura. Para definir tal estado puede recurrirse a distintas clasificaciones de daños, algunas tan poco precisas como la siguiente, propuesta para evaluar los tableros de puentes, que clasifica los daños en [7,8]: MENORES: Correspondientes a una corrosión activa pero con todavía poco hormigón en malas condiciones. MODERADOS: Corrosión activa, con importante cantidad de hormigón en malas condiciones. IMPORTANTES: Hormigón en tan malas condiciones que aconseja la sustitución del elemento.

TABLA 5.3. Tipificación de los daños según el ACI.

CÓDIGO

A1

DAÑO

DESCRIPCIÓN

Rotura del horGrietas o fisuras migón superficial o profunda

CAUSAS

Sobrecargas, contracción, corrosión

A2

Red de grietas

Cambio diferenGrietas estrechas cial de volumen y cortas forman- de hormigón superficial e do una red interno

B1

Gel de exudación

Gel viscoso saliendo a través Reacción de los poros del álcali-agregado hormigón

DETALLES QUE DEBEN DARSE EN LA INSPECCIÓN Difracción, ancho, longitud y profundidad Ancho de grietas, tamaño de red y superficie afectada Superficie afectada, cantidad de depósito (láminas, estalactitas)

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

CÓDIGO

DAÑO

DESCRIPCIÓN

CAUSAS

115

DETALLES QUE DEBEN DARSE EN LA INSPECCIÓN Superficie afectada, cantidad de depósito (láminas, estalactitas)

B2

Eflorescencia

Lixiviación de Costra blanca en hidróxidos con o la superficie del sin formación de hormigón carbonatos

B3

Manchas de óxido

Manchas de color marrón-rojizo

B4

Manchas de humedad

Zona superficial Escurrimiento Superficie del hormigón externo o interafectada con indicios de no, condensación humedad

C1

Protuberancia (Pop-Out)

Desarrollo de una presión interLocalización, Daño localizado na local o expanprofundidad superficial sión de partículas de agregado

C2

Hormigón fofo

Superficie afecCorrosión del Sonido hueco al acero o cangreje- tada, grietas asogolpe de martillo ciadas ras

Delaminación

Fragmentado de la superficie del hormigón, lavado de la pasta de cemento

Presión interna por corrosión de Superficie afectada, la armadura, o por fuerza exter- profundidad na aplicada

Intemperismo

Desgaste de la superficie del hormigón, lavado de la pasta de cemento

Acción del medio ambiente Superficie que produce des- afectada, profundidad gaste de la superficie

D2

Nidos de abeja

Vacíos entre los agregados gruesos

Falta de homogeSuperficie afecneidad durante el tada, profundivaciado del dad, intensidad hormigón

E1

Junta de construcción

Demarcación en la superficie del Junta entre dos coladas hormigón, porosa o no

C3

C4

Corrosión de la armadura, del alambre de amarre

Localización, intensidad, posible daño asociado

Localización y posible daño asociado

116

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

CÓDIGO

E2

DAÑO

Junta de dilatación

DESCRIPCIÓN

Línea formada por la unidad de dos planos de hormigón

CAUSAS

Espacio dejado para pequeños movimientos rotatorios

DETALLES QUE DEBEN DARSE EN LA INSPECCIÓN Abertura, obstrucciones y cualquiera asociado a su deterioro

OBSERVACIÓN: Para cualquier daño analizado se deberá evaluar además el grado de deterioro de la armadura si está a la vista, estimando la pérdida de diámetro de las barras y el recubrimiento. En el caso de armaduras salientes de la superficie del hormigón sin daños aparentes en éste, se deberá además cuantificar el número de puntos.

Existen otras clasificaciones de grados de deterioro definidos con mucho mayor detalle, como las propuestas por el CEB [9], o por el ACI [10], reproducida en la Tabla 5.3, pero siempre basadas en la sintomatología visible de deterioros. Durante la evaluación del estado de las estructuras se debe determinar la extensión de los daños observada, si se presentan en forma general por toda la estructura o en zonas locales debido a singularidades del material o de la exposición. Los registros se deben realizar por elementos, indicando para las manchas de óxido su ubicación, extensión y color; para las fisuras y grietas su ubicación, dirección y dimensiones; para los desprendimientos de hormigón su ubicación, dimensiones, profundidad y armadura afectada [11]. Con frecuencia, es la pérdida de capacidad resistente el parámetro en el que se basa la necesidad y urgencia de las reparaciones, para cuyo cálculo se necesitaría conocer la pérdida de sección de las armaduras. Este valor es de complicada determinación práctica y la estimación a partir de otros parámetros, como la velocidad de corrosión, exige un conocimiento detallado de la historia de la estructura, para lograr una fiabilidad aceptable. Las ventajas de poder inspeccionar las estructuras con métodos no destructivos, para obtener información sobre la velocidad de corrosión, son obvias. Hasta ahora el único procedimiento aplicado extensivamente en campo son los mapas de potenciales, que dan una información meramente cualitativa. Pero si no existe un procedimiento que permita precisar cuanto se ha corroído una estructura en ausencia de síntomas visibles, el esfuerzo de grupos de investigación, de diferentes países, persiguiendo la puesta a punto de métodos de medida de la velocidad de corrosión instantánea de las armaduras, que fuesen rápidos y sencillos, para facilitar su aplicación a pie de obra en estructuras reales, ha dado lugar al desarrollo de corrosímetros portátiles [12,13]. La determinación fiable de las velocidades de corrosión in-situ permitiría realizar estimaciones de la vida remanente de las estructuras y efectuar el control de las estructuras viejas ya reparadas, o de las nuevas que se sospeche puedan correr riesgos graves de corrosión, con la finalidad de prevenir los riesgos, aplicando una protección adecuada antes de que se produzcan los daños.

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

117

3. MEDIDA DE LA CORROSIÓN 3.1. Materiales utilizados Salvo que se haga constar lo contrario, en los diversos capítulos de esta obra se llevaron a cabo las determinaciones experimentales en los siguientes medios: 1- Solución saturada de Ca(OH)2, que simula muy aproximadamente la fase acuosa de la red de poros de los morteros de cemento y hormigón. 2- Probetas de mortero de tamaño muy reducido, generalmente de 2x5,5x8 cm, como las esquematizadas en la figura 5.6, fabricadas con una relación de cemento /arena/agua = 1/3/0,5, en las que se embutían dos redondos de acero para armar en posiciones simétricas, que se utilizaban alternativamente como electrodos de trabajo y contraelectrodos, de manera que todos los datos se obtenían al menos por duplicado. Con frecuencia se utilizaba otro electrodo central de grafito, acero inoxidable, o acero para armar, que desempeñaba el papel de contraelectrodo en las medidas. Como referencia se utilizaba habitualmente el electrodo de calomelanos saturado.

Figura 5.6.- Esquema de las pequeñas probetas de mortero con electrodos embebidos en posiciones simétricas para aplicar las técnicas electroquímicas.

3- Losas de mortero de cemento u hormigón de considerable tamaño, para analizar el comportamiento en condiciones similares a las que se establecen en las estructuras reales de hormigón armado. Muchos de los resultados se obtuvieron en losas de 133x133x7 cm (figura 5.7), fabricadas también con relación 1/3/0,5 de cemento/arena/agua, unas sin ningún tipo de aditivos y otras con adiciones de CaCl2, para forzar la corrosión en estado activo. 4- En ocasiones también se realizaron ensayos en la losa esquematizada en la figura 5.8, fabricada en tres etapas, de manera que un tercio de la misma no contenía aditivos, la parte central un 2% Cl- en relación al peso de cemento, añadido como CaCl2, y el último tercio idéntica proporción en cloruros y un 3% de NO2-, en forma

118

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

de NaNO2, para tratar de contrarrestar el efecto agresivo de los cloruros. De esta forma se tenía garantizada la coexistencia de los estados activo y pasivo en “el mismo elemento estructural”.

Figura 5.7.- Losas de mortero de cemento con 13 armaduras, utilizadas en los ensayos. Se fabricaron con relación cemento/arena/agua = 1/3/0,5, una sin adiciones y otra con un 3% de CaCl2.

Figura 5.8.- Losa fabricada con relación cemento/arena/agua = 1/3/0,5 en tres etapas, con una zona sin aditivos, otra con un 2% Cl-, añadido como CaCl2 y otra con 2%Cl-+2% NO2en forma de CaCl2 y NaNO2.

5- Finalmente, se llevaron a cabo medidas del potencial y velocidad de corrosión directamente en campo, sobre estructuras reales, utilizando un corrosímetro desarrollado conjuntamente por el CENIM el IETCC y la empresa GEOCISA [13].

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

119

3.2. Técnicas experimentales 3.2.1. Medida del potencial de las armaduras Desde antiguo se han intentado obtener orientaciones cinéticas cuantitativas de las medidas de potencial, por tratarse de una determinación simple, rápida y que requiere una instrumentación muy sencilla (figura 5.9). El valor del potencial informa, en combinación con el pH del medio, de los posibles estados de la estructura y da incluso una indicación cinética cualitativa, asociando los riesgos graves de corrosión al estado activo y las garantías de durabilidad suficiente al estado pasivo, o a las condiciones de inmunidad de los diagramas potencial-pH.

Figura 5.9.- Simplicísimo dispositivo de medida del potencial de corrosión de las armaduras.

Estos intentos de caracterizar el estado de las armaduras por su potencial están incluso recogidos en normas [14]. Se sugiere que si los potenciales de corrosión son más nobles (menos negativos) que -200 mV frente al electrodo de referencia de Cu/CuSO4, la probabilidad de que las armaduras de la zona inspeccionada se estén corroyendo en estado activo es menor del 10%. Se considera que potenciales situados entre -200 y -350 mV corresponden a comportamientos inciertos, que pueden variar entre el estado pasivo y otros con velocidades de corrosión relativamente altas. Si los potenciales de corrosión son inferiores (más negativos) a -350 mV se estima que la probabilidad de corrosión en estado activo, en el lugar inspeccionado y en el momento de la inspección, es mayor del 90%. Stratfull fué uno de los pioneros en el uso de las medidas de potencial como un medio de control de la corrosión in-situ. La figura 5.10 refleja la experiencia adquirida por dicho investigador al relacionar el potencial y el estado de corrosión de un gran número de puntos [15].

120

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 5.10.- Relación entre la probabilidad de corrosión de las armaduras en estado activo y el potencial de las mismas según Stratfull.

Según nuestra experiencia, la correlación entre potencial y velocidad de corrosión resulta válida, para una estructura determinada, cuando se modifica un sólo factor de corrosión, permaneciendo los otros invariables (figura 5.11) [16]. Pero la correlación entre ambas variables resulta afectada por dispersiones crecientes cuando va aumentando el número de factores de corrosión que cambian de una situación a otra. Así, la figura 5.12 prueba que si se comparan morteros carbonatados y sin carbonatar, con y sin cloruros, con inhibidor y sin él, y para condiciones de humectación diferentes, pueden cometerse errores de apreciación considerables, de hasta un 2600% entre los valores extremos de la línea AB [16].

Figura 5.11.- Relación icorr – Ecorr, al ir modificando la humedad ambiental, para redondos de acero embebidos en probetas carbonatadas y con cloruros como las esquematizadas en la figura 5.6.

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

121

Figura 5.12.- Relación icorr – Ecorr, al ir modificando la humedad ambiental, con el mismo tipo de probetas de la figura anterior, pero para conjuntos de condiciones muy diferentes.

3.2.2. Mapas de potenciales Basándose en la relación entre potencial y probabilidad de corrosión, se ha extendido como método de inspección a pie de obra la determinación del mapa de potenciales de las estructuras, constituidos por un conjunto de líneas equipotenciales. En la figura 5.13 se presenta el mapa de potenciales correspondiente a las partes sin aditivos y con cloruros de la losa de la figura 5.8, en condiciones de humedad muy elevada, realizando las medidas individuales en un entramado cuadricular de 10 cm de lado, y construyendo el gráfico por interpolación numérica en las posiciones intermedias. La técnica se ha aplicado ampliamente a tableros de puentes [17], piscinas, aparcamientos, balcones, depósitos, etc. [18]. Se localizan así sobre la estructura las zonas de potenciales más negativos, con una mayor probabilidad de corrosión, pudiendo realizarse sobre ellas una inspección más detallada que incluya, por ejemplo, determinaciones del contenido en cloruros, de la profundidad de la carbonatación, medidas del espesor del recubrimiento y comprobación de la apariencia de las armaduras. Los potenciales más negativos suelen coincidir con las zonas más húmedas de las estructuras, lo cual no siempre significa que ocurra corrosión en estado activo en tales áreas. Pero las pilas de corrosión entre las áreas activas y pasivas de las armaduras pueden revelarse por gradientes elevados de potencial, entre 100 y 200 mV para 10 cm de distancia [18]. Hay que hacer constar que la severidad del ataque no puede predecirse con facilidad a partir de mapas de potenciales exclusivamente, resultado explicable a la vista de la figura 5.12. Es más, los gradientes muy elevados de potencial son síntoma de un control por resistencia de macropares activopasivo, con pequeña velocidad de corrosión, tales macropares en un ambiente húmedo, necesario para que se produzcan deterioros rápidos, producirían, a causa de la polarización de las áreas pasivas por las activas, una variación suave del potencial de las primeras [19].

122

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 5.13.- Mapas de potenciales de corrosión de las partes sin aditivos y con cloruros de la losa de la figura 5.8. Pueden observarse las líneas equipotenciales que delimitan áreas con poco o mucho riesgo de corrosión en el estado activo.

A pesar de las limitaciones señaladas, los mapas de potenciales se han mostrado muy útiles para reducir el número de inspecciones destructivas, mucho más costosas, pues constituyen una herramienta bastante segura para delimitar las zonas de mayor riesgo en las estructuras, aunque resulten mucho menos fiables para comparar el comportamiento de estructuras diferentes. 3.2.3. Utilización de probetas de resistencia eléctrica Distintos investigadores han recurrido al empleo de probetas de resistencia eléctrica como procedimiento de control de la corrosión en las estructuras de hormigón armado [20,21]. El método consiste en deducir la corrosión total sufrida por la estructura a partir de los cambios de resistencia eléctrica de probetas de pequeña sección, generalmente en forma de láminas o alambres. Las probetas de resistencia se han utilizado frecuentemente para comprobar la eficacia de un sistema de protección catódica, mediante elementos tubulares de acero conectados a las armaduras. Este procedimiento de control puede emplearse en cualquier medio electrolítico, el hormigón entre ellos, con las ventajas de que su interpretación es tan simple que está al alcance de cualquiera y de suministrar medidas prácticamente instantáneas. La desventaja principal reside en su lentitud de respuesta al cambio, siendo preciso que transcurra un tiempo considerable para que se pueda discernir entre medidas sucesivas. 3.2.4. Medida de la resistencia de polarización: en el laboratorio y a pie de obra Hasta hace relativamente pocos años, la investigación de la corrosión en las estructuras de hormigón armado resultaba tremendamente dificultada por la falta de

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

123

acceso directo a las armaduras y por la necesidad de romper las muestras para obtener un sólo dato, pues la evaluación se realizaba exclusivamente por procedimientos visuales o gravimétricos. Con el desarrollo de las técnicas electroquímicas de estudio de la corrosión, a partir del decenio de los 60 [22], se superaron estas dificultades y los avances fueron mucho más rápidos, al disponer de métodos cuantitativos y no destructivos de evaluación de la velocidad de corrosión que, con una sola muestra, permitían seguir la evolución del proceso de corrosión a lo largo del tiempo. La forma general de proceder es imponer al sistema estudiado una señal eléctrica y del análisis de la respuesta obtener la información deseada. La técnica que se desarrolló más rápidamente consiste en determinar la “resistencia de polarización” del sistema, dada por la relación entre la señal que le es impuesta (polarización), generalmente de unos pocos mV y la respuesta en intensidad, Rp = µE/µI. Una vez determinado el valor de Rp, es inmediato el cálculo de la velocidad instantánea de corrosión a partir de la conocida fórmula de Stern [22], que puede referirse a la unidad de superficie y expresarse, por ejemplo, en µA/cm2: Icorr =

babc 2,3 (ba + bc)

(

∆i )= ∆E

B Rp

(1)

La aplicación de estas técnicas en el laboratorio no ofrece dificultad alguna, con múltiples formas de imponer las señales eléctricas, que tratan de recogerse en forma muy simplificada en la figura 5.14, mostrando la respuesta ideal que según la teoría debería obtenerse en la variable conjugada, y las formas usuales de las respuestas obtenidas en los sistemas reales. Pueden aplicarse pequeños escalones de potencial (fila 1ª) o de corriente (fila 2ª); variaciones potenciocinéticas (o intensiocinéticas) a velocidades de barrido de potencial muy diferentes (fila 3ª); polarizaciones mucho más elevadas para el trazado de las curvas de polarización y la determinación de las icorr por el método de intersección (fila 4ª); pulsos galvanostáticos de corta duración (fila 5ª); o señales de corriente alterna en un margen muy amplio de frecuencias para determinar los diagramas de impedancia (fila 6ª). Se llega, sin dificultades reseñables y en muy pocos minutos (si se exceptúan las curvas de polarización y los diagramas de impedancia), a la determinación de velocidades de corrosión, aproximadas pero fiables, en la inmensa mayoría de los sistemas, incluido el sistema acero/hormigón. Sin embargo, al tratar de aplicar las técnicas electroquímicas en campo, a estructuras reales, se complican considerablemente las determinaciones. La fuente principal de inexactitudes reside en que las señales eléctricas se extienden, a partir del contraelectrodo utilizado para imponerlas, una longitud crítica, desconocida en cada caso, atenuándose progresivamente hasta anularse (figura 5.15) [23-26]. Por una parte, las señales eléctricas se reparten de modo no uniforme en el área afectada y, por otra, se desconoce ésta, no pudiendo calcularse la velocidad de corrosión a partir de la fórmula de Stern.

124

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 5.14.- Distintos tipos de perturbciones impuestas a los electrodos y respuestas eléctricas (ideal y real) más comúnmente utilizadas en los estudios de corrosión.

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

125

Figura 5.15.- En elementos estructurales de gran tamaño se produce un campo eléctrico no uniforme que se atenúa progresivamente con la distancia al pequeño contraelectrodo emisor, como se esquematiza en la figura para el caso de una distribución unidireccional.

La posibilidad de recurrir a contraelectrodos del mismo tamaño que las estructuras para conseguir, como en el laboratorio, un reparto uniforme de las señales eléctricas, resulta totalmente impracticable. La consecuencia es que no existían, hasta fechas muy recientes, técnicas no destructivas que permitieran obtener, de modo fiable, información sobre las velocidades de corrosión en grandes estructuras [23-29]. La aplicación directa de la ecuación de Stern se realiza en la práctica por algunos grupos de investigadores, pero en estructuras reales conduce a una Rp aparente, que puede inducir a graves errores, sobre todo en las estructuras pasivas, en las que se pueden estimar icorr muy superiores a las reales, hasta el punto de que resulta confusa la distinción entre estructuras pasivas y estructuras que se corroen en el estado activo.

Figura 5.16.- El sistema acero/hormigón se simula muy aproximadamente por un circuito equivalente en línea de transmisión.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 5.17.- Esquema del anillo de guarda tradicional para confinar las líneas de corriente en un área determinada de la estructura.

El problema se puede afrontar de varios modos, en el CENIM, en colaboración con el IETCC, se ha investigado en varias direcciones: - A través de un circuito equivalente en “línea de transmisión” que reproduce aproximadamente el sistema, ofreciendo la posibilidad de un tratamiento matemático que tenga en cuenta la distribución heterogénea de las señales eléctricas (figura 5.16) [23-26]. - Forzando una distribución uniforme de las líneas de corriente en una pequeña zona de superficie conocida, confinándolas por medio de contraelectrodos auxiliares, como el anillo de guarda (figura 5.17) [13, 22-24]. - Analizando la atenuación de las señales impuestas con la distancia al contraelectrodo emisor, que se produce mucho más rápidamente (en la distancia) en las estructuras activas que en las pasivas, facilitando un camino para llegar al conocimiento de la cinética de corrosión (figura 5.18) [25,26].

Efectos de la corrosión en las estructuras de hormigón armado y medida de la misma

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Figura 5.18.- La atenuación de las señales eléctricas con la distancia es tanto más rápida cuanto mayor es la velocidad de corrosión de las armaduras y puede servir para calcularla.

- Registrando la atenuación de la polarización impuesta por pulsos galvanostáticos de corta duración, que se produce mucho más rápidamente (en el tiempo) en las estructuras activas que en las pasivas, permitiendo la determinación de las velocidades de corrosión de los refuerzos a través de la medida directa de la constante de tiempo del proceso de corrosión, con la enorme ventaja, para los estudios en campo, de no resultar imprescindible el conocimiento previo de la superficie de acero que interviene en las medidas (figura 5.19) [30,31].

Figura 5.19.- La atenuación de la polarización, a raíz de la interrupción de pulsos galvanostáticos de corta duración, es tanto más rápida en el tiempo cuanto mayor es la velocidad de corrosión de las armaduras y puede servir para calcularla.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Basándose en un circuito equivalente con elementos que tienen en cuenta la resistencia a la difusión, y el comportamiento de la doble capa como un condensador no ideal, Birbilis y colaboradores [32-34], desarrollan un método de análisis de la respuesta en potencial a pulsos galvanostáticos de muy corta duración, en el dominio del tiempo, a partir de la expresión de Kohlrausch-Willians-Watt: Φ (t) = exp[-(t/κ)β]

010-6 Acm-1 [1], continuando su propagación mientras se mantenga dicha condición. En las determinaciones experimentales de los potenciales críticos de picado, mediante las técnicas electroquímicas (figura 6.8), se fuerza el fenómeno imponiendo una polarización suficiente para que Xi>10-6 Acm-1, provocando picaduras incluso en superficies aparentemente ideales, exclusivamente con los defectos reticulares de las capas de pasivación. Así, aparecen picaduras en soluciones desaireadas para concentraciones de cloruros insignificantes, 0.0025 N (figura 6.8). Sin embargo, en condiciones naturales de exposición, la ausencia de oxígeno en el medio, o de macrodefectos geométricos, elimina el riesgo de corrosión localizada (figura 6.5 y Tabla 6.1). Se necesitan ambos factores para someter al defecto a una polarización natural equivalente a la que se aplica artificialmente, con el potenciostato, en la determinación de los potenciales críticos. El defecto geométrico genera, con el concurso del oxígeno del medio, una pila de corrosión con la superficie exterior, en la que el defecto actúa como ánodo. Cuanto mayor sea el defecto, mayor será también la diferencia de potencial de las pilas de aireación diferencial, creciendo i simultáneamente con X. Para un determinado “tamaño crítico” del defecto, dependiente de las concentraciones de oxígeno y cloruros en el medio, se conseguirá un producto Xi>10-6 Acm-1. La influencia del tamaño del defecto, sobre la densidad de corriente en su interior, establece una especie de sinergismo entre ambos factores y la probabilidad de aparición de la corrosión por picaduras. Cuanto mayor sea X, más activas serán las pilas de aireación diferencial, más polarizado estará el defecto y mayor será i, disparándose el valor del producto Xi. Considerando las dimensiones de los resquicios de las probetas de la figura 2 y las intensidades de los macropares, medidas con el MRC (figura 6.6), se llega a valo-

Etapas iniciales del proceso de corrosión en el sistema Fe/Ca(OH)2 saturado/cloruros

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res de Xi>10-6 Acm-1 exclusivamente en el caso en que cloruros y oxígeno disuelto coexistan en el medio. Exactamente las únicas condiciones en que también se aprecian signos visibles de corrosión (figura 6.5 y Tabla 6.1). Los resultados experimentales encajan pues en las previsiones cuantitativas del modelo de Galvele. Si sólo parte del defecto actuase como resquicio, por ejemplo la mitad, debería duplicarse la densidad de corriente, para mantener el producto Xi. Bajo determinadas condiciones, deja de ser necesario el concurso del oxígeno, una vez desencadenada la corrosión por picaduras, pues la eliminación del oxígeno del medio no anula la intensidad del macropar (figura 6.7). Este comportamiento confirma y explica la experiencia previa con redondos de acero embebidos en probetas de mortero con adiciones de cloruros [4]. Inicialmente el oxígeno genera la i necesaria para acidificar el defecto, siempre que haya cloruros presentes. Posteriormente, en condiciones especialmente desfavorables, la acidificación puede ser suficientemente intensa para que pierda relevancia el papel del oxígeno, incluso para que deje de ser necesaria su presencia [3,4]. Pero aún en el caso de que la reducción de protones sea la reacción catódica en el interior de las picaduras, puede existir un efecto del oxígeno disuelto sobre la cinética de corrosión. En efecto, la eliminación del oxígeno hará descender el potencial de las áreas externas, reduciendo la polarización a que están sometidas las picaduras y, con ello, la intensidad del macropar, sin que llegue a anularse (figura 6.7). Se ha recurrido a la figura 6.8 para demostrar la desvinculación existente entre los fenómenos naturales de corrosión por picaduras y los provocados. Los potenciales críticos en soluciones aireadas no difieren significativamente de los de la figura 6.8 [5], lo que podría inducir a considerar, erróneamente, que el papel del oxígeno es secundario, cuando los resultados presentes demuestran que es fundamental. Los distintos potenciales críticos de picado, obtenidos por cada procedimiento, son atribuibles al diferente significado físico de los mismos. El máximo de las curvas potencial-tiempo para una densidad de corriente de 10 µA/cm2 (■), y el aumento brusco de la intensidad en los ensayos potenciocinéticos a 0.5 mV/s (●), se deben a la destrucción local de las capas pasivantes, es decir, ambos revelan potenciales de ruptura [6]. Esto explica la aceptable concordancia entre ellos (figura 6.8). Para las concentraciones menores en cloruros, Cl- ≤ 0,01 M, en ocasiones se llega hasta el desprendimiento de oxígeno, a potenciales ≥ 600 mV sin que se ponga de manifiesto el potencial de ruptura. En el raspado se destruyen las capas pasivantes y el potencial crítico que se obtiene, (¡), separa la propagación del defecto de la repasivación del mismo. También el potencial estacionario al que se tiende, tras la ruptura, en los ensayos galvanostáticos, (¨), se considera como un potencial de repasivación [6]. La notable diferencia entre ambos es atribuible a las dimensiones de los defectos, superiores evidentemente en los ensayos galvanostáticos, lo que explica la mayor dificultad para repasivarlos. La comprobada formación de valores de pH en torno a 5 en la parte más profunda de los resquicios visibles de la figura 2, cuando concurrían cloruros y oxígeno en la solución saturada de Ca(OH)2, induce a pensar, dada la similitud del electrólito con la fase acuosa de la red de poros del hormigón, que en la interfase acero/hormi-

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gón tiene lugar un proceso complejo de corrosión que responde al mecanismo esquematizado en la figura 6.9, con la secuencia de etapas siguiente: a) Formación de células de aireación diferencial en los resquicios. b) Enriquecimiento progresivo de los resquicios en Fe2+ y Cl-. c) Disminución del contenido de oxígeno disuelto en los resquicios y progresiva acidificación de los mismos por hidrólisis. d) Iniciación de las picaduras por la rotura de las capas pasivantes en los resquicios. e) Propagación de las picaduras, incluso sin el concurso del oxígeno, con la reducción de protones como semirreacción parcial catódica del proceso de corrosión. f) Con el transcurso del tiempo propagación de la corrosión que se convierte de local en generalizada

Figura 6.9.- Esquema idealizado del mecanismo de corrosión en EHA contaminadas de cloruros y con suficiente aporte de oxígeno.

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5. CONCLUSIONES De cuanto antecede, se infiere que, en el sistema acero/Ca(OH)2/cloruros y, por semejanza, en el hormigón armado contaminado por cloruros, el desencadenamiento de la corrosión por picaduras exige el cumplimiento de los requisitos siguientes: - La existencia de singularidades geométricas en la interfase metal/medio. - La presencia inicial de oxígeno disuelto en la solución saturada de Ca(OH)2, o en la fase acuosa del hormigón, para generar pilas de aireación diferencial en las singularidades geométricas. - La presencia de cloruros en el medio en cantidad suficiente para estabilizar un pH mucho más ácido en el defecto y garantizar la conservación del estado activo en su interior. Es previsible que existan unas dimensiones críticas del defecto, distintas para cada combinación de los otros dos factores, cloruros y oxígeno, en el medio. El carácter poroso y multifásico del hormigón garantiza el cumplimiento de los primeros requisitos en las EHA expuestas en medios naturales, por lo que la atención puede dedicarse exclusivamente a la presencia de cloruros. REFERENCIAS [1] J.R. GALVELE, “Passivity of Metals”. Ed. R.F. Frankental and J. Kruger, The Electrochem. Soc., New Jersey, 1978, p. 285-327. [2] J.R. GALVELE, Corros. Sci., 21 (1981) 551-579. [3] E. OTERO; J.A. GONZÁLEZ; S. FELIU; W. LÓPEZ and C. ANDRADE, 11th Int. Corros. Cong., Florencia, Abril de 1990. Proc., p. 2.459. [4] J.A. GONZÁLEZ; A. MOLINA; E. OTERO and W. LÓPEZ, Mag. Concr. Res., 42 (Marz) (1990) 23-27. [5] W. LÓPEZ, “Influencia de la temperatura y el grado de humectación de los poros en la durabilidad de las estructuras de hormigón armado”. Tesis Doctoral, Univ. Complutense de Madrid, Facultad de Ciencias Químicas, 1992. [6] A. SZLARSKA-SMIALOWSKA and M. JANIK-CZACHOR, Corros. Sci., 11 (1971) 901.

CAPÍTULO VII Corrosión de las armaduras por carbonatación del hormigón

Resumen Es un hecho generalmente aceptado que la carbonatación del hormigón da lugar a la corrosión generalizada de las armaduras sobrepasadas por el frente de carbonatación. En el capítulo presente se pretende ofrecer al lector información cuantitativa sobre los riesgos derivados de la carbonatación, precisando sus efectos sobre la velocidad de corrosión del acero para diferentes condiciones ambientales. Se analizan también las posibilidades de prevenir los riesgos de la carbonatación mediante el empleo de inhibidores de corrosión, concretamente del nitrito sódico. La intensidad del ataque se determina indirectamente a través de técnicas electroquímicas cuantitativas, comparando tales estimaciones con la medida directa por técnicas gravimétricas. Se comparan los comportamientos de electrodos embebidos en morteros carbonatados y sin carbonatar y, en ambos casos: sin aditivos, con un 2% de CaCl2 y con un 3% de NaNO2.

1. INTRODUCCIÓN Recuérdese que el hormigón impone al acero unas condiciones de potencial y pH tales que lo sitúan en la zona de pasividad del diagrama de Pourbaix, con una durabilidad prácticamente ilimitada (Fig. 4.1). Además de esta protección de tipo electroquímico y fundamento termodinámico, el hormigón proporciona a las armaduras una protección adicional de carácter físico, debido a que constituye una eficacísima barrera, siempre que sea de buena calidad, contra la penetración por difusión de los agentes agresivos exteriores hasta la superficie metálica.

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Recuérdese, así mismo, que en la práctica se pueden dar condiciones tales que provoquen el paso de las armaduras del estado pasivo al estado activo y que, en la inmensa mayoría de los casos, tales condiciones derivan: a) de la carbonatación del hormigón; b) de la presencia en el mismo de cloruros libres, de la procedencia que sea (Fig. 4.2). Las estructuras pretensadas y postensadas están expuestas también a una tercera modalidad de ataque: c) la corrosión fisurante bajo tensión, que aparece debido a la conjunción de una elevada tensión mecánica en el acero con un medio agresivo específico. Pero el “medio agresivo específico” es muy probable que exija la neutralización del hormigón, o bien la presencia de iones despasivantes en el mismo, de manera que los requisitos básicos para que se rompa la pasividad de los refuerzos quedarían reducidos a los dos señalados en a) y b). Las armaduras se corroen también por efecto de pilas de aireación diferencial, pilas galvánicas, o por corrientes vagabundas; pero todos estos factores son mucho más peligrosos si coexisten con cloruros o se dan en hormigones carbonatados, pudiendo considerarse como factores acelerantes o condicionantes del ataque, pero no como verdaderas causas del mismo. En hormigones sin carbonatar y sin cloruros las pilas mencionadas provocan diferencias de potencial entre unas zonas y otras de las armaduras, pero las pilas de corrosión en el estado pasivo tienen una actividad muy limitada [1]. En el esquema de la figura 7.1, variación de la figura 4.2, se intenta resumir los requisitos que se precisan para destruir la pasividad de las armaduras del hormigón y provocar una corrosión significativa de las mismas y los factores que, cuando se da al menos uno de los requisitos anteriores, gobiernan la cinética de corrosión. Por lo general, con disponibilidades crecientes de agua y oxígeno se incrementa el ataque, mientras que su ausencia o la presencia de aditivos inhibidores lo reducen [2]. Todos los autores que han estudiado la carbonatación coinciden en afirmar que tiene consecuencias muy desfavorables sobre la durabilidad de las EHA. Sin embargo, las indicaciones cuantitativas son tan escasas que resulta arriesgado realizar previsiones del comportamiento de las armaduras embebidas en hormigón carbonatado. Por esta razón, se pretende demostrar no sólo la capacidad de la carbonatación para destruir las capas pasivantes de las armaduras, sino cuantificar la peligrosidad de la corrosión desencadenada en función de las condiciones ambientales, así como analizar las posibilidades de reducir los riesgos mediante la adición de inhibidores durante el amasado. 1.1. El proceso de carbonatación en atmósferas naturales La carbonatación supone, por un lado, la transformación del hidróxido cálcico de la fase líquida intersticial de morteros y hormigones en carbonato cálcico y, por otro, la incorporación de moléculas del CO2 atmosférico a las fases hidratadas del cemento, para dar lugar a óxidos de Si, Al y Fe, junto a nuevas moléculas de carbonato cálcico:

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Figura 7.1.- Esquema de las posibilidades de corrosión del acero en el hormigón y de los factores que, dada la posibilidad de corrosión, regulan su velocidad.

Ca(OH)2 + CO2 ð CaCO3 + H2O 2SiO2·3CaO·3H2O + 3CO2 ð 2SiO2 + 3CaCO3 + 3H2O Al2O3·3CaO·6H2O + 3CO2 ð 3CaCO3 + 2Al(OH)3 + 3H2O

(1) (2) (3)

El fenómeno de la carbonatación es generalmente lento, a causa del pequeño contenido en CO2 de la atmósfera, del orden del 0,03% en volumen, de forma que en hormigones densos, bien ejecutados, sólo se hace patente después de años o decenios, pero sobre su cinética influye un gran número de factores y puede variar entre límites muy amplios.

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No se pretende realizar aquí un análisis de tales factores ni de sus efectos, que se pueden encontrar descritos en trabajos de otros investigadores. De una comunicación de Venuat se toman las figuras 7.2a, 7.2b y 7.2c, que ilustran el efecto de los factores de mayor incidencia sobre la velocidad de carbonatación, ya sean intrínsecos al hormigón, como su dosificación (Fig. 7.2a), o la relación agua/cemento (Fig. 7.2b), o extrínsecos, como la humedad relativa ambiental (Fig. 7.2c) [3].

Figura 7.2.- Influencia en la cinética de carbonatación de: a) la dosificación del cemento; b) la relación agua cemento; y c) la humedad relativa ambiental que regula la humedad en el hormigón.

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Aparte de las reacciones químicas que conducen a la formación de CaCO3, en la carbonatación hay que contar con un proceso parcial de difusión, esencialmente del CO2 atmosférico a través del hormigón ya carbonatado, que es el que determina la cinética del proceso global. Esto hace que los efectos de los factores ya mencionados, dosificación, relación agua/cemento, HR ambiental, y de otros como la naturaleza del cemento, estructura del hormigón, grado de hidratación del mismo, etc., favorezcan o se opongan la carbonatación según aumenten o restrinjan la porosidad o, en sentido más estricto, la penetrabilidad del hormigón a los agentes atmosféricos. Un exceso de agua en los poros del hormigón retrasa extraordinariamente la carbonatación pues, al saturarse con mínimas cantidades de CO2, dificulta su acceso hasta el material no carbonatado. No obstante resulta imprescindible un contenido mínimo de agua, como testimonia la figura 2c, para que el fenómeno tenga lugar, pues aunque las fases hidratadas del cemento (silicatos, aluminatos y ferritos) se carbonatan topoquímicamente, no ocurre lo mismo con el Ca(OH)2 libre, que es necesario que se disuelva previamente. Como se deduce de cuanto antecede, influyen sobre la carbonatación múltiples factores y se comprende que no se pueda captar en una ecuación cinética sencilla el efecto de todos ellos. Aproximadamente, después de un tiempo corto, y durante muchos años, el avance del frente de carbonatación es proporcional a la raíz cuadrada del tiempo: — xc = kc √ t

(4)

Siendo xc la profundidad de la capa carbonatada en mm; kc la constante de la carbonatación en mm/año0,5, y t el tiempo en años. Los datos de la figura 7.2a se ajustan, aproximadamente, a la ley parabólica de crecimiento expresada por la ecuación anterior. Es importante hacer constar que actuando sobre las características del hormigón, el grado de compactación y la relación agua/cemento sobre todo, es posible fabricar un hormigón prácticamente no carbonatable, según muestra la experiencia. Valores de kc entre 2 y 6 mm/año0,5 pueden corresponder a hormigones muy compactos y con contenidos en cemento superiores a 350 kg/m3; valores entre 6 y 9 indican hormigones de compacidad media; valores superiores a 9 corresponden a hormigones porosos de baja calidad, con contenidos en cemento inferiores a 250 kg/m3 y elevada relación agua/cemento [4,5]. 2. MATERIALES ENSAYADOS Y MÉTODOS DE ENSAYO La mayoría de los ensayos se realizaron, como de costumbre, con un cemento Portland P-350, con el que se fabricaron las pequeñas probetas de mortero de 2x5,5x8 cm ya descritas anteriormente (Fig. 5.6), con una relación cemento /arena/agua = 1/3/0,5, en las que se introducían dos redondos de acero para pretensado. Se analizaba el comportamiento de estos electrodos durante el proceso de carbonatación del mortero y posteriormente, controlando la evolución con el tiempo de su Ecorr e icorr, estimada ésta a partir de medidas de resistencia de polarización

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(Rp=∆I/∆E; icorr=B/Rp). Como valores de la constante B se utilizaron 52 ó 26 mV, dependiendo de que los electrodos permaneciesen en el estado pasivo o se encontraran ya en el estado activo. También se sometieron a ensayo unas pocas probetas de 7x8x9 cm, preparadas con diferentes relaciones cemento/arena, para comprobar hasta que punto las características del mortero u hormigón podían influir en el proceso de carbonatación. Se utilizaron electrodos de acero de 6 mm de diámetro, con los que se fabricaron probetas de mortero sin aditivos, con adiciones despasivantes (2% CaCl2), e inhibidoras (3% NaNO2). Dado que la carbonatación en el aire es un proceso muy lento, para acelerarlo se expusieron las probetas a una atmósfera de CO2 en pequeños recintos cerrados, en los que se imponía una HR=50% mediante una solución de ácido sulfúrico de concentración adecuada tal como se esquematiza en la figura 7.3 [6]. Inicialmente se hacía circular una corriente de CO2, luego se cargaba el globo de goma con CO2, que se consumía cada vez más lentamente, según iban reaccionando las sustancias carbonatables; cuando permanecía lleno de CO2 después de 24 horas se daba por terminada la carbonatación. Considerando el contenido de CO2 usual en la atmósfera, esta forma de proceder debe proporcionar velocidades iniciales de carbonatación unas 3000 veces mayores que las usuales en el aire.

Figura 7.3.- Esquema del dispositivo utilizado para la carbonatación acelerada de las probetas de mortero y montaje para realizar las medidas de Rp.

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La comprobación de la profundidad del frente de carbonatación resultaba sencilla rompiendo probetas testigo y humedeciendo la superficie de fractura con solución alcohólica de fenolftaleina, apareciendo incolora la capa carbonatada y rosa la que conservaba el pH original, como puede apreciarse en la figura 7.4 [5].

Figura 7.4.- Determinación de la profundidad de carbonatación con solución alcohólica de fenolftaleina al 1%.

3. RESULTADOS EXPERIMENTALES En la atmósfera de CO2, y con probetas de 2x5,5x8 cm, la penetración de dicho gas hasta las armaduras es muy rápida, siendo detectables sus efectos en el potencial y la velocidad de corrosión ya a los 10 minutos de iniciados los ensayos, como de desprende de la observación de la figura 7.5 [2]. En probetas recién fabricadas, de morteros sin aditivos o con adiciones de cloruros, pero con los electrodos todavía pasivos, la carbonatación se manifiesta por un gran desplazamiento del Ecorr hacia valores más negativos y por una cinética de corrosión mucho más rápida, multiplicándose las icorr por factores en torno a 100, según prueba la figura 7.5. En cambio, las probetas con adiciones de nitrito exhiben un comportamiento muy distinto al descrito, pues el Ecorr manifiesta un desplazamiento en dirección contraria, hacia potenciales más nobles, si bien mucho menos acentuado. La corrosión, como ocurre en los morteros sin aditivos o con cloruros, también se acelera, pero en una proporción mucho menor que en ellos.

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Figura 7.5.- Efectos de la carbonatación en la velocidad de corrosión y el Ecorr del acero en morteros de cemento sin aditivos y con adiciones de cloruros o inhibidores.

La rapidez de la carbonatación es tan grande en atmósfera de CO2 que se produce incluso un apreciable calentamiento de la probeta, como pone de manifiesto la figura 7.6 [2] que refleja también las variaciones que ocurren simultáneamente en el Ecorr y la icorr de las armaduras.

Figura 7.6.- Efecto de la carbonatación en la velocidad de corrosión y el Ecorr del acero en un mortero con relación cemento/arena = 1/1. La reacción es tan intensa inicialmente que produce un sensible aumento de la temperatura del mortero.

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Figura 7.7.- Aspecto de fracturas recientes de mortero con el ensayo de la fenolfataleina: a) Mortero de relación c/a =1/4 después de 1 h de carbonatación en atmósfera de CO2; b) mortero de relación c/a = 1/1 después de 5 h de carbonatación.

Con objeto de comprobar si la porosidad del mortero tenía un efecto tan acusado en las atmósferas enriquecidas en CO2 como en las naturales sobre la cinética de la carbonatación, se recurrió a carbonatar probetas, de 7x8x9 cm, con relaciones de cemento/arena de 1/1 y 1/4 en las que se introducían dos redondos de acero, uno en posición central y otro en situación periférica, según indican los esquemas de la figura 7.7 [2]. Con el mortero poroso, el CO2 alcanza el centro de la probeta en menos de 1 h, como revelan los cambios exhibidos por el Ecorr y la icorr. Sucede como si se carbonatara la superficie de los macroporos, penetrando el CO2 por ellos sin dificultad hasta el electrodo interno, dejando parte del cemento sin carbonatar, pues al romper las probetas y rociarlas con disolución de fenolftaleina aparecen innumerables puntos rojos sobre el fondo blanco, tal como se trata de reproducir en la figura 7.7a. Con el mortero más denso (relación cemento/arena = 1/1), la carbonatación presenta un frente de avance continuo, que penetra 1 cm, aproximadamente, en 5 h de carbonatación acelerada (Fig. 7.7b). La figura 7.8 [2], que se extiende a un periodo de tiempo más largo que el de la figura 7.5, suficiente para que se haya completado la carbonatación, permite comprobar que: a) En morteros con iones despasivantes o sin aditivos la carbonatación dispara la velocidad de corrosión, que se hace en principio unas 100 veces mayor, evolucionando luego en la atmósfera seca de la cámara de carbonatación (HR = 50%), hacia

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valores mucho menores, aproximándose los comportamientos de los morteros con y sin aditivos. b) En morteros con iones despasivantes o sin aditivos el Ecorr salta con la carbonatación hacia valores muy negativos y, tras pasar por un mínimo, evolucionan paulatinamente en dirección contraria, por efecto de la desecación progresiva, llegando a alcanzar incluso, en ausencia de aditivos, valores más nobles que los iniciales. c) Con un 3 % de NaNO2 la carbonatación desplaza el Ecorr en sentido contrario y las icorr apenas se modifican durante el proceso. d) La captación de CO2 por las sustancias carbonatables supone un aumento de masa que, como demuestra la figura 8c, es muy rápido inicialmente, ocurriendo el 50% del mismo durante la primera hora del ensayo. La carbonatación prosigue durante varios días, a velocidad continuamente decreciente, pero es suficiente la carbonatación parcial inicial para romper la pasividad de las armaduras y provocar velocidades de corrosión altamente peligrosas.

Figura 7.8.- Evolución de icorr y Ecorr de electrodos de acero embebidos en mortero, durante la carbonatación en atmósfera de CO2 y HR=50%. El gráfico inferior reproduce el aumento de masa de la probeta de mortero.

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La figura 7.9 analiza las respuestas de los refuerzos de acero en mortero sin aditivos durante la carbonatación en atmósfera del 50% de HR; durante su permanencia posterior en dichas condiciones ambientales por espacio de muchos días; con el traslado posterior a un recinto cerrado con humedad relativa cercana a la de saturación; al pasar las probetas a condiciones de inmersión parcial y, finalmente, al retornar a la atmósfera seca de HR=50% [7]. Quiere destacarse que entre las velocidades mínimas y máximas de corrosión en el mortero carbonatado existen, aproximadamente, dos órdenes de magnitud de diferencia, y que los Ecorr cambian muchos centenares de mV con el grado de humedad de la red de poros del mortero u hormigón.

Figura 7.9.- Efecto de la carbonatación y HR ambiental sobre icorr y Ecorr de electrodos de acero embebidos en mortero de cemento sin aditivos.

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La carbonatación da lugar a un considerable aumento de la icorr y a una caída simultánea del Ecorr hacia valores más negativos (activos), efectos tanto más intensos cuanto mayor es la humedad del mortero. Por el contrario, en las probetas de control (no carbonatadas), los valores de la icorr y el Ecorr resultan mucho menos afectados por el contenido en humedad de los poros del mortero, concentrándose casi todos los valores en las zonas rayadas de la figura 7.9. La figura 7.10 ofrece una panorámica general del efecto de la carbonatación, los aditivos despasivantes e inhibidores, y las condiciones ambientales sobre la cinética de corrosión de las armaduras de acero. Los cloruros y/o la carbonatación son factores necesarios para que se alcancen icorr elevadas, pues en su ausencia el contenido de agua de la red de poros del mortero apenas tiene repercusión sobre la velocidad de corrosión, pasando a desempeñar, en cambio, un papel fundamental en morteros carbonatados o con adiciones de cloruros. Los datos de la figura se obtuvieron una vez alcanzada una respuesta estacionaria, después de un periodo suficiente de permanencia de las probetas en las mismas condiciones experimentales [7].

INTENSIDAD DE CORROSIÓN (µA/cm 2 )

ATMÓSFERA DE HR ? 50 %

ATMÓSFERA DE HR ? 100 %

PROBETAS PARCIALMENTE SUMERGIDAS CARBONATADO

101

CARBONATADO

SIN CARBONATAR SIN CARBONATAR

100 CARBO- SIN CARNATADO BONATAR

10 -1

10 -2 MORTERO SIN ADITIVOS MORTERO CON UN 2% CaCl 2 MORTERO CON UN 3% NaNO3

Figura 7.10.- Efecto de la carbonatación, el tipo de aditivos y las condiciones de exposición sobre la velocidad de corrosión de las armaduras de acero.

Resumiendo, puede afirmarse que la carbonatación (o los cloruros) no perjudican la estabilidad de las armaduras en hormigones muy secos. Sin embargo, en el caso de ambientes húmedos o en estructuras sumergidas es muy alto el riesgo asociado a la corrosión de las EHA carbonatadas. Dado que las señales eléctricas impuestas en las determinaciones electroquímicas son tan minúsculas y de tan corta duración que no alteran las armaduras, se siguió el proceso de corrosión desde su iniciación a su término con los mismos elec-

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trodos. Las icorr determinadas permiten una estimación indirecta de la cuantía de la corrosión a través de la ley de Faraday, que se contrasta en la figura 7.11 con la medida directa del ataque, obtenida por pesada de los mismos electrodos inicialmente y al término de la investigación [7]. Puede comprobarse una aceptable concordancia entre ambos procedimientos.

Figura 7.11.- Relación entre la corrosión determinada gravimétricamente y la estimada electroquímicamente por medida de Rp: Valores de la constante B de la fórmula de Stern: B= ❍,r r, p); B=0,026 V (n n,¨ ¨,l l). 0,052 V (❍

4. DISCUSIÓN Que la carbonatación y los cloruros son las causas fundamentales del deterioro prematuro por corrosión de las EHA (Fig. 7.1) es un hecho reconocido desde hace muchos años [8]. Pero la cuantificación del riesgo, con la demostración que en ambientes suficientemente húmedos la carbonatación puede acelerar la velocidad de corrosión por factores de 10-102 (Figs. 7.5, 7.6, 7.8-7.12) es un avance más reciente, hecho posible por la gran sensibilidad y versatilidad de las técnicas electroquímicas que, sorprendentemente, pueden aplicarse a materiales de aspecto y consistencia pétrea como el hormigón armado, reproduciendo las condiciones de servicio reales. La gran influencia de la calidad del hormigón (Figs. 7.2a y 7.2b) y de la HR ambiental (Fig. 7.2c) en la rapidez de la carbonatación, son también características conocidas y aceptadas por todos los estudiosos de la durabilidad de las EHA. La figura 7.7, que refleja una penetración muchísimo más rápida de la carbonatación, en atmósfera de CO2, en mortero de relación c/a=1/4 que en otro mucho menos poro-

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so con relación c/a=1/1, ayuda a comprender que el frente de carbonatación penetre varios cm en pocos años en hormigones de mala calidad, y que se puedan fabricar hormigones prácticamente incarbonatables cuidado su dosificación y compactación. La determinación de la profundidad carbonatada es clara y rápida con la prueba de la fenolftaleina (Fig. 7.4), si se cuenta con la instrumentación adecuada para la toma de muestras. En atmósfera de CO2 (Fig. 7.3) la penetración del agente carbonatante es tán rápida que llega a nivel de las armaduras, vía macroporos, provocando la despasivación de las mismas en pocos minutos (Figs. 7.5 y 7.6), sin necesidad de carbonatar todo el material, pues al moler el mortero de la figura 7.7a, se obtienen extractos acuosos de pH>12, al liberar el CaO de capas interiores no carbonatadas. Es posible que en la atmósfera natural, con contenidos en CO2 miles de veces inferiores, se consuma todo el CO2 según va penetrando desde la atmósfera y se obtenga un frente de carbonatación contínuo, como el indicado en el esquema de la figura 7.7b. 4.1. Mecanismo de la corrosión en el mortero carbonatado Aunque en el proceso de carbonatación se produce un considerable cambio en el pH del medio y la liberación de moléculas de agua (Reacciones 1-3), tales cambios difícilmente pueden explicar el desplazamiento de los Ecorr centenares de mV en dirección negativa y la aceleración del ataque por factores en torno a 100 (Figs. 7.5, 7.6, 7.8-7.11). En apoyo de esta forma de pensar puede aducirse: 1 - Que los saltos de potencial no se deben exclusivamente al cambio de pH impuesto por la carbonatación, pues al acidificarse el medio, de acuerdo con la fórmula de Nernst: E = E0 + 0,59 log aH+

(5)

cabría esperar un aumento de 59 mV por cada unidad de disminución del pH, es decir un aumento de 250-300 mV (cambio de pH≈13 a pH≈8-9), en lugar del abrupto descenso de 400-500 mV que a veces se produce (Figs. 7.5 y 7.6). 2 - Que tampoco se deben al agua liberada en las reacciones de carbonatación, pues los cambios en la oferta de electrólito, que efectivamente da lugar a descensos notables del Ecorr en los morteros carbonatados (Fig. 7.9), apenas lo modifica en los que permanecen sin carbonatar, como prueba la misma figura 7.9 (zona rayada). Es más, el agua liberada en el proceso no hace disminuir el Ecorr en el caso de los morteros con adiciones de nitritos, sino que produce pequeños desplazamientos en sentido contrario (Fig. 7.5). 3 - Todo parece indicar que el descenso de potencial se origina al destruirse la película pasivante, lo que justificaría también el tremendo salto en la cinética de corrosión. Luego, si el ambiente se vuelve suficientemente seco, se pueden recuperar los valores iniciales de Ecorr e icorr (Figs. 7.6 y 7.9). Teniendo en cuenta que la carbonatación acelerada se verifica en atmósfera seca, del 50% de HR, es cuestión de esperar el tiempo suficiente para que se produzcan las modificaciones acabadas de mencionar (Fig. 7.9).

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Las figuras 7.5, 7.8 y 7.10 ponen de manifiesto que las adiciones de NaNO2 son capaces de contrarrestar los efectos desfavorables de la carbonatación, manteniendo el estado pasivo, propiedad ésta mucho menos estudiada que el efecto protector de estos inhibidores en el caso de los hormigones contaminados con cloruros [9,10]. En el diagrama de Evans de la figura 7.12 se intenta esquematizar el conjunto de cambios producidos por la carbonatación. En hormigones o morteros sin aditivos y sin carbonatar el punto figurativo del sistema sería tal como el A, situado en la intersección de la rama catódica 1 con la anódica 1 representativa del estado pasivo. Teniendo en cuenta que la carbonatación implica la despasivación y 4-6 unidades de descenso del pH, la rama catódica se desplazaría paralelamente hacia potenciales más nobles, mientras que la anódica perdería la forma característica de los sistemas pasivos. Resultarían las ramas anódica y catódica designadas con el número 2, que dan lugar a un punto figurativo del sistema tal como el B, con un potencial mucho más negativo y una icorr muchísimo mayor que la correspondiente al estado pasivo. La adición de nitritos, al conservar el estado pasivo, darían lugar a un punto figurativo del sistema tal como el D, por intersección con la rama catódica correspondiente al mortero u hormigón carbonatado, con una icorr parecida a iA y un Ecorr que puede ser sensiblemente más noble que EA (véase la figura 7.5, por ejemplo). Al incrementarse la humedad del mortero carbonatado descenderá aún más el potencial, incrementándose algo la velocidad de corrosión, pasando el punto figurativo de B a C, por ejemplo.

Figura 7.12.- Diagrama de Evans para la corrosión de las armaduras embebidas en mortero. A y B, puntos figurativos del sistema antes y después de la carbonatación, respectivamente. D, punto figurativo del sistema en un mortero carbonatado con adiciones de nitritos.

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4.2. Control por resistencia de la velocidad de corrosión Los resultados indican que es la semirreacción anódica la que establece la cinética de corrosión, que depende esencialmente de que se conserve o destruya la integridad de las películas pasivantes. Cuando la carbonatación o los cloruros fuerzan la transición del estado pasivo al activo, es la resistividad del mortero u hormigón la variable que establece un límite a la velocidad de corrosión, como demuestran los resultados de la figura 7.13, en la que se han representado las icorr frente a la resistencia (en unidades relativas) compensada por el potenciostato entre los electrodos de trabajo y referencia. Los resultados corresponden a los 100 días de permanencia en las condiciones de HR especificadas en la figura.

Figura 7.13.- Variación de la icorr en función de la caída óhmica (relativa) compensada por el potenciostato. Los símbolos ennegrecidos corresponden a morteros carbonatados y los números a la HR de la atmósfera en la que se mantienen las probetas.

Resulta evidente que la resistencia compensada, proporcional a la resistividad del mortero, establece un límite a la icorr, y como la HR del ambiente (la humedad del mortero) condiciona la resistividad, impone indirectamente la icorr en el estado activo. La icorr resulta inversamente proporcional a la resistividad del mortero u hormigón en coordenadas logarítmicas (Fig. 4.11, por ejemplo). Este comportamiento explica el inesperado efecto inhibidor de la corrosión como consecuencia de la carbonatación en los morteros de cemento de aluminato cálcico con un 2% de contenido en iones cloruros [11]. Los cloruros desencadenan la corrosión en estado activo convirtiéndose la resistividad en factor controlante de la cinética. Bajo este conjunto de condiciones, debido a que la carbonatación disminuye la porosidad y aumenta significativamente la resistividad, su efecto se traduce en la sorprendente disminución de las velocidades de corrosión.

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En ausencia de factores desencadenantes (¡), o cuando el nitrito contrarresta su acción (r, p), la capa de pasivación protege al acero, resultando icorr muy inferiores al límite permitido por la resistividad, límite que guarda una proporcionalidad inversa, en coordenadas logarítmicas, con dicha variable (Fig. 7.13). En morteros carbonatados, o con adiciones de cloruros los resultados se sitúan sobre la línea que marca el límite permitido. Para materiales muy secos (resistividades muy altas) las icorr de los estados activo y pasivo pueden llegar a confundirse. Comportamientos similares han sido descritos ya anteriormente, si bien forzados por los cloruros en lugar de por la carbonatación (Fig. 4.11). 5. CONCLUSIONES - La carbonatación destruye la pasividad de las armaduras, lo que se traduce en Ecorr muy negativos e icorr muy altas, siempre que el mortero u hormigón mantenga una humedad elevada. - La resistividad controla la cinética de corrosión de las armaduras en los morteros u hormigones carbonatados. - La adición de nitritos en el amasado es un procedimiento eficaz para preservar el estado pasivo en los morteros u hormigones carbonatados. REFERENCIAS [1] J.A. GONZÁLEZ; E. OTERO; S. FELIU and W. LÓPEZ, “Initial steps of corrosion in the steel/Ca(OH)2+Cl- system: The role of heterogeneities on the steel surface and oxygen supply”, Cem. Concr. Res., 23 (1993) 33. [2] J.A. GONZÁLEZ y C. ANDRADE, “Relaciones cuantitativas entre la carbonatación del hormigón y la corrosión de las armaduras”, Rev. Iberoam. Corros. Prot., 11 (1) (1980) 15. [3] M. VENUAT, Rencontres CEFRACOR 77. ITBTP-CATED. Paris, 25-26 Oct. 1977. [4] M.A SANJUÁN y P. CASTRO, “Corrosión en estructuras de hormigón armado”, (IMCYC) Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto. México, D.F., 1998. Cap. VIII, pp. 75-92. [5] A. COBO, “Corrosión de armaduras en las estructuras de hormigón armado: Causas y procedimientos de reahabilitación”. Ed. Fundación Escuela de la Edificación, Madrid, 2001. Cap. 1, pp. 1-56. [6] J.A. GONZÁLEZ, “Control de la corrosión. Estudio y medida por técnicas electroquímicas”. Ed. CSIC, Madrid, 1889. Cap. 12, pp. 323-365. [7] J.A. GONZÁLEZ; S. ALGABA and C. ANDRADE, “Corrosion of reinforcing Bars in carbonated Concrete”, Br. Corros. J., 15 (3) (1980) 135. [8] RILEM (12-CRC Committee), Mater. Constr., 9 (1976) 187. [9] N.S. BERKE and T.G. WEIL, “World wide review of corrosion inhibithors in concrete”, in “Advances in Concrete Technology”, Ed. V.M. Malhotra. Ottawa, Canada CANMET 1992, p. 899.

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[10] E. RAMÍREZ; E. OTERO and J.A. GONZÁLEZ, “Determination of critical inhibition threshold in Fe-Ca(OH)2-Cl—NO2- system”, Br. Corros. J., 28 (2) (1993) 121. [11] L.G. ANDIÓN, P. GARCÉS; F. CASES, C.G. ANDREU and J.L. VÁZQUEZ, “Metallic corrosion of steel embedded in calcium aluminate cement mortars”, Cem. Concr. Res., 31 (2001) 1263.

CAPÍTULO VIII Algunas consideraciones sobre el efecto de los iones cloruro en la corrosión del acero de refuerzo de las estructuras de hormigón armado Resumen Se analiza el papel de los cloruros en el desencadenamiento de la corrosión en el sistema acero/hormigón, su mecanismo de actuación, el umbral crítico de concentraciones por encima del cual el riesgo de corrosión de las armaduras en estado activo es muy elevado, las velocidades de corrosión a que dan lugar en las más diversas circunstancias, y las consecuencias que se derivan en cada caso para la durabilidad de las estructuras de hormigón armado.

1. INTRODUCCIÓN Ya se hizo constar en los capítulos anteriores que los refuerzos de acero de las estructuras de hormigón armado (EHA) se encuentran en el estado pasivo, protegidos contra la corrosión [1,2]. Esta protección, conferida por una capa pasivante que se forma en la interfase acero/hormigón, autorregenerable, de muy pequeño espesor, en torno a 10 nm [3], es esencialmente de naturaleza electroquímica. Su formación y estabilidad está garantizada por la elevada alcalinidad del hormigón, usualmente en la región de pH 1314 y por la existencia de un potencial electroquímico apropiado [4].

En ausencia de graves errores en el proceso de fabricación, la pérdida de la pasividad natural de las armaduras del hormigón se debe, la inmensa mayoría de las veces, a los factores desecadenantes siguientes: a la presencia de iones despasivantes, esencialmente cloruros, en cantidad suficiente para destruir localmente las capas pasivantes; o al descenso del pH del hormigón, por efecto del CO2 atmosférico, hasta penetrar en la zona de corrosión de los diagramas potencial-pH [5] (Figuras 4.1 y 4.2).

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El recubrimiento de hormigón, aparte de imponer las condiciones termodinámicas necesarias para la autogeneración de la capa pasivante, representa una barrera física que se opone a la penetración de los agentes agresivos a través de su red de poros. Cuanto menos permeable sea el hormigón y mayor el espesor del recubrimiento, mayor será el periodo de tiempo transcurrido hasta la iniciación de la corrosión y mayor, también, la vida útil de las estructuras de hormigón armado [6]. Las características físicas del hormigón como aislante están relacionadas con la estructura de la red de poros, que se genera por el exceso de agua que es necesario utilizar en el amasado para hacer suficientemente trabajable el material. La porosidad total del hormigón está constituida tanto por los poros cerrados u ocluidos como por una red de poros interconectados. Los tamaños de los poros oscilan entre pocos Å y unos 100 Å en los llamados poros de gel, y alcanzan el orden del mm en los poros de aire o grandes poros, pasando por los poros capilares comprendidos entre 100 y 105 Å. Todos los que están comunicados entre sí están relacionados con el concepto de permeabilidad o penetrabilidad, que es la característica fundamental que va a controlar la llegada de los agentes agresivos hasta la armadura. La permeabilidad a una determinada sustancia no depende sólo del tamaño y número de poros, como en el caso de los materiales porosos inertes, sino que influyen en ella también fenómenos de adsorción, las reacciones químicas que se pueden producir, el necesario equilibrio de cargas eléctricas, etc [7]. Todo ello hace que algunos autores consideren que el hormigón se comporta como una membrana semipermeable [8,9]. 1.1. El papel de los cloruros como destructores de la pasividad De los factores desencadenantes de la corrosión en las EHA se va a considerar exclusivamente, en este capítulo, el papel desempeñado por los cloruros. Es muy conocida la capacidad de estos iones para destruir localmente las películas pasivantes de metales y aleaciones que, en su ausencia, exhiben una pasividad perfecta frente a muchos medios naturales. También en el hormigón la corrosión por picaduras de las armaduras se debe esencialmente a la presencia de estos iones, que pueden provenir del agua de amasado, de las impurezas de otros constituyentes del hormigón, de aditivos que se empleen como acelerantes del fraguado (aunque este error es muy infrecuente actualmente), de las sales de deshielo que se esparcen sobre el hormigón en áreas geográficas frías, o de los existentes en el medio en que está ubicada la estructura. La solución que ocupa la red de poros del hormigón, como consecuencia del agua de amasado no ligada químicamente o de la que penetra a través de los poros en medios ambientes con suficiente humedad, se admite que inicialmente consiste, esencialmente, en hidróxido cálcico saturado [10,11]. Durante el curado desaparece prácticamente el ion Ca2+, pasando la solución a estar constituida casi completamente por NaOH y KOH [7,12,13]. Por esta razón, una parte considerable de las investigaciones encaminadas a predecir el comportamiento de las armaduras en el hormigón, cuando está expuesto a la acción de sustancias agresivas, como los cloruros, se han realizado en este tipo de soluciones.

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2. MATERIALES Y MÉTODOS Se ha aprovechado la experiencia de muchos años en esta línea de investigación para seleccionar una serie de resultados de trabajos previos, la gran mayoría de ellos obtenidos por los propios autores, como apoyo experimental para describir el efecto de los cloruros sobre la corrosión del acero en el hormigón. La mayoría de dichos resultados se han obtenido en el laboratorio con probetas de mortero de 2x5, 5x8 cm, como las esquematizadas en la figura 5.6, con dos redondos de acero para armar embebidos en posiciones simétricas. Con ellas se ha estudiado el efecto de los factores de corrosión dependientes del propio hormigón, de la armadura y del medio ambiente [14-23]. Los ensayos en solución saturada de Ca(OH)2 se llevaron a cabo con el tipo de célula esquematizada en la figura 6.2 [16,17]. Se utilizaba una lámina de acero de 20 mm de ancho y 0,25 mm de espesor, curvada en un extremo para formar un resquicio de espesor variable, con la ayuda de un cubreobjetos de vidrio fijado mediante un clip de plástico. Se reproducen así las heterogeneidades propias de un material multifásico como el hormigón armado, manteniendo la ventaja de la observación visual de las superficies ocluidas. Simultáneamente se exponían láminas planas en la misma solución, para disponer separadamente de áreas anódicas y catódicas, es decir, con suministro amortiguado y normal de oxígeno disuelto. El estado activo o pasivo del acero, así como la cinética de corrosión, se controlaron periódicamente siguiendo la evolución del potencial de corrosión (Ecorr) y de la resistencia de polarización (Rp) con el tiempo. Esta información sistemática se complementó, ocasionalmente, imponiendo una densidad anódica de corriente constante a los electrodos embebidos en las probetas de mortero, hasta provocar el agrietamiento de éste, y con determinaciones de los potenciales de ruptura (Er) a través de diferentes métodos [14,15], así como de las intensidades galvánicas, mediante un microamperímetro de resistencia cero (MRC), al cortocircuitar las probetas con y sin resquicio de la figura 6.2. Se utilizaron soluciones y morteros sin cloruros y con diversas adiciones de estos iones. En ocasiones se adicionaron, como inhibidores de la corrosión, iones nitrito junto con los cloruros, para compensar el efecto desfavorable de estos últimos. Las concentraciones se expresan siempre como % de Cl- o NO2- en la solución, o como porcentaje con respecto al peso de cemento en los morteros. El Cl- se añadió como NaCl en los ensayos en solución y como CaCl2 cuando se utilizaron probetas de mortero, y el nitrito se añadió siempre en forma de NaNO2. 3. RESULTADOS EXPERIMENTALES 3.1. Ensayos en soluciones saturadas de Ca(OH)2 Las Tablas 8.1 y 8.2 recogen las condiciones de concentración de Cl- y de aireación en que aparecen signos de corrosión en soluciones saturadas de Ca(OH)2, con el tipo de probeta de la figura 6.2a, mientras que la figura 8.1 muestra el aspecto de las probetas con resquicio al final de los 28 días de ensayo en la solu-

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ción saturada de Ca(OH)2 con contenidos en iones Cl- que variaban de 0,001N a 1N. La solución del interior del resquicio mostraba un pH en torno a 5 cuando aparecían síntomas de corrosión, permaneciendo entre 12 y 13 en el seno de la solución [16,17].

TABLA 8.1. Primeros síntomas de corrosión en probetas de resquicio variable sumergidas en una solución saturada de Ca(OH)2 con diferentes concentraciones de iones Cl-. Duración de los ensayos 28 días. CONCENTRACIÓN [Cl-] M 0,000 0,001 0,005 0,010 0,125 0,250 0,500 1,000

PROBETA CON RESQUICIO VARIABLE 28 días sin signos visibles de corrosión 28 días sin signos visibles de corrosión 72 horas: aparece corrosión en el resquicio 24 horas: aparece corrosión en el resquicio 4 horas: aparece corrosión en el resquicio 4 horas: aparece corrosión en el resquicio 4 horas: aparece corrosión en el resquicio 4 horas: aparece corrosión en el resquicio

TABLA 8.2. Aspecto de las probetas de resquicio variable sumergidas en una solución saturada de Ca(OH)2, desaireada con N2 y con diferentes concentraciones de iones Cl-, a los 28 días de exposición. CONCENTRACIÓN [Cl-] M 0,125 0,250 0,500 1,000

PROBETA CON RESQUICIO VARIABLE No hay signos visibles de corrosión en la probeta No hay signos visibles de corrosión en la probeta No hay signos visibles de corrosión en la probeta No hay signos visibles de corrosión en la probeta

La figura 8.2 muestra aspectos cuantitativos del mismo proceso de corrosión puesto de manifiesto cualitativamente en la figura anterior; reproduciendo las intensidades galvánicas del macropar constituido por las partes con y sin resquicio de células como la de la figura 6.2 unidas a través del MRC, a la hora y a las 24 h de inmersión en soluciones saturadas de Ca(OH)2 con distintos contenidos en Cl-; unas veces con la concentración normal de oxígeno disuelto, otras desaireadas con nitrógeno.

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Figura 8.1.- Aspecto de las probetas con resquicio variable a los 28 días de exposición en disolución saturada de Ca(OH)2 con las concentraciones de Cl- de la tabla 1. La concentración aumenta de izquierda a derecha.

Figura 8.2.- Corrientes galvánicas producidas entre las partes con y sin resquicio de células como la figura 6.2b, bajo distintas condiciones.

La figura 8.3 muestra que, una vez que se ha iniciado la corrosión localizada en el resquicio, la eliminación del oxígeno de la solución no detiene el proceso de corrosión.

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Figura 8.3.- Efecto de la desaireación con N2 en la corriente del macropar en Ca(OH)2 saturado con adiciones de Cl-. Datos después de 1 y 24 horas de inmersión en solución aireada, desaireada después de manifestarse los síntomas de corrosión en el resquicio, y desaireada inicialmente.

3.2. Ensayos con probetas de mortero La gran sensibilidad de los métodos electroquímicos ha facilitado enormemente la cuantificación del efecto de las distintas variables que actúan sobre la corrosión de las armaduras, entre ellas la presencia y concentración de cloruros. La figura 8.4 muestra un ejemplo representativo del efecto de los cloruros, solos y en combinación con los nitritos, en morteros carbonatados y sin carbonatar en ambientes con humedades relativas muy diferentes [18].

Figura 8.4.- Efecto de las adiciones de cloruros, de cloruros y nitritos, de la carbonatación y de las condiciones de exposición sobre la velocidad de corrosión de las armaduras embebidas en el hormigón. IP - inmersión parcial.

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En morteros sin cloruros y sin carbonatar, según se aprecia en la figura, las icorr apenas cambian con la humedad del medio, mientras que cuando se destruye la pasividad la peligrosidad del ataque depende del grado de saturación de la red de poros del hormigón, siendo la resistividad del mismo la que condiciona la velocidad de corrosión en un margen amplísimo de valores, como queda patente en la figura 8.5 [19,20,21]. Salvo en medios de agresividad excepcionalmente alta, las icorr determinadas varían entre 10 µA/cm2 y el límite inferior permitido por la sensibilidad de la instrumentación electroquímica, 0,001 µA/cm2, aproximadamente.

Figura 8.5.- Relación entre la resistividad del mortero y la icorr.

Estas velocidades de corrosión parecen bajas, incluso las cercanas al límite superior, y serían tolerables en multitud de sistemas metal/medio, pero no en el HA. En el hormigón la peligrosidad se multiplica debido a su pequeña resistencia a la tracción, que lo hace tremendamente susceptible a las tensiones de tracción generadas por los productos expansivos resultantes de la corrosión del acero, que producen agrietamientos y deslaminaciones, en probetas como las de la figura 8.6, con penetraciones de la corrosión muy reducidas, del orden de 100 µm o inferiores (figura 8.7) [22]. Naturalmente influyen otros muchos factores, como la relación entre el espesor del recubrimiento de hormigón y el diámetro de las armaduras, pero para valores usuales de la relación recubrimiento-diámetro el agrietamiento comienza antes de que la penetración alcance los 100 µm [23,24].

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Figura 8.6.- Síntomas visibles de la corrosión en estado activo en probetas de mortero con adiciones de cloruros.

Figura 8.7.- Relación entre la penetración de la corrosión, calculada por la ley de Faraday, y el agrietamiento, en probetas de mortero carbonatado y sin carbonatar, con armaduras de acero y acero galvanizado.

La peligrosidad de las icorr se evalúa frecuentemente imponiendo una densidad anódica de corriente constante a electrodos embebidos en mortero u hormigón y estableciendo la relación entre penetración de la corrosión, estimada a través de la ley de Faraday, y el agrietamiento [23-27]. Ensayos en los que las predicciones electroquímicas se contrastaron con comprobaciones gravimétricas han puesto de manifiesto, sin embargo, que aquellas deben manejarse con suma prudencia, debido a que varios factores contribuyen a distorsionarlas, sobre todo el hecho de que se determinen rendimientos en corriente que superan ampliamente los previsibles por la ley de Faraday (figura 8.8) [22], a causa, probablemente, de fenómenos de acidificación local.

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Figura 8.8.- Al imponer densidades anódicas de corriente de 10 µA/cm2 se obtienen rendimientos en corriente muy superiores a los previsibles por la ley de Faraday, tanto en solu-

3.3. Contraste entre las respuestas obtenidas en solución saturada de Ca(OH)2 y en mortero u hormigón La similitud de los pHs de la soluciones saturadas de Ca(OH)2 y del mortero y hormigón explica que se alcancen velocidades semejantes en ambos medios para el estado activo y el pasivo, tal como puede comprobarse comparando la figura 8.9, que reúne resultados obtenidos para soluciones con concentraciones muy diferentes de cloruros, con la figura 8.4 que corresponde a probetas de mortero. Cuando se imponen densidades anódicas de corriente constante a electrodos de acero sumergidos en soluciones saturadas de Ca(OH)2 con adiciones de cloruros, se obtienen rendimientos en corriente muy superiores al 100%, como ocurría en las probetas de mortero (figura 8.8), con porcentajes de superficie corroída mucho

Figura 8.9.- En soluciones saturadas de Ca(OH)2 se obtienen icorr comparables a las obtenidas en mortero u hormigón, tanto en el estado pasivo como en el activo.

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menores del 100% (figura 8.10), en concordancia, nuevamente, con lo que sucede en probetas de mortero. Con frecuencia aparecen pústulas de productos de corrosión (figura 8.10), asociadas a la formación de burbujas de gas que permanecen adheridas a las pústulas hasta que alcanzan tamaño suficiente para desprenderse. Dichas pústulas tienen un pH ácido en su interior y ocultan un ataque muy intenso del acero.

Figura 8.10.- La aplicación de una corriente anódica a probetas de acero sumergidas en solución saturada de Ca(OH)2, con adiciones de Cl-, da lugar a pústulas de herrumbre sobre la superficie de las que se desprenden burbujas de gas.

4. DISCUSIÓN 4.1. Iniciación de la corrosión por efecto de los cloruros La igualdad entre el pH de las soluciones saturadas de Ca(OH)2 y el mortero u hormigón explica la semejanza de respuestas en ambos medios, tanto en el estado pasivo como en el activo (figuras 8.4 y 8.9), y justifica que se sigan utilizando dichas soluciones para analizar el efecto de muchos factores sobre la corrosión del acero de refuerzo. Hay que tener en cuenta, no obstante, que en las soluciones la oferta de electrólito puede considerarse siempre ilimitada, de manera que el control por resistencia de la cinética del proceso de corrosión, cuando las armaduras se corroen en el

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estado activo (figura 8.5), no puede ponerse nunca de manifiesto en las soluciones saturadas de Ca(OH)2, ni tampoco el efecto que la calidad del hormigón, a través de su penetrabilidad, puede ejercer sobre el tiempo en que los agentes agresivos del medio tardan en penetrar hasta el nivel de las armaduras. El efecto de los cloruros, por ejemplo, se apreciará en su grado máximo, al no poder introducir la limitación de la resistividad. De todas formas, siempre es mejor evaluar el riesgo máximo de una situación, a la hora de realizar estimaciones. La Tabla 8.1 informa de que, en condiciones muy favorables para la corrosión, en presencia de resquicios y para una oferta normal de oxígeno, son suficientes concentraciones muy pequeñas de cloruros, [Cl-] ≥ 0,005 M, para provocar la rotura local de las películas pasivantes. La Tabla 8.2, en cambio, pone de manifiesto que en ausencia de oxígeno disuelto los cloruros, aún en concentraciones muy elevadas, son incapaces de destruir la pasividad. La figura 8.1, por otra parte, refleja el importante papel jugado por las heterogeneidades superficiales, mostrando que los síntomas visibles de corrosión se localizan en los resquicios y no afectan a las superficies con libre acceso de oxígeno, y la figura 8.2 traduce a datos cuantitativos las indicaciones cualitativas de las tablas 1 y 2 y de la figura 8.1. De acuerdo con cuanto antecede, para que se desencadene la corrosión en estado activo se necesitan no sólo la presencia de cloruros por encima de un umbral crítico de concentraciones (Tabla 8.1), sino la concurrencia de dicho umbral crítico de cloruros con suficiente cantidad de oxígeno y heterogeneidades geométricas en la interfase acero/hormigón o acero/solución saturada de Ca(OH)2 (Tabla 8.2). En la práctica la naturaleza multifásica del hormigón y su carácter poroso hace que se cumplan casi siempre las dos últimas condiciones, de manera que se relaciona la rotura de la pasividad únicamente con los cloruros, ignorando el importante papel del oxígeno (Tabla 8.2 y figura 8.2) y de los resquicios (figura 8.1), en la iniciación de la corrosión en el sistema acero/hormigón. El proceso de corrosión parece desarrollarse de acuerdo con los esquemas de la figura 8.11 (una nueva versión de la figura 6.9), en la que los distintos macropares galvánicos propuestos como causas independientes del fenómeno [28-32] se sugieren como etapas sucesivas del mismo mecanismo: 1) Antes de producirse la despasivación las velocidades insignificantes del estado pasivo garantizan una durabilidad prácticamente ilimitada a las EHA (esquema 1). 2) La necesidad del oxígeno y los resquicios para que se desencadene la corrosión sugiere que la primera etapa del proceso es la formación de células de aireación diferencial en el interior de los resquicios (esquema. 2). 3) En una segunda etapa se produce un enriquecimiento progresivo de los resquicios en iones Fe2+ y Cl-, generándose células de concentración salina diferencial, como consecuencia de la corrosión y de la tendencia a mantener la neutralidad eléctrica (esquema 3). 4) El progreso de la etapa anterior conduce, por efecto la hidrólisis en los resquicios, a la formación de células de pH diferencial, cuya consecuencia es la despasivación local donde el pH desciende por debajo de un cierto umbral (esquema 4). 5) Se forman así células de áreas activas/áreas pasivas con muchos de los innumerables resquicios funcionando como ánodos locales (esquema 5).

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6) La consecuencia natural es la aparición de células entre áreas limpias y corroídas, con preponderancia cada vez mayor de estas últimas (esquema 6). 7) Con el transcurso del tiempo puede llegar a corroerse toda la superficie de los refuerzos. Seguirían funcionando todas las células de corrosión antes mencionadas, excepto las de áreas activas y pasivas, cuando toda la superficie se haya hecho activa (esquema 7).

Figura 8.11.- Esquema de las distintas etapas que provocan la pérdida de la pasividad y la corrosión en estado activo en el sistema acero/hormigón.

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La etapa esencial es el fenómeno de acidificación local que precede a la despasivación (esquema 4), que hace posible la reducción de protones como proceso catódico alternativo a la reducción del oxígeno disuelto. En apoyo de este mecanismo pueden aportarse una serie de datos experimentales: a) La medida de pHs en torno a 5-6 en los resquicios de probetas como las de la figura 8.1, al término de los 28 días de ensayo. b) La constatación de que en pequeños recintos la corrosión de un electrodo auxiliar, sumergido en solución saturada de Ca(OH)2 con adiciones de cloruros, provoca la disminución del pH y la activación de otro electrodo principal, que se mantiene aislado, para valores de pH ≤ 10 [16]. c) La aparición de exudados ácidos de pHs entre 1 y 2, a través de grietas o macroporos en probetas de mortero que se corroen en estado activo, bien naturalmente o por efecto de la imposición de una corriente anódica de 10 µA/cm2 (figura 8.6). d) La aparición de tubérculos de productos de corrosión, con pHs ácidos en su interior y sobre los que se desprenden burbujas gaseosas (a potenciales muy inferiores a los de desprendimiento de oxígeno), cuando se imponen corrientes anódicas de 10 µA/cm2 a electrodos de acero en soluciones saturadas de Ca(OH)2 con adiciones de cloruros (figura 8.10). e) La comprobación de rendimientos anódicos muy superiores al 100% en los ensayos con imposición de corrientes anódicas de 10 µA/cm2 a electrodos de acero embebidos en morteros con cloruros o sumergidos en soluciones saturadas de Ca(OH)2 (figura 8.8), rendimientos que se explicarían fácilmente por la superposición del intenso ataque suscitado por soluciones fuertemente ácidas. f) El hecho de que, una vez iniciada la corrosión en estado activo, la eliminación del oxígeno del medio no suponga la anulación del proceso corrosivo ni en solución (figura 8.3), ni en probetas de mortero [33]. 4.2. Umbral crítico de cloruros Una vez destruida la pasividad, la concentración de cloruros parece pasar a desempeñar un papel secundario, tanto en mortero (figura 8.5) como en solución (figura 8.9). Sin embargo, dicha concentración sí que influye fuertemente sobre la probabilidad de que se produzca la transición del estado pasivo al activo. En solución es fácil comprobar que la diferencia entre el potencial de ruptura y el de corrosión, Er - Ecorr, es inversamente proporcional al log de la concentración de iones Cl[16,17] y al disminuir dicha diferencia aumenta el riesgo de ruptura de las películas pasivantes. Algo semejante sucede en el hormigón, pero a pesar de que desde hace mucho tiempo se han realizado trabajos encaminados a determinar el umbral crítico de cloruros [6,34,35] no se ha llegado a unos resultados concluyentes, debido principalmente a las numerosas variables que pueden influir en él. En primer lugar habría que distinguir entre los cloruros iniciales, o añadidos en el amasado, y los adquiridos, que penetran por difusión desde el medio que los contiene. Los primeros pueden combinarse con el aluminato tricálcico (A3C) y los compuestos férricos del cemento,

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para dar la sal de Friedel, (Al,Fe)2O3·CaCl2·10H2O, mientras que los segundos no, por lo que su peligrosidad es mayor. Algunos autores han comprobado que el límite de cloruros está determinado por la relación [34]: Cl-/OH- = 0,6

(1)

en la que intervienen exclusivamente los cloruros libres, los únicos agresivos. Pero incluso esta relación no supone una orientación segura, ya que sobre ella influyen el tipo de cemento y su dosificación, su contenido en alcalinos, en A3C y en yeso, el grado de molturación, la relación agua/cemento, la presencia de inhibidores, la proporción entre cloruros libres y combinados, etc., de modo que resulta difícil precisar la relación Cl-/OH- para casos prácticos [7]. A pesar de las dificultades, en las normativas de todos los países se limita el contenido en cloruros en el hormigón fresco, y aunque dicho contenido varía de una a otra normativa, se acepta generalmente un valor medio del 0,4% en relación al peso de cemento, a partir de una propuesta inicial del Comité 60-CSC de la RILEM: “Corrosion of steel in concrete”. Esta propuesta no significa un riesgo nulo, sino suficientemente bajo, de corrosión en el estado activo. El tema sigue despertando interés y, como ya se ha hecho constar anteriormente, está regulado en las normas de diversos países (Tabla 5.2) [36]. Castro y colaboradores ofrecen otra cuidadosa revisión de los niveles de cloruros iniciadores de la corrosión en el hormigón armado [37]. Si se prevé un riesgo futuro de corrosión por cloruros en el momento de la fabricación de una estructura, quizás la forma más eficaz y barata de prevenirlo sea la adición de inhibidores en el momento del amasado, siendo los nitritos los más eficaces y los únicos que han alcanzado difusión industrial [15,38]. Para contrarrestar el efecto nocivo de los cloruros es necesario superar un umbral crítico de nitritos, establecido experimentalmente en torno a la relación NO2-/Cl- = 1. Sobrepasada dicha relación la eficacia de los nitritos es tal que reduce en un 98% la velocidad de corrosión, al menos en solución saturada de Ca(OH)2 con adiciones combinadas de cloruros y nitritos [15]. 4.3. Efecto de los cloruros sobre la durabilidad de las EHA El primer paso para catalogar el riesgo de una velocidad de corrosión sería definir el nivel máximo tolerable de deterioro, que varía, como es lógico, dependiendo de la finalidad de cada estructura. Por ejemplo, los desprendimientos pueden resultar críticos en aeropuertos, o en viaductos de autopistas, y pueden aparecer ya mucho antes de que se perjudique la seguridad de las estructuras (no de los vehículos). En otros casos el parámetro limitante puede ser la capacidad portante, relacionada con la velocidad de corrosión a través de la pérdida de sección de los refuerzos, etc. Definido el nivel máximo de deterioro, la determinación de la velocidad de corrosión en las estructuras reales permitiría la estimación de su vida útil residual [39]. En este aspecto es de destacar la contribución conjunta del CENIM, el ICC

Algunas consideraciones sobre el efecto de los iones cloruro en la corrosión del acero…

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Eduardo Torroja y la empresa GEOCISA, que han desarrollado diferentes tipos de corrosímetros para la inspección en campo de las EHA [40-44]. Tomando en consideración que penetraciones de la corrosión del orden de 100 µm o inferiores suelen conducir al agrietamiento de los recubrimientos de mortero (figura 8.7) [23-26] y que 1 µA/cm2 supone una penetración de 11,6 µm/año, en el caso del acero, la concurrencia de cloruros con ambientes de elevada humedad (figuras 8.4 y 8.5) supondría una drástica limitación de la durabilidad de las estructuras de hormigón armado. Efectivamente, velocidades de corrosión ≥ 1 µA/cm2, que se alcanzan fácilmente bajo la concurrencia de cloruros y humedad (figuras 8.4 y 8.5), supondrían el agotamiento de la vida útil en periodos de tiempo ≤ 10 años, muy inferiores, por lo general, a las vidas previstas en la etapa de diseño para las EHA, por lo que habría que catalogarlas como muy peligrosas. Considerando conjuntamente la información de las figuras 8.5 y 8.7 y admitiendo, como es frecuente, que el agrietamiento de la estructura y el desprendimiento del recubrimiento de hormigón represente el final de su vida útil, a menos que se proceda a la reparación de la misma, se proponen en la Tabla 8.3 criterios cuantitativos para evaluar los riesgos de deterioro y efectuar predicciones de durabilidad a partir de las medidas de velocidad de corrosión, expresada como icorr, y de resistividad. Los criterios de la Tabla 3 concuerdan muy aceptablemente con las determinaciones de Stratfull [45] quien no encuentra síntomas de corrosión en estructuras reales de HA para ρ > 65.000 Ω · cm. TABLA 8.3. Interpretación del riesgo de las velocidades de corrosión, en estado activo, derivadas de un control resistivo. Valores de resistividad Ω*cm ≤20.000 20.000-50.000 50.000-200.000 ≥200.000

Valores de icorr impuestos por la ρ icorr ≥ 1 µA/cm2: muy altas, durabilidad muy reducida icorr = 0,5-1 µA/cm2: altas, durabilidad insuficiente icorr = 0,1-0,5 µA/cm2: significativas, la durabilidad puede ser satisfactoria icorr poco peligrosas o insignificantes: durabilidades elevadas o ilimitadas

La situación que se acaba de describir puede agravarse por el hecho de que la corrosión en el HA no es uniforme, encontrándose que la penetración máxima del ataque es, en el hormigón contaminado con cloruros, unas 4-8 veces mayor que la penetración media de la corrosión, lo que puede contribuir a una mayor reducción de la vida residual de las estructuras [46]. En realidad la durabilidad prácticamente ilimitada de las estructuras está ligada a la conservación del estado pasivo. La pérdida del estado pasivo, siempre que la oferta de oxígeno y humedad sea alta, lleva aparejado el tránsito desde un riesgo despreciable a otro inadmisible. Sólo existen dos situaciones en que sean compatibles

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el estado activo del acero de refuerzo con vidas en servicio prolongadas: el caso de las estructuras sumergidas, con la red de poros saturada de agua y muy pequeña disponibilidad de oxígeno, que ha de alcanzar la superficie de las armaduras por difusión; y el caso de estructuras ubicadas en ambientes permanentemente secos, en los que el hormigón alcance una resistividad muy elevada (figura 8.12).

Figura 8.12.- Procesos electroquímicos de corrosión provocados por la llegada de iones Cl- al nivel de las armaduras, distintas posibilidades de control del proceso de corrosión, y efecto previsible sobre la durabilidad de las estructuras de hormigón armado.

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CAPÍTULO IX Influencia del grado de saturación de los poros y de la resistividad del hormigón en la velocidad de corrosión de las armaduras Resumen Se establecen para morteros con y sin cloruros, mantenidos en una atmósfera del 50% de humedad relativa y a 50º C, las relaciones cuantitativas entre las icorr de las armaduras, la resistividad del mortero y el porcentaje de saturación de su red de poros (PS). La oferta de electrolito determina la resistividad y ésta controla la icorr de las armaduras que se corroen en estado activo, en un campo muy amplio de valores, desde 5x103 hasta 5x107 Ωcm. Puede definirse un PS crítico práctico (PScp), que impone una resistividad de 105 Ωcm en el mortero, por debajo del cual las icorr son tan reducidas que no plantean problemas de durabilidad. A PS < PScp la resistividad del medio supone un impedimento a la corrosión tan fuerte como el representado por las capas pasivantes, confundiéndose las icorr de las probetas con y sin adiciones de cloruros.

1. INTRODUCCIÓN El campo de variabilidad de la resistividad del hormigón es amplísimo, desde 1011 Ωcm, para el material secado en estufa, hasta valores inferiores a 103 Ωcm para el hormigón muy húmedo [1]. Gjorv [2] menciona resistividades de 7x103 y de 6x106 Ωcm para hormigones con grados de saturación del 100% y del 20%, respectivamente, condiciones que pueden presentarse en los ambientes naturales. Como puede deducirse de los datos anteriores, la resistividad del hormigón depende fuertemente del porcentaje de saturación de sus poros (PS). En menor medida es también función del grado de hidratación (curado) y de la presencia de sales disueltas en la fase acuosa [3].

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También la humedad es el factor que manifiesta una mayor influencia sobre la velocidad de corrosión de las armaduras en estado activo, habiendo merecido la relación resistividad-velocidad de corrosión la atención de los investigadores [2-8]. Parece bien probada la existencia de una proporcionalidad inversa entre la resistencia compensada por el possitive feedback de los potenciostatos (proporcional a la resistividad) y las icorr en estado activo, deducidas de medidas de resistencia de polarización (Rp), para un amplio campo de resistividades [4-6]. Sin embargo, a la hora de establecer un valor límite de resistividad, por encima del cual pueda despreciarse el riesgo de corrosión, existe cierta disparidad de criterios. Quizás porque no hay una conciencia clara de que valores de corrosión son tolerables y cuales resultan inadmisibles. Hope y colaboradores [7] juzgan improbables los daños por corrosión de las armaduras para resistividades del hormigón superiores a 104 Ωcm, incluso en presencia de Cl-, O2 y CO2, mientras que Stratfull [3] eleva dicho límite a 6,5x104 Ωcm, no encontrando síntomas visibles de corrosión en estructuras de hormigón armado cuyas resistividades superen habitualmente dicho valor. El objetivo del trabajo presente es establecer las relaciones cuantitativas entre la velocidad de corrosión de las armaduras embebidas en el hormigón, la resistividad de éste y el PS de su red de poros, pues no se han encontrado investigaciones que asocien a las tres variables simultáneamente. 2. TÉCNICA EXPERIMENTAL Las probetas empleadas se fabricaron con un mortero de relación cemento/arena/agua = 1/3/0.5, sin Cl- y con el 2% de Cl- (como NaCl) en relación al peso de cemento. Si bien, puntualmente, se incluyen algunos resultados obtenidos para adiciones mucho mayores de Cl-, de un 6%. Se prepararon dos variedades de probetas, unas de 8x2.5x2.5 cm, diseñadas para la medida de la resistividad, y otras, con las dimensiones habituales de 8x5.5x2 cm, para el control periódico del Ecorr y la icorr (figura 9.1). Todas las probetas se desmoldaron a las 24 h de su fabricación y su porosidad media fue del 16,1% ± 0.8%. Después de desmoldarse, las probetas de resistividad se rectificaron en una pulidora mecánica, con objeto de uniformizar sus dimensiones y se recubrieron con una pintura conductora de grafito las caras opuestas de 2.5x2.5 cm, para facilitar el contacto eléctrico durante la determinación de la resistividad del mortero. En las probetas de 8x5.5x2 cm se embebieron, en posiciones simétricas, dos redondos de acero al carbono como electrodos de trabajo (ET) y otro de grafito, que funcionaba como contraelectrodo durante las medidas electroquímicas. El electrodo de referencia fue siempre un electrodo de calomelanos saturado, que se colocaba externamente. Con este tipo de probetas se siguió la evolución con el tiempo del Ecorr, de la icorr, del porcentaje de saturación de los poros del hormigón (PS) y de la resistencia óhmica (RΩ) entre los dos ET. Todas las determinaciones electroquímicas se realizaron por duplicado. Las probetas se curaron durante 40 días en una cámara de curado estándard, con una atmósfera sobresaturada de agua a 23°C y se trasladaron luego a una cámara hermética con humedad relativa (HR) > 90%, a temperatura ambiente, para su esta-

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Figura 9.1.- Aspecto de las probetas de mortero utilizadas. A la izquierda: probetas para las medidas de resistividad. A la derecha: probetas para las medidas electroquímicas.

bilización durante 60 días, como paso previo a su exposición a las condiciones de 50°C y 50% HR, en las que se mantuvieron durante 500 días. El PS se determinaba a partir del peso de las probetas, según la expresión siguiente:

PS=

Pt - P0 Ps - P0

(1)

donde: Pt - Es el peso de cada probeta en el tiempo t. Ps - Es el peso de cada probeta completamente saturada, obtenido después de 2h de ebullición en agua. P0 - Es el peso de cada probeta completamente seca, por calentamiento en estufa a 105 ºC, hasta pesada constante. En el caso de las probetas empleadas para las medidas electroquímicas, la estimación de la resistividad del mortero se realizó multiplicando el valor de la RΩ, obtenida entre los dos ET, por la constante de celda para esa geometría particular. La citada constante de celda se obtuvo de la pendiente de la recta de calibración, reproducida en la figura 9.2, entre la resistividad de las probetas con geometría conocida (8x2,5x2,5 cm) y la RΩ de las probetas para estudios electroquímicos, fabricadas ambas con idéntica dosificación, al mismo tiempo y expuestas a las mismas condiciones de HR y temperatura. La resistividad de las probetas se obtuvo, mediante el analizador de la respuesta en frecuencia Solartrón Modelo 1251, a la frecuencia constante de 1 kHz.

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Figura 9.2.- Representación de la resistividad frente a la resistencia compensada por el potenciostato en las probetas electroquímicas, con el fin de determinar la “constante de celda” de éstas.

3. RESULTADOS Las figuras 9.3a y 9.3b recogen la evolución con el tiempo de la icorr y del Ecorr, respectivamente, a continuación de los 40 días de curado en la atmósfera sobresaturada de agua. La zona marcada con 1 en dichas figuras corresponde al tiempo de estabilización en atmósfera húmeda (HR > 90%) y temperatura ambiente, mientras que la zona 2 se refiere al tiempo de exposición en condiciones de HR = 50% y temperatura de 50 °C. La figura 9.4 muestra la relación que se establece entre la icorr y las resistividades de los morteros sin Cl- y con el 2% de Cl-, desde el inicio de la estabilización a HR > 90% y temperatura ambiente, hasta los 500 días de exposición en condiciones de 50 °C y HR = 50%. Los puntos inmediatos a la letra A corresponden a los valores de icorr y resistividad que mostraron las probetas de mortero al término del curado, y los puntos situados en la estrecha franja vertical de dicha zona corresponden a los valores de icorr y resistividad hacia los que fueron evolucionando dichos parámetros durante la estabilización, hasta alcanzar icorr mayores de 1 µA/cm2 en presencia del 2% Cl- y menores de 0,1 µA/cm2 en las muestras sin aditivos. Una vez trasladadas las probetas a una HR = 50% y a 50º C se produce cierta cesión de agua a la atmósfera, un aumento progresivo de resistividad y, como consecuencia, una disminución considerable de la icorr en el caso del acero embutido en las probetas con cloruros. Para resistividades muy elevadas llega a apreciarse incluso una reducción de la icorr en el mortero sin cloruros, confundiéndose los comportamientos de los electrodos activos y pasivos.

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(A)

(B)

Figura 9.3.- Variación de la icorr (A) y del Ecorr (B) durante la estabilización a temperatura ambiente y 90% de HR y en la exposición posterior a una HR=50% y 50 ºC.

Figura 9.4.- Relación entre la resistividad del mortero y las icorr en probetas con y sin adiciones de cloruros.

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En la figura 9.5 se presenta la relación entre el PS de los poros del hormigón y la icorr. Puede comprobarse que las mayores icorr se presentan a PS situados entre el 60 y 80% y que para PS menores se produce, para las probetas con el 2% de Cl-, una reducción de la icorr de unos dos órdenes de magnitud, que se corresponde con el establecimiento de la relación inversa resistividad-icorr de la figura 9.4. La figura 9.5 muestra, también, que las icorr de las probetas sin Cl- son insensibles a variaciones del PS comprendidos entre el 100% y el 50%, pero que disminuyen para PS menores.

Figura 9.5.- Influencia del grado de saturación de los poros del mortero en la icorr de los refuerzos.

En las figuras 9.6 y 9.7 se muestra la relación existente entre la resistividad del mortero con la pérdida de agua de las probetas y con el PS de los poros mortero, respectivamente. Puede comprobarse que, si se parte de un mortero completamente saturado de agua (curado en atmósfera sobresaturada de agua), la resistividad del mortero apenas varía al ir cediendo agua al medio ambiente, hasta que la masa de las probetas se reduce en un 2% aproximadamente (figura 9.6), lo que se corresponde con un PS en torno al 70-80% (figura 9.7). Posteriores cesiones de agua de las probetas al ambiente producen un aumento cada vez más rápido de la resistividad y un descenso cada vez más atenuado del PS (figuras 9.6 y 9.7).

Figura 9.6.- Efecto de la pérdida de agua, determinada a partir del % de disminución de masa, y la resistividad de las probetas de mortero.

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Figura 9.7.- Influencia del grado de saturación de los poros del mortero en la resistividad del mismo.

Las figuras 9.8a, 9.8b y 9.8c, tratan de sintetizar los tipos de cambios que se producen en la cesión de agua a la atmósfera del pequeño recinto donde se conservan las probetas, sobre las icorr de los electrodos de acero y sobre la resistividad del mortero (proporcional a la resistencia compensada por el potenciostato), al trasladar las probetas a un ambiente seco y de elevada temperatura. En este caso se trata de las respuestas ofrecidas por armaduras activas en mortero con un elevado contenido en Cl- del 6%.

a

b

c

Figura 9.8.- Efecto del tiempo de permanencia a 50ºC y HR=50% sobre la cesión de agua a la atmósfera del pequeño recinto donde se conservan las probetas, sobre las icorr de los electrodos de acero y sobre la resistividad del mortero (proporcional a la resistencia compensada por el potenciostato (figura 9.2).

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4. DISCUSIÓN Cuando las probetas de mortero se exponen a un medio ambiente, que se encuentra a una determinada temperatura y HR, se establece un equilibrio de humedades entre la fase acuosa de su red de poros y la HR del ambiente. De la historia del establecimiento de dicho equilibrio dependen el PS de los poros y muchas de las propiedades químico-físicas del hormigón, como la difusión de gases a través de los poros [9,10] y su resistividad al paso de corriente eléctrica [1,2], factores éstos con gran influencia en la cinética del proceso de corrosión en la interfase acero/hormigón. El equilibrio de condensación-evaporación del agua en los poros del mortero puede describirse a través de la Ecuación de Kelvin [11]: P In

P0

= -2Vλ rRT

(2)

en la que p es la presión de vapor; p0 la presión de saturación; V y λ el volumen molar y la tensión superficial del fluido a la temperatura absoluta T; R la constante de los gases perfectos y r el radio de los poros. En condiciones de condensación de agua sobre la superficie del mortero, como ocurrió efectivamente durante el período de curado en atmósfera sobresaturada de agua, los poros de todos los diámetros se encontrarán completamente saturados de agua. Por lo tanto, en dichas condiciones de humedad, el transporte de O2 a través de los poros del hormigón hasta las armaduras se llevará a cabo totalmente por un proceso de difusión en fase líquida, resultando icorr de 0,3 µA/cm2 para el mortero con un 2% de Cl- y de 0,15 ΩA/cm2 para las probetas sin cloruros (puntos inmediatos a A en la figura 9.4). En cambio, durante la exposición a un determinado ambiente, la ecuación de Kelvin predice que el vapor de agua condensará dentro de los poros cuando se alcance el valor de p calculado para cada radio de los poros. En las condiciones de estabilización, a HR=90% (p/po=0,90) y 23º C, el agua sólo condensará en los poros que tengan un radio < 116 Å, evaporándose el agua contenida en los poros de mayor diámetro. A cada HR le corresponderá, por lo tanto, un radio crítico de poros por debajo del cual se conservarán saturados de agua, mientras que para radios superiores el agua se evaporará, dejando así canales de aireación preferencial para la penetración del O2 por difusión en fase vapor, con un coeficiente de difusión (DO2) del orden de 104 veces mayor que en fase líquida [9]. La llegada de O2 al nivel de las armaduras, por los canales de aireación preferencial, provoca la actuación de pilas de aireación diferencial y, como consecuencia, un ennoblecimiento de los Ecorr, de unos 100 mV en las probetas sin Cl- (figura 9.3b), con una mejora simultánea en su pasividad (figura 9.3a). En cambio, para las probetas con el 2% de Cl- se produjo un ennoblecimiento inicial muy brusco del Ecorr de 300-400 mV (Fig. 9.3B), que se correspondió con una ligera disminución de la icorr,

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para mostrar posteriormente un retorno a valores de potencial activos y un aumento de la icorr (figura 9.3A). Al pasar las probetas de mortero a las condiciones de exposición, de 50 °C y HR=50%, crece la presión de saturación p0 y empiezan a ceder agua a la atmósfera para que aumente también p, vaciándose poros de radios progresivamente decrecientes. Esto se traduce en un tremendo aumento de la resistividad del mortero, que pasa de 3x103 Ωcm a valores en torno a 107 Ωcm (figuras 9.4, 9.6 y 9.7). En estas condiciones, las icorr de las probetas con el 2% de Cl- crecen primero, por efecto del aumento de la temperatura, hasta alcanzar un valor de 2 _A/cm2, antes de que la resistividad las haga disminuir, con el transcurso del tiempo, hasta valores de 0.01 ΩA/cm2 (figura 9.4). Las variaciones para otros contenidos en cloruros (figuras 9.8a-9.8c) son cualitativamente idénticas que para el 2%Cl-, incluso son cuantitativamente semejantes. Volviendo a las probetas con un 2%Cl-, para 50º C y una HR = 50%, el control por resistencia se extiende desde resistividades de 7x103 Ωcm hasta el límite superior alcanzado de 107 Ωcm (figura 9.4). La proporcionalidad inversa entre la resistividad e icorr en este tramo, con una pendiente cercana a -1, no deja lugar a dudas sobre el papel controlante de la resistividad del mortero sobre la cinética de corrosión en el estado activo. En cambio, en el estado pasivo (probetas sin Cl-) la velocidad de corrosión es independiente de la resistividad, estableciéndose un control anódico, debido a las características protectoras de la capa pasivante del acero, hasta resistividades ≥105 Ωcm. En probetas todavía más secas, la resistividad del mortero supone un impedimento aún mayor que la capa pasivante para el desarrollo de la corrosión (figura 9.4). Sobre el proceso de deterioro por corrosión de las estructuras de hormigón armado parecen, pues, actuar dos mecanismos de efectos opuestos: - Un mayor aporte de O2, a través de los poros de mayor diámetro, al descender el grado de saturación hasta el 70%, aproximadamente, que tiende a aumentar las icorr (figura 9.5), como consecuencia de desencadenar la transición pasividad-actividad del acero y provocar una acidificación local en la interfase acero/hormigón [12]. En dicho margen de grados de saturación apenas se modifica la resistividad del hormigón (figura 9.7). - Un aumento rápido y progresivamente acelerado de la resistividad para grados de saturación inferiores al 70% (figura 9.7), que se convierte en el factor dominante de la cinética de corrosión en la interfase acero/homigón y fuerza un descenso muy acusado de las icorr (figura 9.4). Existe un cierto paralelismo entre la corrosión del sistema acero/hormigón en el estado activo y el fenómeno de corrosión atmosférica de los metales, en el sentido de que ésta deja de producirse para valores de la HR menores a un cierto valor crítico (HRc). En las estructuras de hormigón armado, más que de una HRc, debería hablarse de un porcentaje de saturación crítico de los poros (PSc), que podría situarse aproximadamente en el 35%, considerando que a este valor le corresponden icorr del orden de 0,01 µA/cm2 (figura 9.5), es decir, penetraciones de corrosión de 0,1 µm/año, totalmente despreciables.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

A la vista de las figuras 9.4 y 9.5, podrían definirse, para caracterizar mejor el fenómeno de corrosión en el sistema acero/hormigón, tres tipos de PS críticos con el significado físico siguiente [13]: - Un PScs (crítico superior): que marca el comienzo del control por resistencia. Este PScs estaría situado, para las condiciones aquí analizadas (50º C y HR = 50%), en torno al 70% (figura 9.5) y se corresponde con resistividades de 7x103 Ωcm (figuras 9.4 y 9.7). - Un PSci (crítico inferior): que se corresponde con el 35% mencionado en el párrafo anterior, por debajo del cual “cesa la corrosión”. - Y un PScp (crítico práctico): por debajo del cual puede ignorarse, a efectos prácticos, el riesgo de corrosión, que podría situarse en torno al 45%, al que corresponden icorr ≤ 0,1 µA/cm2 (figura 9.5). Para el PScp propuesto, se obtienen resistividades en torno a 105 Ωcm (figura 9.7), muy próximas al límite de 6.5x104 Ωcm, por encima del cual Stratfull dejaba de observar síntomas visibles de corrosión en las estructuras de hormigón armado [3]. A estas resistividades empiezan a confundirse los resultados de las estructuras activas y pasivas (con y sin cloruros), correspondiéndoles icorr de 0.1-0.2 µA/cm2 (figura 9.4), es decir, penetraciones de corrosión de 1-2 µm /año, que no deben plantear problemas de durabilidad en el transcurso de las vidas en servicio previstas para las estructuras de hormigón armado, confirmando las apreciaciones visuales de Stratfull. Para concentraciones elevadas de cloruros, hasta del 6% (figura 9.8), el comportamiento sigue pautas parecidas. Con el tiempo de permanencia de las probetas en ambientes secos la cesión de agua a la atmósfera se atenúa progresivamente (figura 9.8a). El efecto sobre las icorr es complejo, primero se acelera el ataque debido, muy probablemente, a un acceso más fácil del oxígeno a la superficie de los refuerzos al vaciarse parcialmente los poros y luego, con el secado progresivo, la resistividad comienza a controlar la velocidad de corrosión, produciéndose un descenso de dos órdenes de magnitud en los valores de icorr (figura 9.8b). La resistencia compensada por el potenciostato varía poco al comienzo del secado, crece luego linealmente en coordenadas logarítmicas, manteniendo una proporcionalidad inversa con las icorr, y termina disparándose exponencialmente para los porcentajes de saturación muy bajos (figura 9.8c). 5. CONCLUSIONES - El porcentaje de saturación de los poros del hormigón (PS) tiene una influencia importantísima sobre la cinética y mecanismo de corrosión de las armaduras. - Podrían definirse tres PS críticos, uno superior (PScs), al que comienza el control por resistencia, coincidente con la máxima velocidad de corrosión, otro inferior asimilable al concepto de humedad relativa crítica en la corrosión atmosférica (PSci), por debajo del cual el progreso de la corrosión es insignificante y un PS práctico

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(PScp), que separa las velocidades de corrosión inadmisibles de las que no plantean problemas de durabilidad para las estructuras de hormigón armado. - Para PS>PScs, aproximadamente el 70%, la resistividad permanece prácticamente inalterada y la corrosión decrece paulatinamente, como consecuencia de un control por difusión en una red de poros cada vez más saturada. Para PS 90% ADICIONES - DURACIÓN ∆ PESO RENDIMIENTO SUPERFICIES PENETRACIÓN SÍNTOMAS Cl- + NO2 días mg EN CORRIENTE CORROÍDA µm VISIBLES % % —— 50 16,3 11,9 10 18,5 —— —— 30 11,8 14,3 10 13,5 —— —— 30 16,1 19,6 15 6,3 —— —— 30 21,7 26,4 7,5 33 Er= 670 mV 2+0 50 109 79,6 50 24,8 F (28 días) 2+0 30 398 483 80 56,6 F (20 días) 2+0 30 366 445 40 104 F (22 días) 2+0 30 246 299 80 35 M 2+0 30 173 210 45 44 F (26 días) 2+0 30 142 172 80 205 M(S=1cm2) 2+2 50 504 367 60 96 F 2+2 30 2,8 3,4 5 6,3 —— 2+2 30 170 207 60 32 M 2+4 30 16,3 19,8 10 18,5 CBC M: Manchas de productos de corrosión que afloran a la superficie. F: Fracturas en el recubrimiento de mortero. CBC: Corrosión bajo la cinta adhesiva.

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Figura 10.4.- Esquema de la aparición de grietas en el mortero, manchas de óxido y exudados ácidos al imponer a los electrodos una densidad anódica de corriente en torno a10 µA/cm2.

La Tabla 10.2 contiene el mismo tipo de información que la 10.1 pero para el caso de probetas de mortero sumergidas en agua. En términos generales son válidas las observaciones realizadas para las probetas expuestas a la atmósfera, con las siguientes diferencias esenciales:

TABLA 10.2. Comportamiento de probetas de mortero, con y sin Cl-, o Cl-+NO2-, cuando se impone a los refuerzos de acero (11,2 cm2) una densidad anódica de corriente de 10 µA/cm2 (110 µA). Probetas totalmente sumergidas. ADICIONES - DURACIÓN ∆ PESO RENDIMIENTO SUPERFICIES PENETRACIÓN SÍNTOMAS Cl- + NO2 días mg EN CORRIENTE CORROÍDA µm VISIBLES % % —— 50 16,3 11,9 10 18,5 —— —— 30 3 3,6 3 11,4 —— —— 30 14,7 17,8 4 41,8 —— —— 30 40,3 49 5 92 —— 2+0 30 39 47,3 40 11 —— 2+0 30 146 177 20 83 M 2+0 100 307 112 70 50 F 2+0 30 112 136 20 64 MyP 2+0 30 92 112 40 26,2 F (25 días) 2+0 30 92 112 50 21,3 FyM 2+2 30 3,3 4 5 8,3 —— 2+2 30 14,2 17,3 2 81 —— 2+4 100 11 4 0,5 250,3 2 puntos 2+4 30 160 194 10 182 MyP M: Manchas de productos de corrosión que aflora a la superficie. F: Fracturas en el recubrimiento de mortero. P: Picaduras observadas al decapar el acero.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

(a) El rendimiento en corriente suele ser inferior en las probetas sumergidas que en las que permanecen en la atmósfera, aunque en presencia de Cl- se supera también, frecuentemente, el 100%. (b) Aparecen antes las manchas de productos de corrosión en la superficie del mortero y son mayores en las probetas sumergidas. (c) Se llega a veces a penetraciones de la corrosión relativamente elevadas sin que se agriete el recubrimiento de mortero, sobre todo si afloran muchos productos de corrosión a través de los macroporos u otros defectos del mortero. Cuando se impone una corriente anódica a probetas de acero sumergidas en solución saturada de Ca(OH)2, ya sea sin cloruros o contaminada con ellos, se repiten los comportamientos observados con las probetas de mortero: rendimientos en corriente próximos a 0 en ausencia de cloruros y muy superiores al 100% en su presencia (Tabla 10.3). Con adiciones combinadas de cloruros y nitritos pueden aparecer, indistintamente, uno u otro de los comportamientos mencionados.

TABLA 10.3. Comportamiento de probetas de acero en solución saturada de Ca(OH)2, con y sin adición de Cl-, o Cl-+NO2-. Cuando se les impone una densidad anódica de corriente constante. ADICIONES DURACIÓN ∆ PESO RENDIMIENTO SUPERFICIES PENETRACIÓN SÍNTOMAS Cl- + NO2 días mg EN CORRIENTE CORROÍDA µm VISIBLES % % —— 10 2,9 5,8 10 200 —— —— 30 2,7 3,3 10 110 —— 2+0 50 305 222 4 110 Pústula 2+0 10 441 884 10 200 Pústula y burbujas de gas 2+0 5 42,4 170 10 200 Pústula 2+2 30 86,5 105 10 110 Pústula y burbujas de gas 2+2 50 21,4 15,6 4 110 Pústula Agua de mar 5 36,2 145 10 200 Pústula Agua de mar 30 136 165 10 110 Ataque local

En algunas ocasiones aparecen unas pústulas de herrumbre sobre la superficie del acero, tal como puede observarse en la parte inferior de la figura 8.10. En estos casos puede apreciarse también, frecuentemente, la formación de burbujas de gas, que permanecen adheridas a las pústulas hasta que alcanzan el tamaño suficiente para desprenderse. Bajo las pústulas se comprueba, al término del ensayo, un fuerte ataque localizado, que a veces ha llegado a perforar la chapa de 1 mm de espesor.

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4. DISCUSIÓN La práctica seguida en ocasiones de imponer a las armaduras una corriente anódica constante, para determinar el tiempo transcurrido hasta el agrietamiento del recubrimiento de mortero y establecer, a través de la ley de Faraday, la relación entre penetración de la corrosión y agrietamiento, conduce a resultados inciertos, según muestra la figura 10.3. La penetración de la corrosión que fuerza la iniciación de grietas depende de la densidad de corriente aplicada, pero también de otros factores como se analizará a continuación. Queda claro no obstante que, en el caso menos desfavorable de una corrosión uniforme, y con densidades de corriente del mismo orden que las icorr que se determinan en las EHA húmedas, cuando se corroen en estado activo, se deduce que penetraciones de la corrosión sorprendentemente bajas, de 20-50 µm, son suficientes para provocar el agrietamiento. Aparte del volumen específico de los productos de corrosión, se reconoce que influyen en el agrietamiento otros factores [2]: a) la velocidad de formación Fe2+; b) la difusión de estos iones hacia el exterior; c) la solubilidad de los productos de corrosión, y d) la concentración de aniones, es decir, la composición química de la fase acuosa de los poros. Factores que, evidentemente, son interdependientes. Los resultados de esta investigación (Tablas 10.1-10.3) ponen de manifiesto que otros factores adicionales contribuyen a hacer aún más compleja la relación penetración-agrietamiento. Concretamente: e) la aparición frecuente de rendimientos en corriente muy superiores al 100%; f) la localización del ataque en fracciones de superficie muy inferiores al 100%; g) la penetración desigual de la corrosión en las áreas corroídas, con picaduras que se superponen a un ataque generalizado (en dichas áreas), y h) la difusión preferente de los productos de corrosión a través de macrodefectos del recubrimiento de hormigón con aparición de manchas de herrumbre en la superficie. En la Tabla 10.4 se resumen los errores que pueden ocasionar estos factores en la estimación de la penetración necesaria para provocar el agrietamiento. Obviamente, los factores e), f) y g), si no se toman en cuenta, conducen a una estimación errónea por defecto de la corrosión necesaria para inducir el cracking. Por el contrario el factor h) conduce a sobreestimaciones de la corrosión. El hecho de que se hayan detectado rendimientos en corriente muy superiores al 100% (Tablas 10.1 y 10.2) pone de relieve la magnitud de los errores que pueden llegar a cometerse, sobre todo si se ignora el factor e). Aún determinando el rendimiento en corriente y teniendo en cuenta el porcentaje de superficie corroída se estiman penetraciones de corrosión muy variables, entre 25 y 104 µm, para la iniciación de grietas en el caso de probetas corroídas en la atmósfera (Tabla 10.1). La situación es tan compleja que resulta muy arriesgado anticipar la aparición de grietas a una determinada penetración media de la corrosión. Pero imagínese la suposición más conservadora, que se necesite una penetra-

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 10.4. Factores que conducen a errores en el cálculo de la penetración de la corrosión, si no se toman en cuenta. TIPO DE FACTOR Porcentajes de superficie corroída > 100

CONSECUENCIAS SOBRE LA PENETRACIÓN MEDIA Se calcula una penetración media que puede ser muy inferior a la que ha provocado el agrietamiento

Con frecuencia, se obtienen rendimientos muy superiores al 100%, como consecuencia de la acidificación de las áreas anódicas, que provoca un ataque que se superpone al forzado por la corriente impuesta Formación de A pesar de imponer una corriente externa, el ataque no suele ser unipicaduras forme, superponiéndose a la corrosión general un ataque localizado, que favorece el agrietamiento a causa de la concentración de tensiones en áreas reducidas Aparición de manchas La aparición de productos de corrosión del hierro en la superen la superficie ficie o, en sentido más amplio, el transporte de los mismos a través del hormigón, ofrece una posibilidad de atenuación o liberación de las tensiones creadas por la corrosión.

ción de 100-200 µm para iniciar el agrietamiento. Aún así, icorr > 1µA/cm2, perfectamente tolerables en otros sistemas, pueden resultar muy peligrosas en las EHA, porque motivarán tales penetraciones en periodos de tiempo de 9-18 años, demasiado cortos para las vidas en servicio previstas para las estructuras en la etapa de proyecto. Y esto en el caso de una corrosión uniforme, el menos desfavorable de los supuestos. Estas consideraciones encajan muy bien con la valoración de riesgos de la figura 10.1 debida a Clear. Obviamente, aparte de los factores a) - h) mencionados, existen todavía otros factores que pueden afectar la relación penetración-agrietamiento como, por ejemplo, el diámetro de las armaduras y el espesor del recubrimiento de hormigón. Sin embargo, para las condiciones usuales en las EHA, el agrietamiento se inicia antes de que la penetración de la corrosión alcance los 100 µm [17]. Los ensayos en solución saturada de Ca(OH)2 (Tabla 10.3) demuestran que los rendimientos tan elevados de corriente no se deben a las características físicas del mortero, puesto que se reproducen en una solución de pH comparable al de la fase acuosa que rellena sus poros. En los ensayos en solución se formaban frecuentemente tubérculos de productos de corrosión (figura 8.10), bajo los cuales se producía un ataque muy acentuado, propio de soluciones muy ácidas. La parte exterior de dichos tubérculos parece estar constituida por membranas de óxidos hidratados de hierro, que son selectivas a los aniones, al menos en soluciones cloruradas ácidas y neutras [18,19]. En las partes cubiertas por una membrana selectiva a los aniones la solución ocluida se va enriqueciendo en iones metálicos procedentes de la corrosión y en Cl-, debido a que la corriente anódica a su través es

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transportada esencialmente por el ión Cl- migrando desde la solución externa, fuertemente alcalina en este caso, hasta la solución ocluida [18].

Figura 10.5.- Formación de picaduras con un pH muy ácido, bajo membranas selectivas a los aniones, por efecto de fenómenos de hidrólisis y electroosmóticos.

Dado que el cloruro ferroso concentrado bajo la membrana sufre hidrólisis para producir protones, la solución ocluida se acidifica, como se ha citado frecuentemente en la bibliografía [20]. La reducción de protones podría convertirse en el proceso catódico dominante y llegar a desprender hidrógeno. La aparición de burbujas adheridas a la membrana (figura 8.10), a potenciales mucho más negativos que los necesarios para el desprendimiento de oxigeno, parece confirmar este mecanismo de corrosión, esquematizado en la figura 10.5. Otro fenómeno digno de mención es el flujo electroosmótico del agua de la fase acuosa de los poros a través de las membranas y hacía las zonas anódicas de la superficie metálica con elevada concentración en Fe2+ y Cl-. El exceso de líquido en estas zonas aflora a la superficie en forma de exudados ácidos, a través de macrodefectos del hormigón, como pueden ser grietas, macroporos y el resquicio entre el

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

mortero y el cable de conexión al electrodo de trabajo, según trata de bosquejarse en el esquema de la figura 10.4, pudiendo observar sus consecuencias sobre el aspecto del mortero u hormigón en los ejemplos de las figuras 5.3 y 10.6.

Figura 10.6.- Aspecto de los exudados ácidos producidos en una probeta con adiciones de cloruros.

El pH fuertemente ácido de estos exudados, repetidamente comprobado [21], es un apoyo adicional del mecanismo de acidificación local bajo las membranas selectivas a los aniones, que podría explicar también una corrosión muy intensa que se solapase a la provocada por la polarización anódica y diese lugar a rendimientos en corriente tan elevados como los comprobados en esta investigación. 5. CONCLUSIONES - El cálculo de la corrosión necesaria para iniciar el agrietamiento del recubrimiento de hormigón, como consecuencia de una corriente anódica impuesta a las armaduras, puede conducir a errores considerables si se estiman las penetraciones de la corrosión a partir de la ley de Faraday. - La reproducibilidad de los datos es, además, pobre, a lo que contribuyen, entre otros factores: rendimientos en corriente muy superiores al 100%, fracciones de área corroída muy inferiores al 100% y el transporte de los productos de corrosión, a través de los macrodefectos del hormigón, hasta su superficie. Los dos primeros factores contribuyen a infravalorar la penetración necesaria para iniciar el agrietamiento. El último factor da lugar a errores de signo contrario.

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- A pesar de estos factores de incertidumbre, los resultados muestran que penetraciones de la corrosión de unas pocas decenas de µm pueden provocar agrietamientos, de manera que velocidades de corrosión tan bajas como 1 µA/cm2 dan lugar a riesgos considerables en periodos de 5-10 años, muy inferiores a las vidas en servicio proyectadas para las estructuras de hormigón armado. REFERENCIAS [1] C. ANDRADE y S. FELIU (coordinadores), Manual de inspección de obras dañadas por corrosión de las armaduras, CSIC, Madrid, 1989, p. 35. [2] W.D. GRIMES, W.H. HARTT and D.H. TURNER, Corrosion, NACE, 35 (1979) 309. [3] C. ANDRADE and J.A. GONZÁLEZ: Werk. Korros., 29 (1978) 515. [4] J.A. GONZÁLEZ; A. MOLINA; M.L. ESCUDERO and C. ANDRADE, Corros. Sci., 25 (10) (1985) 917 and 25 (7) (1985) 519. [5] J.L. DAWSON; D.G. JOHN; M.I. JAFAR; K. HLADKY and L SHERWOOD, “Corrosion of Reinforcement in Concrete”. Eds. C.L. Page , K.W. Treadaway and P.B. Bamforth, SCI, 1990, pp. 358-371. [6] A.A. SAGÜES, “Corrosion measurement techniques for steel in concrete”. CORROSION 93, New Orleans, March 1993, Paper 353. [7] J.P. BROOMFIELD, “Life prediction of corrodible structures”, NACE Symposium, Cambridge, Sept. 1991, Paper 14. [8] E. RABALD, “Corrosion guide”. Ed. Elsevier Publishing Company. AmsterdamLondres, 1968. [9] C. ANDRADE; C. ALONSO; J.A. GONZÁLEZ and J. RODRÍGUEZ, CORROSION 90, Paper Nº 319. Las Vegas (USA), April 1990. [10] A.A. HACHEMI; M. MURAT and J.C. CUBAUD, Rev. des Materiaux de Construction, Nº 700, (1976) 149. [11] J.A. GONZÁLEZ; S. FELIU and P. RODRÍGUEZ, Corrosion, 53 (1997) 67. [12] B. BORGARD et al., Corrosion, NACE, 47 (10) (1991) 758. [13] NACE STANDARD RECOMMENDED PRACTICE RP0390-90, “Maintenance and Rehabilitation Considerations for Corrosion Control of Existing Steel Reinforced Concrete Structures”. [14] J.A. GONZÁLEZ and C. ANDRADE, Br. Corros. J., 17 (1) (1982) 21. [15] W. LÓPEZ; J.A. GONZÁLEZ and C. ANDADE, Cem. Concr. Res., 23 (5) (1993) 1139. [16] J.A. GONZÁLEZ; W. LÓPEZ y P. RODRÍGUEZ: Rev. Metal. Madrid, 28 (5) (1992) 297. [17] C. ALONSO; C. ANDRADE and F.J. MOLINA, Mater. Struct., 26 (1993) 453. [18] N. SATO, Corrosion, NACE, 45 (5) (1989) 354. [19] M. SAKASHITA and N. SATO, Corrosion, NACE, 35 (1979) 352. [20] J.R. GALVELE, “Passivity of Metals”. Ed. R.P. Frankenthal and J. Kruger. The Electrochemical Society, 1978, p. 285. [21] J.A. GONZÁLEZ; A. MOLINA; E. OTERO and W. LÓPEZ, Mag. Concr. Res. 42 (nº 150) (1990) 23.

CAPÍTULO XI Efecto de los macropares galvánicos en el comportamiento del sistema acero-hormigón frente a la corrosión Resumen Se analiza el efecto de las micropilas y de los macropares galvánicos sobre la cinética de corrosión del acero en mortero de cemento. Se prepararon 9 macropares galvánicos de acero al carbono-acero inoxidable, con relaciones de superficie catódica a superficie anódica que variaban entre 0,02 y 50. Dichos pares se embutían en losas de mortero de cemento fabricado con una relación cemento/arena/agua = 1/3/0,5, al que se añadía un 2% de CaCl2 en relación al peso de cemento. Se realizaron, para ambos metales, aislados y formando un par galvánico, determinaciones periódicas del potencial de corrosión (Ecorr); de la resistencia de polarización (Rp); de la impedancia entre 100 kHz y 0.01 Hz; y de la corriente galvánica (Ig), cuando se interconectaban para formar el par. Los resultados experimentales ponen de manifiesto que se puede llegar a estimaciones fiables de la cinética de corrosión a partir de los valores de Rp; mientras que los valores de Ig, obtenidos con un microamperímetro de resistencia cero (MRC), pueden conducir a estimaciones fuertemente erróneas, por defecto, de las velocidades de corrosión. Así mismo, se demuestra que los macropares galvánicos polarizan muy ligeramente las áreas anódicas, en las zonas que se corroen en el estado activo.

1. INTRODUCCIÓN Diversos autores opinan que la corrosión de los refuerzos en las estructuras de hormigón armado (EHA) es, esencialmente, de naturaleza galvánica [1-5]. Existen micropilas y macropilas, y se sugiere que 6 tipos de pilas diferentes pueden jugar un papel importante en la corrosión de los refuerzos de las EHA: pilas de aireación diferencial, de condiciones superficiales diferentes, de concentración salina diferencial,

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

de pH diferencial (en presencia y ausencia de iones agresivos), de áreas pasivas y activas y de áreas limpias y oxidadas (corroídas). El creciente interés sobre la corrosión de las EHA ha propiciado el desarrollo de varios procedimientos cuantitativos y no destructivos de medida de la velocidad de corrosión de las armaduras. La información más valiosa se ha conseguido gracias a las técnicas electroquímicas, principalmente del método de resistencia de polarización, ya sea en estudios de laboratorio [6-9] o aplicado en campo, directamente sobre las estructuras reales [10-13]. Para ello, ha sido necesario vencer las dificultades asociadas al empleo de dichas técnicas al hormigón. Se pensaba, por ejemplo, que la acción de las macropilas de corrosión era una parte vital del proceso global de deterioro de las EHA, forzando una polarización significativa del acero, que lo alejaba de su Ecorr. Esto limitaba indirectamente la utilidad de las medidas de Rp, técnica solo aplicable a sistemas no polarizados. Se han suscitado, en consecuencia, serias dudas sobre la aplicabilidad del método en presencia de macropilas galvánicas [5]. Desde un punto de vista eminentemente teórico, se ha analizado el problema de los macropares en el hormigón armado, considerando los dos casos posibles de macrocélulas con los electrodos paralelos o coplanares [14]. También se ha realizado un estudio experimental sistemático entre dos niveles de armaduras, uno contaminado con cloruros y el otro que permanece en el estado pasivo, situación que reproduce la que se da habitualmente en la práctica en ambientes salinos [15]. En el presente capítulo se analizará el caso de los macropares coplanares, tipo de pares galvánicos que se da entre áreas activas y pasivas de la misma armadura, o de armaduras situadas en el mismo nivel, con el fin de: a) - Conocer la influencia relativa de los macropares galvánicos y de las micropilas en el proceso global de corrosión del acero en el hormigón. b) - Esclarecer si los métodos electroquímicos estiman correctamente la velocidad de corrosión, en el sistema acero/hormigón, en presencia de macropares galvánicos. 1.1. Definición de micropilas y macropilas de corrosión Consideramos muy importante establecer que tipo de macropares galvánicos, de entre los más frecuentes considerados por Mansfeld y esquematizados en la figura 11.1 [16], se presentan en el hormigón armado y diferenciar claramente entre micropilas y macropilas (o macropares) de corrosión. En la Tabla 11.1 se incluye una lista de los símbolos utilizados en la figura, y a lo largo del capítulo, con su significado. En los macropares de tipo 1 (figura 11.1a) el único proceso significativo en el metal más activo (A) es el de oxidación (o corrosión); mientras que en el metal más noble del par (C) solo tiene lugar la reducción del oxidante del medio (H+, H2O2 u O2) [16], siendo el único caso en que la corriente del par galvánico (Ig) representa a la corriente total empleada en la disolución metálica (Id). En el caso de macropares del tipo 2, se supone que el metal anódico (A) se polariza solo ligeramente por efecA a Eg, siendo Ig menor que to del metal catódico (C), cambiando su Ecorr desde Ecorr Id (figura 11.1b). En un tercer tipo de macropares el proceso catódico de los dos

Efecto de los macropares galvánicos en el comportamiento del sistema acero-hormigón…

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TABLA 11.1. Símbolos utilizados y significado de los mismos. Símbolos A Aa Ac C Ecorr EAcorr ECcorr Eg iAc A i corr iCcorr id iAg ig iApar

Significado Metal más activo del par galvánico Fracción de área anódica Fracción de área catódica Metal más noble del par galvánico Potencial de corrosión del sistema Potencial de corrosión del metal A aislado Potencial de corrosión del metal C aislado Potencial del par galvánico Densidad de corriente catódica (de reducción) sobre el metal A Densidad de corriente de corrosión del metal A aislado Densidad de corriente de corrosión del metal C aislado Densidad de corriente de disolución del par galvánico al potencial Eg Densidad de corriente galvánica sobre el metal A Densidad de corriente galvánica Densidad de corriente de corrosión del par galvánico

Figura 11.1.- Diferentes tipos de macropares galvánicos.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

metales está bajo control catódico de difusión (figura 11.1c), siendo la Ig igualmente sólo parte del proceso de corrosión. Más adelante se demostrará que los macropares galvánicos son, en el sistema acero/hormigón, del tipo 2. Aunque el problema de los macropares galvánicos en las EHA ha atraído la atención de los investigadores [1-5,14-16], no se ha llegado a una postura general sobre la definición de micropilas de corrosión y macropilas galvánicas. Así, por ejemplo, la rotura de la pasividad por efecto de los cloruros, induciendo la corrosión por picaduras en el sistema acero/hormigón, es considerada efecto de las micropilas por Holm [17] y de macropilas por Wilkins y Lawrence [18]. Okada y Miyagawa [19] ofrecen solo una definición semántica, al considerar como micropilas aquellas caracterizadas por separaciones microscópicas entre los ánodos y cátodos locales. En el presente capítulo se considerarán como micropilas aquellas cuyas áreas anódicas y catódicas son mucho menores que el tamaño del contraelectrodo, estando favorecida una distribución uniforme de las lineas de corriente durante las medidas electroquímicas. En cambio, se considerarán macropilas las células cuyas áreas anódicas y catódicas sean de tamaño similar o mayor que el contraelectrodo utilizado. En este caso estaría favorecida una distribución no uniforme de las líneas de corriente. 2. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL 2.1. Tipos de pares galvánicos utilizados En la figura 11.2 se muestra un esquema de los pares galvánicos utilizados en la experimentación. Aprovechando que el potencial de corrosión, Ecorr, y la velocidad de corrosión, icorr, de las armaduras pasivas y del acero inoxidable son muy semejantes en el hormigón, se construyeron 9 macropares galvánicos coplanares de acero al carbono/acero inoxidable, con un área total de 50 cm2 y relaciones entre las áreas anódica y catódica, Aa/Ac, comprendidas entre 0.02 y 50. La Tabla 11.2 muestra la composición de los dos componentes de los macropares galvánicos. TABLA 11.2. Composición química de los constituyentes del macropar galvánico Materiales Acero al C Acero inox.

C 0,045 0,032

P 0,011 0,019

S 0,015 0,058

Mn 0,36 1,56

Si 0,010 0,62

Fe Resto Resto

Cr — 17,6

Ni — 8,0

Mo — 0,14

Se fabricaron probetas de mortero de 40x30x8 cm, con relación cemento/arena /agua=1/3/0.5 y con la adición de un 2% CaCl2 en relación al peso de cemento, en la que se embebieron los 9 pares galvánicos relacionados en la Tabla 11.3. Los cloruros provocaban la despasivación del acero al carbono (metal A), que formaba con los cátodos de acero inoxidable (metal C) macropares galvánicos del tipo activo/pasivo.

Efecto de los macropares galvánicos en el comportamiento del sistema acero-hormigón…

211

Figura 11.2.- Esquema del par galvánico utilizado, relación Aa/Ac de 0.02.

La parte inferior de las probetas de acero inoxidable y de acero al carbono se protegía con cinta adhesiva, aislándola del mortero. Dicha cinta adhesiva impedía también el contacto eléctrico entre los dos componentes del macropar. Una estrecha tira de metal, aislada también con cinta aislante, afloraba a superficie para establecer las conexiones con los instrumentos de medida. Excepto el par galvánico con la relación Aa/Ac=1 que permaneció sin conectar, para controlar el comportamiento de los dos componentes aislados, los 8 restantes se cortocircuitaban externamente, interrumpiendo la conexión sólo ocasionalmente para efectuar algunas medidas. Se utilizaba un contraelectrodo externo consistente en un cilindro de acero de 3 cm de diámetro, con una perforación central de 0.8 cm por la que se introducía el electrodo de referencia, de calomelanos saturado. Una esponja humedecida servía para establecer la conductividad iónica con la fase acuosa del mortero [20]. TABLA 11.3. Relación Aa/Ac de los 9 macropares galvánicos formados y parámetros electroquímicos controlados. Nº del par

Aa/Ac

E acorr

par Ecorr

c E corr

i acorr

par icorr

c i corr

1 2 3 4 5 6 7 8 9

1/48 16/30 48/1 4/44 30/16 44/4 8/40 25/25 40/8

-497 -443 -431 -452 -417 -457 -472 -246 -372

-435 -440 -434 -262 -422 -460 -466 -240 -426

-262 -302 -315 -242 -329 -370 -307 -191 -372

2.4 2.4 1.2 0.01 1.1 1.7 1.7 3.4 1.2

3.8 1.7 1.01 0.03 0.5 1.5 1.4 3.9 1.0

0.003 0.009 0.005 0.0007 0.006 0.005 0.007 1.9 0.02

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Con la utilización del acero inoxidable tipo AISI 304 como metal más noble del macropar se tenía la garantía de que la relación Aa/Ac se mantenía constante, con el acero al carbono corroyéndose en estado activo por efecto de los cloruros, mientras que el inoxidable permanecía pasivo, tal como confirmaron siempre los resultados experimentales. Por otra parte podía reducirse al mínimo la distancia entre ánodo y cátodo, evitando la interferencia de la resistividad del hormigón, lo que no hubiera sido posible utilizando sólo acero para armar, puesto que los ánodos y cátodos deberían estar embebidos en morteros diferentes, con y sin adiciones de cloruros, respectivamente. 2.2. Procedimientos experimentales Se midieron las intensidades galvánicas de todos los macropares mediante un amperímetro de resistencia cero (MRC), que se intercalaba entre ánodo y cátodo sin necesidad de interrumpir la conexión. Recién fabricada la probeta, las medidas se efectuaban diariamente. Al final del periodo de curado se medía semanalmente, y después de 3 meses se realizaba un control mensual hasta completar un año. Se determinaron también los Ecorr y las icorr, éstas estimadas a partir de medidas de Rp, de los metales A y C, aislados y cortocircuitados formando un par galvánico y, ocasionalmente, las curvas de polarización de ambos metales aislados. Los resultados correspondientes al acero inoxidable aislado se obtenían después de unas 2-3 h de interrumpir la conexión, cuando había alcanzado un Ecorr casi estacionario. El acero al carbono alcanzaba el estado estacionario casi instantáneamente. También se obtuvieron los diagramas de impedancia en las mismas situaciones. 3. RESULTADOS La Tabla 11.3 compendia las medidas electroquímicas realizadas en cada uno de los controles periódicos. Se ha incluido junto a la velocidad de corrosión de los dos metales aislados, iacorr e iccorr, estimada a partir de la medida de Rp, la correspondiente al par galvánico iApar, calculada respecto al área anódica, la única que sufre un ataque apreciable. Los resultados informan que la corrosión del componente anódico es prácticamente independiente de que se presente aislado o formando un macropar. Naturalmente que iApar tiene que ser mayor iAcorr, pero la diferencia es del mismo orden o menor que las imprecisiones del método de resistencia de polarización. En la figura 11.3 se reproducen las curvas de polarización del acero inoxidable y del acero al carbono de uno de los macropares (Aa/Ac=16/30), obtenidas para una velocidad de barrido del potencial de 1 mV/s. Puede comprobarse que existe una diferencia entre los potenciales de corrosión del ánodo (EAcorr) y del cátodo (ECcorr) de unos 300 mV, habitual entre las áreas activas y pasivas de las armaduras en hormigones húmedos. La diferencia IAcorr-ICcorr, de unos dos órdenes de magnitud para polarizaciones iguales, es también similar a la que se obtiene entre armaduras activas y pasivas.

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Potencial

Efecto de los macropares galvánicos en el comportamiento del sistema acero-hormigón…

Intensidad Figura 11.3.- Curvas de polarización obtenidas para el macropar Nº 2.

Los valores de la velocidad de corrosión del metal anódico aislado, iAcorr, y la debida al par galvánico, iAg, calculada dividiendo la corriente del macropar por el área anódica, Ig/AA, no cambian sustancialmente con el tiempo, si se mantienen las condiciones de elevada humedad relativa en la atmósfera, según puede comprobarse en la figura 11.4 para las relaciones Aa/Ac extremas. En tales condiciones, la velocidad de corrosión del metal catódico (acero inoxidable), iCcorr, suele ser 100-1000 veces menor que iAcorr.

Figura 11.4.- Variación, en función del tiempo, de la velocidad de corrosión del metal anódico y de la densidad de corriente galvánica, calculada con respecto al acero al carbono, para los macropares con relaciones Aa/Ac extremas.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

La figura 11.5 muestra, al finalizar el periodo de exposición, que mientras iAcorr es prácticamente independiente de la relación Aa/Ac, iAg disminuye al aumentar dicha relación. Se comprueba que la participación de las micropilas en el proceso global de corrosión supera ampliamente, en el caso del sistema acero/hormigón, a la de los macropares galvánicos, que para valores de Aa/Ac>1/10 puede considerarse despreciable frente a iAcorr.

Figura 11.5.- Comparación de icorr y de la ig para todas las relaciones Aa/Ac.

Al interrumpir el par galvánico se observa que el potencial del metal anódico (EAcorr) apenas se modifica; mientras que el del metal catódico (ECcorr), inoxidable en el caso presente, evoluciona lentamente en el curso de unas horas hacia un valor estable típico de este material (figura 11.6). Esto demuestra que las áreas activas de las armaduras apenas sufren polarización en la práctica, mientras que las pasivas se encuentran, en hormigones húmedos y con cloruros, fuertemente polarizadas.

Figura 11.6.- Evolución de los potenciales del acero inoxidable y del acero al carbono al interrumpir el par galvánico.

Efecto de los macropares galvánicos en el comportamiento del sistema acero-hormigón…

215

Los diagramas de Nyquist de la figura 11.7 muestran una respuesta capacitiva para el acero inoxidable y un semicírculo bien definido para el acero al carbono. El diagrama correspondiente al par galvánico es muy semejante al del metal anódico proporcionando una Rt similar; la principal diferencia entre ambos radica en el valor de la RW (la primera intersección con el eje de las abscisas), que es significativamente mayor para el acero al carbono aislado que formando el par galvánico.

Figura 11.7.- Diagramas de Nyquist: del acero al carbono formando par y aislado (arriba), y del acero inoxidable aislado (abajo).

Aunque el diagrama de impedancia para el acero inoxidable proporciona estimaciones cinéticas muy inseguras, valores de Rt pueden determinarse muy aceptablemente para el acero al carbono, tanto aislado como formando par, a partir de los semicírculos del diagrama, y los valores estimados fueron prácticamente coincidentes con las medidas de Rp. Por consiguiente, las técnicas de corriente continua y alterna conducen a conclusiones similares, lo que confiere gran fiabilidad a las medidas. Los valores medios de Rp a lo largo del ensayo conducen a unas pérdidas de peso, a través de la ley de Faraday, que se comparan en la figura 11.8 con las determinadas gravimétricamente. En los cálculos se ha supuesto para la constante B de la fórmula de Stern y Geary (icorr=B/Rp) un valor intermedio de 0.026 V.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 11.8.- Relación entre la pérdida de peso estimada electroquímicamente y la determinada gravimétricamente en presencia de los pares galvánicos.

En los macropares paralelos en solución saturada de Ca(OH)2, en los que el acero al carbono limpio constituye el metal C y el precorroído el A, se llega a resultados similares, con iAcorr>>iAg y, naturalmente, iAcorr>>iCcorr, tal como muestran los resultados de la figura 11.9, sin que la desaireación con nitrógeno cambie apreciablemente los resultados.

Figura 11.9.- Comparación, en los macropares galvánicos formados por una lámina precorroída de acero al carbono (macroánodo) y otras de acero al carbono limpio o de acero inoxidable (macrocátodos), de las icorr de los componentes del macropar aislados y la intensidad galvánica ig.

Efecto de los macropares galvánicos en el comportamiento del sistema acero-hormigón…

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4. DISCUSIÓN 4.1. Iniciación de la corrosión Los 6 tipos de pilas de corrosión a las que se atribuye un papel importante en la corrosión de los refuerzos de acero en las EHA [1,2], sólo conducen a una corrosión apreciable cuando se produce la transición pasividad/actividad, bien localmente (a causa de los cloruros) o en áreas extensas (debido a la carbonatación). Si se mantiene el estado pasivo la corrosión es insignificante y también, por tanto, la actividad de las pilas de corrosión. La pérdida del estado pasivo implica un mecanismo complejo y las mencionadas pilas de corrosión - aireación diferencial, condiciones superficiales diferentes, concentración salina diferencial, pH diferencial (en ausencia o presencia de iones agresivos), pilas de áreas activas/áreas pasivas, y de áreas limpias/áreas corroídas - pueden considerarse como distintas etapas del proceso global de corrosión (véase la figura 8.11). Se ha sugerido que suelen ser las pilas de aireación diferencial, en presencia de cloruros y resquicios (pilas entre condiciones superficiales diferentes), las que inician la despasivación local de las armaduras (figura 8.11.2) [20]. Los otros tipos de pilas mencionados constituyen las sucesivas etapas del proceso de degradación metálica (figuras 8.11.3-8.11.6). El proceso, en presencia de cloruros y resquicios, garantizados estos por la naturaleza multifásica del hormigón, desemboca pues en la formación innumerables pilas entre microzonas activas y microzonas pasivas, con una considerable diferencia de potencial EAcorr-ECcorr entre ánodos y cátodos. De acuerdo con la definición de micropilas y macropilas propuesta anteriormente, estas pilas de corrosión se considerarían como micropilas. 4.2. Efecto de las macropilas (macropares galvánicos) Las curvas de polarización de la figura 11.3 ponen de manifiesto que los macropares galvánicos, en el hormigón armado, encajan en el caso 2, dentro de los 3 tipos de funcionamiento cinético considerados por Mansfeld (figura 11.1b) [16]. En este caso, el efecto de las micropilas se suma al del macropar, y su actividad puede evaluarse por los valores de iAcorr, obtenidos para el metal A (acero al carbono) aislado. Los resultados experimentales de las figuras 11.4 y 11.5 evidencian que la contribución de las macropilas a la corrosión de las armaduras activas (despasivadas) es insignificante en comparación con la contribución de las micropilas, salvo para relaciones Aa/Ac muy pequeñas, 12 >12 >12

Final >12 >12 5,6

Fe-Ca(OH)2+ 1M Cl- fuera del resquicio

>12

>12

Sin Corrosión Sin Corrosión Productos ferrosos de corrosión Sin corrosión

La generación de pHs ácidos locales en el interior de probetas de mortero puede comprobarse fácilmente, en el caso de que haya cloruros presentes en cantidad suficiente para provocar altas velocidades de corrosión (icorr ≈ 10 µA/cm2). En tales circunstancias terminan por aparecer gotas de exudados a través de grietas (figuras 10.4 y 12.1), macroporos, o en la zona donde los electrodos emergen a la atmósfera, que exhiben valores de pH comprendidos entre 1 y 2. Utilizando el SM de la figura 12.2 se determinaron para los conjuntos de láminas precorroídas y limpias las icorr de la figura 12.8, que integran el funcionamiento de las innumerables micropilas de corrosión que funcionan en las áreas cubiertas de productos de corrosión y en las protegidas con capas invisibles de pasivación. Al cortocircuitar los dos bloques de láminas a través de un MRC se determinaba la corriente debida al macropar galvánico, expresada por unidad de superficie anódica por los valores de ig incluidos también en la figura 12.8. Puede

Figura 12.8.- icorr determinadas con el SM de la figura 12.3 para los bloques de láminas limpias y precorroídas. Se incluye también la ig medida cortocircuitando ambos bloques a través de un microamperímetro de resistencia cero.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

comprobarse que es mucho mayor el riesgo asociado a las micropilas de corrosión en las áreas activas (precorroídas), que el riesgo provocado por los macropares galvánicos con áreas anódicas y catódicas macroscópicas separadas entre sí. En el ejemplo presente la relación de áreas anódicas y catódicas (Aa/Ac) es la unidad, e ig 0,5 1 -2 años ν ≈ 1 10 - 20 años

D 0,35 0,25

El citado Boletín establece además, a partir de la clasificación de daños, y ligadas a los valores de ν de la Tabla 2, unas recomendaciones sobre la urgencia de la intervención o período máximo de tiempo que puede transcurrir entre la detección del daño y la reparación o refuerzo de la estructura. El tiempo máximo tolerado de espera antes de aplicar el refuerzo o la reparación depende de la relación de capacidades ν. Para valores más bajos de 0,5 se requerirá una intervención inmediata, es decir en construcciones antiguas para niveles de daños iguales o superiores a C. Valores más altos al indicado permiten retrasar la intervención hasta 1-2 años, mientras que los próximos a la unidad permiten esperas que pueden llegar hasta 1020 años. Factores de tipo social, histórico, económico, etc., pueden influir considerablemente en los tiempos de espera y hacer que la reparación de una obra que podía demorarse varios años adquiera carácter urgente. 5. OBJETIVOS DE LA INSPECCIÓN Aceptando que las inspecciones son de diagnóstico y no preventivas, los objetivos de las mismas son identificar las causas del deterioro, estimar la velocidad de progreso del deterioro y, en consecuencia, fijar el tipo y extensión de las reparaciones necesarias para asegurar que la estructura alcance la vida útil prevista en la etapa de diseño. Las opciones de reparación se extractan en la Tabla 16.3 [13]. Las opciones aconsejables en cada caso dependerán esencialmente del momento en que se verifique la inspección (figura 1). Una inspección verificada “a tiempo” permitiría las opciones preventivas 1 y 2, e incluso la 3 si el frente de carbonatación o los cloruros en cantidad que supere los umbrales permisibles no han llegado al nivel de las armaduras. Una inspección ya tardía (“a destiempo”) obligaría a recurrir a las opciones 4 y 5, o incluso a la 3 pero sin garantía de lograr la paralización del proceso de deterioro. Una inspección realizada “demasiado tarde” implicaría la adopción de las opciones 6 u 8, o la 7 para detener el proceso de deterioro si aún se cumplieran las exigencias de funcionalidad y seguridad.

Métodos de reparación y protección

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TABLA 16.3. Opciones de reparación de las estructuras ya deterioradas de hormigón armado. 1 2 3 4 5 6 7 8

– Dejar la estructura como está y controlar periódicamente. – Aplicar recubrimientos protectores – Eliminar cloruros o realcalinizar – Parcheo local – Refuerzo de elementos estructurales – Reemplazo de elementos muy deteriorados – Protección catódica – Demolición y reconstrucción

6. SISTEMAS DE REPARACIÓN A UTILIZAR EN ESTRUCTURAS DAÑADAS POR CORROSIÓN DE LAS ARMADURAS El sistema de reparación a emplear en el caso de estructuras dañadas por corrosión de las armaduras depende mucho del nivel de daños que presenten los elementos. Intervienen, además, factores de factibilidad y acceso a la zona a reparar, económicos y meramente técnicos. No hay que olvidar que el material o sistema de reparación va a tener que actuar en un ambiente y situación que se han mostrado ya especialmente agresivos. Cuando sólo existe fisuración longitudinal coincidiendo con el curso de las armaduras principales y el nivel de daños puede estimarse como A (Tabla 16.1), bastaría con una simple inyección de resinas epoxídicas para dar monolitismo al hormigón y, a la vez, sellar la entrada de oxígeno, humedad y agentes agresivos, al mismo tiempo que se protege en parte al hormigón. Si el nivel de daños se puede clasificar como B o C, la reparación tiene que ser más completa. Se recomiendan los siguientes pasos esquematizados en la figura 16.3 [1,12]: 1º- Eliminación de los recubrimientos de hormigón que estén fisurados y de aquellos que estén en vías de desprenderse como consecuencia del carácter expansivo de los productos de corrosión de las armaduras. Si la causa del daño es inherente al propio hormigón, como puede ser la carbonatación o su contenido en cloruros, habrá que eliminar el hormigón en torno a las armaduras, dejando detrás de ellas un espacio de unos 10 mm. 2º- Limpiar las armaduras para eliminar los productos de corrosión, mediante cepillos de alambre mecánicos, o mejor aún con chorro de arena. Si las armaduras están muy corroídas y hay pérdida significativa de sección, como la que puede corresponder al nivel de daños D, conviene eliminarlas mediante corte y soldar nuevas armaduras a las existentes, en los puntos convenientes y con las longitudes de solape que indican las normas. 3º- Si hay además estribos partidos, lo que llevaría al nivel de daños E, se eliminan los existentes sustituyéndolos por otros nuevos. 4º- Se extenderá una película de resinas epoxi sobre el hormigón saneado y sobre las superficies limpias de las armaduras, o bien una emulsión de

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

cemento con latex acrílico, dependiendo del método de reparación que se vaya a seguir. 5º- Se rellenarán los espacios dejados por el hormigón eliminado con un mortero especial, colocado a mano, mediante encofrado, o mediante proyección o gunitado. Estas operaciones deben efectuarse antes del endurecimiento de las capas aplicadas de resina epoxi. 6º- Se realizará un curado adecuado del material de reparación utilizado, y cuando el hormigón esté seco se puede proceder a la protección de las superficies exteriores mediante productos bituminosos o pinturas epoxi, si las condiciones ambientales fuesen tan desfavorables que se estimase oportuno proteger a los elementos de ellas, para evitar el peligro de posteriores corrosiones.

Figura 16.3.- Esquemas de las etapas aconsejables en las operaciones de reparación de EHA deterioradas por corrosión. a – Esquinas fisuradas. b – Eliminación de esquinas. c – Saneado del hormigón y limpieza de las armaduras. d – Aplicación de resinas epoxi a hormigón y armaduras. e – Restauración de esquinas (hormigón, mortero, epoxi, etc.) f – Protección por recubrimientos de la superficie.

Métodos de reparación y protección

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7. TIPOS DE MATERIALES DE REPARACIÓN Existe una gran diversidad de productos y sistemas que se pueden utilizar en la reparación y protección de las EHA, por lo que ha sido necesaria su normalización [14-16]. Los materiales de reparación son fundamentalmente de dos tipos: a) de base cementicia, y b) materiales de base polimérica con distintos tipos de resinas. En la Tabla 16.4 se ofrece, de una manera ciertamente sobresimplificada, los tipos más frecuentes de materiales de reparación, así como las aplicaciones preferentes de los mismos. Si se utilizan materiales cementicios, el nuevo hormigón, bien tradicional o en forma de gunita, deberá tener una composición y propiedades parecidas al existente, a fin de evitar los problemas asociados a cambios de temperatura, transmisión de vapor, deformaciones bajo cargas, etc. El empleo de adhesivos epoxi entre el hormigón viejo y el nuevo es recomendable, no sólo porque es un excelente puente de unión sino porque protege a las armaduras por efecto barrera.

TABLA 16.4. Materiales frecuentemente utilizados en las reparaciones y aplicaciones preferentes de los mismos.

RESINAS SINTÉTICAS LECHADA DE CEMENTO MORTERO EPOXI MORTERO MIXTO HORMIGÓN

Inyección Protección Pintura Capas Pequeño de fisuras de de de volumen armaduras protección adherencia X X X X X

X

X

Gran Toda la volumen estructura

X

X X

X X

X

En reparaciones bajo agua es difícil colocar un hormigón tradicional, recurriéndose a preparados comercializados con dicha finalidad. La utilización de gunita es ventajosa cuando se dispone de espacio suficiente para guardar las distancias de proyección y para facilitar el manejo de mangueras y equipos necesarios para tratar grandes superficies. El gunitado no requiere el empleo de encofrados, pero sin embargo da una terminación muy irregular y rugosa, por lo que muchas veces se hace preciso un tratamiento posterior de acabado a mano. Este sistema da lugar a morteros y hormigones con áridos finos, no mayores de 10 mm, muy compactos y con

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una gran adherencia al soporte. Como desventaja cabe citar que se producen unas pérdidas elevadas, del 10 al 30 % del material, como rebotes inutilizables. El hormigón convencional tiene el inconveniente de requerir el empleo de moldes o encofrados, pero da lugar a un material muy uniforme, que proporciona superficies con un buen acabado, sobre las que se puede realizar cualquier terminación de pintura o protección sin ningún inconveniente. Además, con el empleo de superplastificantes se pueden utilizar relaciones agua/cemento muy bajas, del orden de 0,35, consiguiéndose hormigones muy trabajables y de gran resistencia. En la parte alta de los pilares, o en la parte de las vigas en contacto con las losas del techo, donde no puede entrar el hormigón por gravedad, se puede recurrir a inyecciones de resinas epoxi. En reparaciones de pequeño espesor o en zonas limitadas se utilizan con ventaja morteros con alto contenido en cementos, o mejor aún morteros modificados con resinas orgánicas, que pueden conferir buena resistencia a la tracción, evitando la fisuración de las capas de protección aplicadas y lograr buena adherencia con el sustrato. La superficie a reparar es importante que esté saturada de agua durante 24 h antes de aplicar los polímeros. Sobre la superficie preparada se aplica a brocha una capa compuesta de una parte de cemento y otra de arena fina, amasándolas, por ejemplo, con un látex acrílico diluido en agua en la proporción 1/2. Se pueden extender otras capas sobre la primera, en las que se rebaja el contenido en cemento. El curado del hormigón es siempre de gran importancia, tanto mayor cuanto menor sea el espesor de la capa de reparación, debiendo comenzar tan pronto como se haya terminado el acabado de las superficies. Esto es particularmente importante en el caso de empleo de morteros modificados con látex orgánicos, debido a la poca capacidad de retención de agua que tienen estos materiales. Cuando se precisan altas resistencias y rapidez en las reparaciones, así como impermeabilidad, se emplean morteros basados en resinas epoxi, es decir morteros epoxi. Los morteros epoxi, aplicados sobre una película de resinas dada previamente, tienen una adherencia muy fuerte sobre el hormigón base. Sin embargo, estos materiales son impermeables, “no respiran”, lo que puede resultar un inconveniente, especialmente si el hormigón sobre el que se aplican no está totalmente seco. Una reparación de este tipo a la que esté dando el sol, si el hormigón interno tiene humedad, dará lugar a la creación de fuertes tensiones de vapor, que pueden despegar el mortero epoxi, arrancando con él parte del hormigón de la base. Los morteros epoxi suelen tener características mecánicas diferentes de las del hormigón base y entre ellas cabe mencionar su superior coeficiente de dilatación térmica. Al objeto de hacerlos más parecidos y al mismo tiempo más económicos, se emplea la máxima cantidad posible de carga de arena. Normalmente, estos morteros poseen en su formulación una relación epoxi/árido de 1/6 a 1/10 [9], para lograr una adecuada trabajabilidad. La granulometría de la arena debe ser continua y el tamaño de la misma limitado por el espesor de la capa a aplicar. Con estos materiales los encofrados de madera deben recubrirse con una lámina de polietileno, bastando emplear grasa como agente de desmoldeo cuando los encofrados son metálicos. Las ventajas de los morteros epoxi, tales como alta resistencia mecánica y frente a los reactivos químicos, despreciable retracción durante el endurecimiento, exce-

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lente adherencia, etc., compensan su elevado coste, siendo especialmente interesante su empleo en reparaciones bajo el agua. Las reparaciones en las zonas sometidas a oleaje, variaciones de marea y en las zonas sumergidas, suelen exigir técnicas y materiales especiales. Cuando se trata de reemplazar o reforzar una estructura los hormigones prepack y colcrete son una buena solución [1]. En trabajos de parcheo o en reparaciones localizadas pueden emplearse cementos rápidos o resinas epoxi para trabajos bajo el agua. En estos casos los elementos estructurales, generalmente pilotes, se revisten con una envuelta de plástico, inyectando el espacio comprendido entre ella y el hormigón con una pasta de cemento, con una resina epoxi fluida, o con una mezcla de ambos. Algunas formulaciones tienen una “pot life” muy limitada, de unos 45 min. y pueden dar resistencias a compresión de 400 kp/cm2 a un día. 8. RECUBRIMIENTOS PROTECTORES En relación al uso de recubrimientos y pinturas protectoras la consideración principal que es necesario tener en cuenta, cuando se usan en relación a un ataque de las armaduras por corrosión, es su permeabilidad al vapor de agua, a los cloruros, al CO2 y al oxígeno. Si la pintura o membranas impermeables se utilizan sin haber eliminado las causas de la corrosión ya declarada pueden incluso agravar el problema. Sólo podrían usarse, en estas circunstancias, si se asegura previamente un secado profundo del hormigón, lo cual es casi imposible en secciones superiores a 15-20 cm. La protección es especialmente importante no sólo en zonas próximas al mar, sino también en aquellas zonas industriales donde se desprendan SO2, SO3, NO, NO2 o CO2 procedentes de combustiones, que hacen que las aguas de lluvia puedan alcanzar valores de pH comprendidos entre 3 y 4. Hay que distinguir entre las protecciones permeables e impermeables y tener en cuenta que los hormigones con humedad interna deben poder “respirar”. Esto es especialmente importante en elementos estructurales sometidos a la acción del sol y máxime si están expuestos a absorción de agua por capilaridad de algunas fuentes, como puede ser el propio terreno. Las barreras permeables, que oponen poca o nula resistencia a la transmisión del vapor, pueden ser aplicadas sobre superficies sujetas a cambios de temperatura rápidos o intensos. Los principales tipos son [9]: - Pinturas de látex acrílico, - pinturas con base en cemento, - revestimientos de mortero de cemento, - morteros de cemento modificados con polímeros, - pinturas epoxi con base en agua, - soluciones de resinas de silicona repelentes al agua, y - aceites minerales en disolución. Fundamentalmente estos tratamientos de protección se aplican sobre elementos situados sobre el nivel de agua. Las protecciones impermeables representan una resistencia muy alta contra la transmisión del vapor. Se aplican en las partes bajas de los puentes, losas y vigas y

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en las zonas de oleaje, subida de marea y en estructuras sumergidas. Por supuesto que estos recubrimientos deben finalizar en protecciones permeables en las zonas no expuestas al agua, pues no puede encapsularse el hormigón, debido a que el vapor debe tener salida por algún lugar. Para zonas no expuestas directamente a la acción de los rayos del sol, tales como la parte inferior de tableros de puentes, pantalanes, vigas y estructuras bajo el agua, pueden utilizarse las siguientes protecciones impermeables [9]: - Resinas epoxi sin disolventes, - revestimientos a base de asfalto o breas, - morteros epoxi ricos en resina, - disoluciones de resinas sintéticas, - resinas de poliéster, - resinas de poliuretano, etc. 9. SEGUIMIENTO DE UNA ESTRUCTURA REPARADA El lector interesado puede encontrar una guía detallada para la evaluación de las estructuras de hormigón como etapa previa a su rehabilitación dada por un comité de expertos del ACI, con una descripción de los métodos no destructivos de evaluación, sus aplicaciones, principios de operación, necesidad de experiencia para su utilización, ventajas e inconvenientes [17]. Una vez determinada la causa de los daños, decidido el tipo de reparación y efectuada ésta, si el daño se ha debido a un ambiente muy corrosivo, rico en cloruros, por ejemplo, resulta muy conveniente el seguimiento de su evolución ya que, bien sea por penetración de nuevos cloruros, o por la progresión de la corrosión en zonas no reparadas, el deterioro puede volver a producirse o continuar. Este seguimiento se basará en la ejecución de inspecciones visuales periódicas, tomando como referencia las zonas que se hayan detectado como de mayor riesgo. En las estructuras donde sea técnica y económicamente posible se recomienda un control sistemático del potencial de corrosión, cuya evolución a lo largo del tiempo puede ser un indicativo útil (aunque insuficiente) del estado de las armaduras. 10. CONCLUSIÓN En estructuras de hormigón armado dañadas por corrosión de las armaduras es posible realizar una reparación eficaz, restaurar la capacidad resistente de las mismas y protegerlas del ambiente corrosivo al que van a estar expuestas, para aumentar su vida en servicio. REFERENCIAS [1] M. FERNÁNDEZ CÁNOVAS, Catedrático de la ESICCP de la Univ. Politécnica de Madrid, en varios cursos de postgrado.

Métodos de reparación y protección

299

[2] J. FLIS; H.W. PICKERING and K. OSSEO-ASARE, “Interpretation of impedance data for reinforcing steel in alkaline solution containing chlorides and acetates”, Electrochimica Acta, 43 (1998) 1921. [3] A. SEHGAL; D. LI; Y.T. KHO; K. OSSEO-ASARE and H.W. PICKERING, “Reproducibility of polarization resistance measurements in steel-in-concrete systems”, Corrosion, 48 (1992) 706. [4] U.S. SECRETARY OF TRANSPORTATION, “Second annual report to congress on the highway bridge replacement and rehabilitation program”, May 1981. [5] ASHT, FHAWA,TRB, NCHRB, “Strategic Highway Research Program-Research Plans, Final Report”, Technical Research Area 4, TRA 4-1, May 1986. [6] P.R. VASSIE and R.S. RUBAKANTHA, “A model for evaluating the Whole life cost of concrete bridges”, en “Corrosion of reinforcements in concrete construction”, Eds. C.L. Page, P.B. Bamforth and J.W. Figg. The Royal Society of Chemistry. Londres 1996, pp. 156-165. [7] B. ELSENER; S. MÜLLER; M. SUTER and H. BÖHNI, “Corrosion monitoring of steel in concrete. Theory and practice”. Idem, pp. 348-357. [8] R. MARTÍNEZ, “Inhibidores de corrosión para hormigón armado”, Hormigón, (38) (1998) 48. [9] M. FERNÁNDEZ CÁNOVAS, “Patología y terapéutica del hormigón armado”, 3ª edición, Ed. Dossat S.A., Barcelona 1994, pp. 439-452. [10] A.COBO ESCAMILLA, “Corrosión de las armaduras en las estructuras de hormigón armado: Causas y procedimientos de rehabilitación”. Ed. Fundación Escuela de la Edificación. Madrid, 2001, pp. 131-159. [11] C. ANDRADE (Coordinadora): “Manual de inspección de obras dañadas por corrosión de las armaduras”. Ed. ACOR, Artes Gráficas, S.A. Madrid, 1989. [12] CEB BULLETIN Nº 162: Assesment of concrete structures and design procedures for upgrading. August (1983). [13] O. RÍOS, CEMCO 95. Seminario S5, “Reparación de estructuras de hormigón armado dañadas por corrosión”. IETCC, Madrid, 1995. [14] D. GASPAR, “Productos y sistemas para la protección y reparación. Situación actual de la normativa europea y española”. XII Curso de Estudios Mayores de la Construcción. Madrid, IETCC, 1995. [15] UNE 83-701: Abril 1994. “Materiales de reparación. Morteros epoxi para reparaciones en hormigón. Recomendaciones de uso”. [16] UNE 83-702: Diciembre 1994. “Materiales de reparación. Preparación de superficies de hormigón armado para su reparación. Recomendaciones de uso”. [17] ACI COMMITTEE 364, “Guide Evaluation of Concrete Structures Prior to Rehabilitation”, ACI Mat. J., 90 (1993) 479.

CAPÍTULO XVII Procedimientos electroquímicos de rehabilitación de las estructuras ya corroídas de hormigón armado. La protección catódica Resumen Los enormes costes de la corrosión en las estructuras de hormigón armado (EHA) han despertado un inusitado interés en los métodos electroquímicos de rehabilitación (MER): la protección catódica (PC), la realcalinización electroquímica (RAE) y la extracción electroquímica de cloruros (EEC); por ser mucho menos costosos y más respetuosos con el entorno ambiental y con la salud de los operarios que los métodos tradicionales de reparación. Se pasa revista a las características de la PC, el más antiguo de los métodos electroquímicos de rehabilitación, a los distintos sistemas comerciales que se han aplicado en la práctica, así como a la sorprendente diversidad de criterios existentes para evaluar su eficacia. La PC se ha acreditado como la única técnica de rehabilitación capaz de detener la corrosión en estructuras de hormigón carbonatadas o contaminadas con cloruros, cualquiera que sea el grado de contaminación de la estructura con estos iones.

1. INTRODUCCIÓN 1.1. Importancia de la corrosión en el sector de la construcción y enumeración de algunas cuestiones conflictivas Frecuentemente, se han promocionado las estructuras de hormigón armado como construcciones con una vida en servicio ilimitada y con mínimas exigencias de mantenimiento. Sin embargo, en ciertas circunstancias especialmente desfavorables, esto deja de ser cierto, pues existen algunos factores de corrosión capaces de despasivar al acero embebido en el hormigón, dando lugar a velocidades de corrosión que pue-

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den plantear serios daños en pocos años [1-4]. Es el caso de los tableros de puentes contaminados con sales de deshielo [5], de las plataformas offshore [6], o de las estructuras expuestas a climas cálidos en ambientes marinos, como las del Golfo Pérsico [3]. En estas condiciones los deterioros conducen a la adopción de medidas preventivas, de costosas reparaciones, o incluso a la demolición, en pocos años, dependiendo de que se hayan realizado inspecciones a tiempo, a destiempo, o excesivamente tarde. Cuando los daños afectan a una parte importante de la estructura, el procedimiento convencional de reparación implica la eliminación del hormigón carbonatado o contaminado con cloruros hasta detrás de las armaduras, la limpieza de éstas en todo su perímetro, el reemplazamiento del hormigón afectado y, frecuentemente, la aplicación de algún tipo de protección que evite nuevas reparaciones [7]. El proceso es muy caro y nocivo para los trabajadores y para el entorno ambiental. Agrava la magnitud del problema la importancia técnica, económica y social del sector de la construcción, uno de los que más contribuye a establecer el nivel de bienestar de una sociedad. Sirva para vislumbrar la repercusión del problema un único dato, el hecho de que los costes anuales achacables en España a la corrosión en el sector de la construcción se cifren en 200.000 millones de pesetas (1.200 millones de euros) [8]. 1.2. Consideraciones sobre el estado del arte Desde los comienzos de la utilización del hormigón armado, en 1861, se ha ido comprobando que la corrosión de los refuerzos puede ser insignificante y la durabilidad de las estructuras prácticamente ilimitada, en caso contrario no se hubiera convertido en el material estructural de máxima difusión industrial. El cemento impone en la fase acuosa de los poros un pH próximo a 13, para el cual los refuerzos se sitúan habitualmente en la zona de pasividad de los diagramas de Pourbaix, en un punto tal como el B de la figura 4.1. Si dicho pH se mantiene el refuerzo podría pasar, en todo caso, a la zona de inmunidad, sin riesgo de corrosión. No es de extrañar, por tanto, que hoy se estén construyendo estructuras de hormigón armado que durarán siglos con una necesidad mínima de mantenimiento. Sin embargo, como ya se ha hecho constar en capítulos precedentes, en unos cuantos casos especiales, que siempre se presentan ligados a la pérdida del estado pasivo, ya sea localmente por efecto de los cloruros, o en grandes áreas a causa de la carbonatación, la corrosión se hace significativa provocando, a veces, una dramática reducción en la durabilidad de las estructuras. La causa es un desplazamiento del pH hasta imponer a los refuerzos las condiciones de un punto tal como el A en el diagrama potencial-pH de la figura 4.1; algo reconocido generalmente para el caso de la carbonatación y que los autores han comprobado que se produce también localmente, cuando concurren resquicios-oxígeno y cloruros (por encima de un determinado umbral) sobre ciertas zonas de las armaduras (figura 6.9) [9-11]. Con el transcurso del tiempo, la corrosión por efecto de los cloruros, que comienza localmente, se extiende a fracciones considerables de la superficie. La corrosión de las armaduras genera productos voluminosos que desarrollan grandes tensiones de tracción en los recubrimientos (figura 5.5), provocando

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manchas de óxido, fisuras y grietas, desprendimientos, pérdida de sección de los refuerzos y de la adherencia entre ellos y el material cementicio. Esto explica que, también hoy, se estén construyendo EHA que habrá que reparar o demoler en 10-20 años. Nunca se insistirá suficientemente sobre la importancia de las medidas preventivas, la dosificación correcta de cemento, áridos y agua, que asegure un material de buena calidad (de reducida penetrabilidad), que dilate el periodo de iniciación de la corrosión; bien sea por penetración del frente de carbonatación, o de los cloruros por encima del umbral crítico, hasta el nivel de las armaduras; hasta poder asegurar una vida en servicio que supere la prevista en la etapa de diseño [7,12-14]. 1.3. Punto de partida Los enormes costes de la corrosión en las EHA, y de los procedimientos tradicionales de reparación, explica que se haya prestado una atención especialísima al desarrollo de sistemas alternativos de prevención y protección. Surgen así como posibilidades muy sugestivas los métodos electroquímicos de rehabilitación (MER): la PC, la RAE y la EEC [4-9]. La realización práctica tiene muchas similitudes en los tres procedimientos. Se utiliza una fuente de corriente externa con un ánodo auxiliar, de la misma extensión que la estructura, inerte y formando parte de ella en el caso de la PC, externo y, frecuentemente, de escaso coste y desechable en los casos de la RAE y la EEC. Toda la red de refuerzos se conecta al terminal negativo de la fuente de corriente, forzándola a actuar como cátodo (figura 17.1). La PC es, con mucho, la técnica de rehabilitación más antigua y la única que se ha mostrado en la práctica capaz de detener la corrosión en estructuras de hormigón carbonatadas o contaminadas con cloruros, cualquiera que sea el grado de contaminación de la estructura con estos iones, aunque actualmente despierten más interés la RAE y la EEC.

Figura 17.1.- Esquema de las conexiones a la fuente de corriente y a la red de armaduras en los MER , con las principales reacciones implicadas.

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1.4. Dificultades que presenta la PC de las EHA Las distintas situaciones posibles en un sistema metal/medio agresivo cualquiera, pueden expresarse en forma muy simple en una escala de potenciales. Existe un valor característico del potencial que expresa el equilibrio entre la forma metálica y la iónica, es decir, entre el metal y sus productos de corrosión (figura 2.6). Me ↔ Men+ + ne-

(1)

Para valores del potencial superiores al de equilibrio la forma estable es la iónica, mientras que para valores inferiores lo es la metálica y no se produce corrosión. Forzando a las estructuras metálicas a adoptar un potencial suficientemente negativo se evitará pues su corrosión. Esto equivale a imponer unas condiciones tales a las estructuras que las sitúen en la zona de inmunidad de los conocidos diagramas de Pourbaix, de los que ya se ha incluido en la figura 4.1 el correspondiente al hierro en soluciones acuosas, el material estructural por excelencia. El desplazamiento del potencial en dirección negativa puede conseguirse uniendo la estructura a proteger a un metal o aleación de potencial suficientemente bajo, o al polo negativo de una fuente de corriente continua. En el primer caso, el metal o aleación de potencial muy negativo actuará como ánodo en el par galvánico formado

Figura 17.2.- Protección catódica de un pilar de hormigón armado en el lago de Maracaibo [15], mediante ánodos de sacrificio dispuestos en forma de brazaletes.

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con la estructura, forzándola a comportarse como cátodo, protegiéndola contra la corrosión a expensas de su “sacrificio”; el procedimiento sólo es aplicable a las estructuras de hormigón armado cuando éstas se encuentran sumergidas es medios de elevada conductividad (figura 17.2) [15]. Cuando se recurre a una fuente de corriente externa el método se denomina: protección catódica por corriente impresa. La PC fue introducida por Sir Humphry Davy ya en 1824 [16], para proteger la envoltura de cobre de los buques de guerra británicos con bloques de cinc, que actuaban como ánodos de sacrificio. La PC de las estructuras de hormigón armado es una aplicación relativamente nueva de un método de protección antiguo y aunque los conceptos básicos son simples, su aplicación práctica es más compleja, especialmente cuando se trata de utilizar en el hormigón, exigiendo la intervención de personal especializado. Para conseguir una PC eficaz es necesario que la corriente aplicada alcance todas las partes metálicas expuestas al medio corrosivo. Las áreas donde no llegue la corriente continuarán corroyéndose. Para evitar esto, se suelen colocar los ánodos de sacrificio, o los ánodos dispersores de corriente en la PC por corriente impresa, alejados de la superficie a proteger, para facilitar que las líneas de corriente cubran todo el contorno. Sin embargo, en las estructuras de hormigón los refuerzos metálicos discurren a escasa distancia de la superficie, de 2 a 5 cm, usualmente, lo que complica la distribución de corriente, dado que no se puede introducir a través de un ánodo remoto, a menos que se trate de estructuras sumergidas. Para la mayoría de las estructuras, tales como tableros de puentes, aparcamientos, pilares, etc., es evidente que el procedimiento elegido tropezará con serias dificultades para suministrar la corriente de protección uniformemente a través del recubrimiento de hormigón. Si no hay un reparto uniforme de corriente, sólo se protegerán las superficies de las armaduras adyacentes a los ánodos, mientras que las superficies alejadas recibirán una protección insuficiente, tanto más reducida cuanto mayor sea la distancia a los ánodos. Las soluciones desarrolladas para conseguir un reparto uniforme de corriente son muy variadas, generalmente a base de recubrimientos conductores sobre la superficie del hormigón, ya se trate de mallas y redes de ánodos dispersoras de corriente; pinturas conductoras; ciertos espesores de gunita o morteros, que contienen partículas de carbón o metálicas para hacerlos conductores; aplicación de cincados por proyección; o bien el recurso a una elevada densidad de ánodos de sacrificio (figura 17.2) [16]. 2. DISTRIBUCIÓN GEOGRÁFICA DE LAS ESTRUCTURAS CORROÍDAS Dejando aparte las estructuras costeras y offshore, expuestas a medios clorurados muy conductores, que facilitarían la aplicación de la PC, las mayores dificultades se plantearían en las estructuras expuestas a la atmósfera. De hecho, sólo puede ser eficaz la PC en estructuras suficientemente húmedas para que el hormigón actúe como electrólito conductor. Pero en hormigones secos, aunque la corriente de protección sea muy reducida, el riesgo de corrosión es prácticamente inexistente, aún en presencia de cloruros o en hormigones carbonatados [17] y la PC resulta, en tales condiciones, innecesaria.

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Existen, no obstante, muchas estructuras aéreas, como los puentes de las redes de comunicación y los aparcamientos de regiones frías, proyectadas para vidas en servicio de unos 50 años, que requieren reparaciones importantes en periodos de 5 ó 10 años y, frecuentemente, deben reemplazarse sólo después de 15 años de servicio [18]. Al principio se atribuían los deterioros a una construcción incorrecta, o a excesivas cargas. Sin embargo, la distribución geográfica de los fallos estableció pronto una relación con la sal utilizada para el deshielo en las regiones frías. La magnitud del problema y su impacto en la economía es creciente en los EEUU, por ejemplo, donde se utilizan millones de toneladas anuales de sal en las carreteras y se estiman en centenares de miles los tableros de puente seriamente dañados por corrosión y en miles de millones de dólares lo que costaría su reparación [18] [19]. Los iones cloruro presentes en las sales de deshielo penetran en el recubrimiento de hormigón y, al cabo de cierto tiempo, destruyen la pasividad natural del acero en dicho medio. La despasivación ocurre antes en el nivel de armaduras más cercano a la superficie, generando fuertes diferencias de potencial con las armaduras más profundas (figura 17.3). Estas diferencias de potencial son responsables del funcionamiento de macropares galvánicos que, según unos autores serían la causa principal de la corrosión [20]. La experiencia personal no apoya esta forma de pensar, mostrando que la actividad de las micropilas de corrosión en las zonas de hormigón húmedas y contaminadas con cloruros contribuyen mucho más que los citados macropares al proceso de corrosión [21].

Figura 17.3.- La llegada de Cl- a los niveles más externos genera intensos macropares galvánicos entre éstos y los niveles más profundos [20].

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Figura 17.4.- Reacciones parciales del proceso de corrosión en las estructuras de hormigón aramado. La reacción anódica se desarrolla en los niveles de armaduras contaminados con Cl-.

Sea cual fuere la importancia relativa de los macropares galvánicos y de las micropilas de corrosión, la reacción anódica se desarrollará preferentemente en las zonas contaminadas con cloruros y la catódica en las zonas aún libres de ellos (figura 17.4). Los protones generados en el ánodo contribuyen también a bajar el pH en la superficie y a acelerar el proceso de deterioro. Medidas de pH realizadas sobre armaduras que se corroen en estado activo se sitúan invariablemente entre 4,8 y 6 [22]. Durante el progreso de la corrosión se produce una migración de aniones hacia los ánodos y de iones con carga positiva hacia los cátodos, de acuerdo con el esquema de la figura 17.5, para mantener la electroneutralidad en todas las zonas. 3. REPARACIÓN Y PROTECCIÓN Aparte de la disminución del diámetro de las armaduras y de la consiguiente pérdida de su capacidad resistente, se crean también fuertes tensiones debido a que los productos de corrosión del hierro ocupan un volumen mucho mayor que el metal destruido y, a causa de la limitada resistencia a la tracción del hormigón, se producen en él grietas y, en una etapa más avanzada, deslaminaciones del recubrimiento (figura 5.2), quedando las armaduras al descubierto (figura 17.6) [23].

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Figura 17.5.- Proceso de migración iónica que se produce durante la corrosión, para mantener la electroneutralidad de la materia.

Figura 17.6.- El mayor volumen específico de los productos de corrosión, en comparación con el del acero, genera tensiones en el hormigón y, como consecuencia, grietas, deslaminaciones y desprendimientos.

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Aunque las ventajas e inconvenientes de las numerosas técnicas de reparación existentes para las estructuras de hormigón no sea el objetivo que se pretende abordar aquí, se enumerarán al menos. La técnica más simple consiste en reparaciones locales con gunita o morteros de cemento, o bien con morteros modificados con resinas poliméricas y, más que una solución al problema, proporcionan un aplazamiento del mismo, por periodos no muy largos de tiempo, si no se elimina en la reparación el hormigón contaminado con cloruros, o el carbonatado, de todo el perímetro de las armaduras, pues se forman nuevas áreas anódicas en la vecindad de las reparadas y se reproducen, con relativa rapidez, las grietas y los desprendimientos. La FHWA (Federal Highway Association) de USA ha dedicado un esfuerzo considerable para evaluar la eficacia de los procedimientos de parcheado, acabados de mencionar, así como de una amplia variedad de membranas impermeables, productos sellantes, impregnación con sustancias protectoras, inhibidores de corrosión, o recubrimientos aplicados directamente sobre las armaduras, como alternativas de la PC [23,24]. TABLA 17.1. Méritos relativos de los métodos de rehabilitación. MÉTODO

VENTAJAS

DESVENTAJAS

Componente estructural de los tableros. Relativamente impermeable y con larga vida en servicio. Recubrimientos de Apropiados para reparar tableros muy deteriorados. Aumenta el hormigón espesor de recubrimiento protector sobre el acero. Muchos aplicadores cualificados.

Poco apropiados para estructuras de geometría compleja. No puede obturar grietas activas. Difícil de conseguir una textura adecuada para todas las superficies de hormigón. Puede que no detenga un proceso de corrosión activa ya iniciado.

Obtura las grietas activas. Relativamente impermeable. Proporciona buenas superficies de rodadura. Aplicable a cualquier geometría. Muchos aplicadores cualificados.

Resultados muy variables. Puede que no detenga una corrosión en curso. No apropiadas para superficies muy rugosas. Durabilidad limitada para superficies de rodadura. Componente no estructural de los tableros. No recomendable para lugares donde los vehículos giran, maniobran o frenan. La superficie sin impermeabilizar puede acelerar el deterioro del hormigón. No es un componente estructural. Requiere una inspección periódica. Se requiere personal especializado para su aplicación e inspección. Se requiere una fuente de energía eléctrica.

Membranas impermeables con capas de rodadura de hormigón bituminoso

Protección catódica

Detiene un proceso de corrosión ya iniciado. Puede utilizarse en estructuras con grietas activas. No perjudica a la superficie de rodadura. Aplicable a cualquier geometría con ánodos especiales

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La conclusión del estudio es que “La única técnica de rehabilitación que se ha mostrado capaz de detener la corrosión de los tableros de puente, cualquiera que sea el contenido de cloruros del hormigón, es la PC”. La Tabla 17.1 [25], ofrece una guía para la selección más lógica y rentable de los métodos de rehabilitación, entre ellos la PC. 4. PECULIARIDADES DE LA PC DE LAS ESTRUCTURAS DE HORMIGÓN ARMADO La PC de las estructuras de hormigón armado está menos extendida que la de las estructuras enterradas o sumergidas, porque la elevada resistividad del hormigón, en comparación con la de muchos suelos y la del agua del mar, plantea dificultades de diseño para conseguir un reparto homogéneo de la corriente de protección, como ya se señaló en el apartado 1.4. En la protección de las estructuras de hormigón armado enterradas o sumergidas puede recurrirse a la metodología comercial de la PC, pero la protección de las estructuras aéreas exige metodologías propias. La necesidad de un reparto uniforme de la corriente excluye prácticamente la protección por ánodos de sacrificio, pues exigiría un número elevadísimo de ánodos. El reparto uniforme con corriente impresa se consigue añadiendo un ánodo suplementario al sistema, de la misma extensión que la estructura (figura 17.7).

Figura 17.7.- El reparto uniforme de la corriente de protección se consigue con ánodos dispersores de la misma extensión que la estructura.

Cuando los ánodos se conectan al terminal positivo de la fuente de corriente y las armaduras al terminal negativo, toda la red de refuerzos, interconectados entre sí, se fuerza a actuar como cátodo, desarrollándose en su superficie la reacción catódica dominante, la reducción de oxígeno (figura 17.7). La reacción anódica variará en función del tipo de ánodo utilizado. Si se emplean ánodos con partículas de carbón, la reacción anódica será una mezcla de desprendimiento de oxígeno y

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de cloro y de oxidación del carbón a dióxido de carbono o carbonato [18]. Si se emplean ánodos catalizadores inertes, la reacción anódica puede limitarse al desprendimiento de oxígeno. 4.1. Sistemas de protección catódica Los primeros sistemas de PC para puentes utilizaban ánodos de ferrosilicio, distribuidos sobre la superficie, con un recubrimiento conductor de coke-asfalto de unos 50 mm de espesor (figura 17.8) [19]. Las deficientes propiedades mecánicas e impermeabilizantes de tales recubrimientos conductores, exigían otro recubrimiento más externo, o capa de rodadura, de hormigón asfáltico de 40-50 mm, con el notable inconveniente de un peso y espesor adicionales considerable. Además, estos sistemas no son apropiados para superficies verticales o las horizontales invertidas.

Figura 17.8.- Los primeros sistemas de PC de las estructuras de hormigón empleaban recubrimientos conductores de coke–asfalto, de unos 50 mm de espesor, y otra capa externa de rodadura de parecido espesor, lo que suponía un volumen y peso adicionales considerable.

4.2. Sistemas de ánodos inertes Para eliminar los inconvenientes del peso y espesor adicional de los recubrimientos conductores se realizaron, a partir de 1977, instalaciones con alambre de niobio con un revestimiento de platino obtenido por extrusión [23]. Tales alambres actúan como ánodos primarios ocultos en ranuras, separadas unos 7 m entre si y rellenas de un mortero conductor. Para obtener un buen reparto de corriente se empleaban ánodos secundarios de fibras conductoras de carbón, dispuestos en ranuras transversales de 30 en 30 cm, aproximadamente. La unión eléctrica entre los ánodos primarios y secundarios se conseguía gracias al mortero conductor que rellenaba las ranuras [19,26,27]. El inconveniente principal de este procedimiento radica en

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que, al trabajar a densidades de corriente muy elevadas, se acidifica considerablemente el entorno y los productos de la reacción anódica atacan al hormigón. 4.3. Mallas de ánodos dispersores de corriente Los primeros ánodos distribuidores de corriente utilizados con recubrimientos de morteros no conductores fueron retículos de polímeros conductores, que se colocaban sobre las áreas a proteger y se recubrían con una capa de rodaje no conductora (figura 17.9). Esta disposición tiene la ventaja de servir para superficies verticales y las horizontales inferiores [19].

Figura 17.9.- Los sistemas más modernos, como las mallas flexibles de polímeros conductores, no presentan apenas ningún peso ni volumen adicional.

Recientemente se ha comercializado un ánodo alternativo para uso conjunto con sobrecapas rígidas. Este ánodo está constituido por un material conductor metálico, rodeado por un polímero flexible y también conductor. La malla cubre uniformemente los tableros y dispersa la corriente de forma regular a las armaduras. Este entramado de malla anódica garantiza salidas de corriente suficientes a voltajes muy bajos, lo que facilita la utilización de células fotovoltaicas como fuente de corriente en lugares muy apartados [19]. 4.4. Sistemas de capas conductoras Han sido propuestas también distintas variedades de morteros conductores y de capas conductoras de espesor inferior a 1 mm, por ejemplo másticos acrílicos con disolventes que contienen grafito, materiales acrílicos con látex o agua como disolventes y rellenos conductores de grafito, etc.

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Las ventajas más significativas de estas capas conductoras es que se adaptan a las formas más complejas, en cualquier orientación, sin limitaciones dimensionales, ni apenas peso adicional [23]. 4.5. Otros sistemas de ánodos y de fuentes de corriente Mallas de titanio recubiertas de óxidos con propiedades catalíticas, e incluso cincados obtenidos por proyección, se han utilizado como ánodos conductores para la PC por corriente impresa (figura 17.10) [28].

Figura 17.10.- El cincado del hormigón por proyección se ha utilizado con éxito como ánodo dispersor de corriente en las estructuras de hormigón armado [28].

Los sistemas de ánodos de sacrificio, aún con la gran ventaja de generar su propia energía, apenas se utilizan, debido a que la acción protectora se limita a las cercanías del ánodo, pues el voltaje natural del macropar galvánico Fe/Zn es demasiado bajo para llevar la corriente a través del hormigón a mayores distancias, necesarias para proteger toda la estructura y, también, a causa de los productos de corrosión expansivos de los propios ánodos [19]. Hasta hace poco tiempo, un problema que limitaba la utilización de la PC por corriente impresa, en los tableros de puentes, era la necesidad de disponer de una

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fuente de corriente alterna para alimentar los transformadores-rectificadores que suministraban la corriente de protección a las estructuras. Una fuente de voltaje variable para la PC, que no precisa energía de origen comercial, son los paneles solares fotovoltaicos, utilizados conjuntamente con baterías de corriente continua [19] [29]. El coste por unidad de potencia es algo elevado, pero se compensa con creces con la eliminación de los costes que ocasiona la instalación de las líneas de corriente alterna. Los paneles solares pueden ser la solución para proporcionar energía económica a puentes situados en zonas de difícil acceso, muy alejadas de los núcleos de población. 5. CRITERIOS DE PROTECCIÓN Para las estructuras de acero, desnudas o pintadas, se acepta, generalmente, que se encuentran en la zona de inmunidad de los diagramas de Pourbaix, protegidas por tanto, para potenciales más negativos que -850 mV con respecto al electrodo de referencia de Cu/CuSO4 saturado, y tal valor se toma como criterio de protección. Sin embargo, no hay ningún criterio ampliamente aceptado sobre la PC del acero en el hormigón. Pero, aún en ausencia de un criterio universal, las estructuras de hormigón armado se protegen catódicamente, en ocasiones como si de estructuras de acero desnudo o pintado se tratase, admitiendo que estarán protegidas cuando se aplique una corriente suficiente para desplazar su potencial hasta valores < -850 mV frente al electrodo de Cu/CuSO4 [23]. Los primeros estudios se realizaron en soluciones saturadas de Ca(OH)2 para simular la fase acuosa del hormigón, obteniendo ya una protección catódica completa a -770 mV con respecto al electrodo de Cu/CuSO4, según Vrable y colaboradores [30]. El mismo Vrable sugiere que no deben excederse los -1170 mV para evitar el riesgo de desprendimiento catódico de hidrógeno y la posible fragilización de las armaduras, fenómeno muy temido en las estructuras pretensadas. En la Tabla 17.2 se indican los potenciales de desprendimiento de hidrógeno obtenidos para distintas condiciones [31,32]. La FHWA considera, además de los mencionados criterios de -770 y -850 mV, otros cuatro criterios en un extensivo estudio sobre el tema: - El desplazamiento de 300 mV, o más, de los Ecorr en dirección negativa al aplicar la PC. - Un desplazamiento de 400 mV en dirección catódica (negativa), con un límite de -1100 mV. - Una pérdida o atenuación de la polarización catódica de 100 mV, o más, cuando se interrumpe la PC y retorna la estructura hacia su potencial natural, tomando la medida una hora después de desconectada la corriente. - La determinación de las curvas de polarización, E-log I, para fijar la densidad de corriente necesaria para alcanzar el potencial de protección deseado. El trazado de las curvas de polarización en soluciones puede resultar poco real y el comportamiento de Tafel se encuentra enmascarado en el hormigón, en la mayoría de las circunstancias, y su interpretación requiere considerable experiencia.

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TABLA 17.2. Potenciales de desprendimiento de burbujas de hidrógeno para un acero del 0,4%C en varias soluciones que simulan la fase acuosa del hormigón. SOLUCIONES

pH

0,025M Ca(OH)2 (saturado) 0,025M Ca(OH)2+0,02 M Cl- (3) 0,025M Ca(OH)2 + 6,1 M Cl5,36 M Cl- (4) 5,36 M Cl5,36 M Cl-

12,5 12,3 12,2 9,4 7,9 4,0

EH (1) mVCuSO4 -1.170 -1.170 -1.170 -1.020 -1.035 - 970

iH (2) µA/cm2 20,0 —— —— 2,17 6,0 22,3

(1)

EH: potencial de desprendimiento de hidrógeno frente al electrodo de CuSO4 saturado. iH: densidad de corriente asociada con el desprendimiento de hidrógeno. (3) Los iones Cl- se añadieron como NaCl. (4) Los iones Cl- se añadieron como CaCl2 y el pH se ajustó con HCl o Ca(OH)2. (2)

Parece que los potenciales de protección de -770 y -850 mV conducen a sobreprotecciones y que el desplazamiento de 300 mV al aplicar la PC o la pérdida de polarización de 100 mV al interrumpirla conducen a exigencias similares de corriente. La utilización de las densidades de corriente como criterio de protección es muy arriesgada, puesto que los valores necesarios para alcanzar un potencial de protección previamente estipulado pueden variar entre 2 y 50 mA/m2, dependiendo del estado y calidad del hormigón, así como de sus contenidos en humedad, oxígeno y cloruros [32]. La NACE intenta realizar un esfuerzo pragmático para superar esta disparatada situación, recomendando los 100 mV de pérdida de polarización como único criterio de protección [33]. Lo que no ha logrado impedir la confusión de criterios existente es la creciente extensión de la PC a las estructuras de hormigón armado. 6. CONTROL DE LA PROTECCIÓN CATÓDICA Una de las ventajas de la PC es la facilidad con que puede controlarse su eficacia en forma rutinaria. Es suficiente una supervisión periódica del potencial de la estructura, que debe ser más negativo que el valor fijado como criterio de protección. En todo caso, debería estar comprendido entre el valor utilizado como criterio y -1100 mV frente al electrodo de referencia de Cu/CuSO4, para no dar lugar al desprendimiento de hidrógeno, aunque se incurra en una cierta sobreprotección, con las pérdidas económicas consiguientes, pero sin peligro de fragilización por hidrógeno. Algo más complejo sería el control si se elige como criterio de protección la pérdida de polarización de 100 mV al interrumpir la corriente, ya que las medi-

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

das, en lugar de ser instantáneas, podían extenderse hasta una duración típica de 4h [23]. Cuando se instala la PC es necesario prever inicialmente los puntos de control e instalar electrodos de referencia permanentes en las proximidades de las armaduras, cuando se utilizan capas asfálticas de rodadura, o membranas impermeables, que provocan dificultades en las medidas de potencial con electrodos de referencia portátiles colocados sobre la superficie. Por otra parte, la estabilidad de los electrodos de referencia permanentes embebidos en hormigón es aún una cuestión discutible, aunque existe experiencia satisfactoria basada en el comportamiento en soluciones saturadas de hidróxido cálcico. Se han utilizado diferentes tipos de electrodos de referencia: cinc/sulfato/cinc; cobre/sulfato de cobre; plata/cloruro de plata; molibdeno/óxido de molibdeno; cinc puro; grafito y plomo [19]. De estos electrodos el de plata/cloruro de plata es el que se ha comportado más uniformemente, mientras que los de molibdeno/óxido de molibdeno; de grafito y de plomo se encuentran todavía en periodo de experimentación [19]. 7. SUMARIO - La única técnica de protección capaz de detener la corrosión en estructuras de hormigón carbonatadas o contaminadas con cloruros es la PC. - El parcheo de las zonas deterioradas es un procedimiento que no ofrece garantías, dado que en plazos cortos de tiempo suelen aparecer nuevos fallos, a menudo en zonas adyacentes a la reparación anterior. - La única alternativa de la PC, con garantías a largo plazo, consiste en la remoción y reemplazamiento de todo el hormigón carbonatado o contaminado con cloruros, o en la reconstrucción de la estructura. - Se han aplicado en la práctica numerosos sistemas comerciales de PC, que se han mostrado eficaces para detener el proceso de corrosión y controlar deterioros posteriores. - El desarrollo de nuevos sistemas de ánodos dispersores de corriente, específicos para las estructuras de hormigón armado, permite ampliar la PC a las superficies verticales y horizontales invertidas. - Existe cierta confusión en los criterios de protección, aunque parece que tanto el desplazamiento de 300 mV del potencial de la estructura en dirección catódica, como la pérdida de 100 o más mV de polarización catódica al interrumpir la corriente, o la imposición de potenciales de -770 mV, o más negativos, en toda la superficie de la estructura, garantizan que el fenómeno de corrosión no continúa progresando. REFERENCIAS [1] C.L. PAGE and K.W.J. TREADAWAY, Nature, 297 (5862) (1982) 109-115. [2] J. CALLEJA, Mat. Constr., Nº 150-151 (1973) 153.

Procedimientos electroquímicos de rehabilitación de las estructuras ya corroídas de hormigón…

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[3] K.K. SAGOE-CRENTSIL and F.P. GLASSER, Mag. Concr. Res., 41 (149) (1989) 205-212. [4] J.A. GONZÁLEZ; M. BENITO; A. BAUTISTA y E. RAMÍREZ, “Inspección y diagnóstico de las estructuras de hormigón armado”, Rev. Metal. Madrid, 30 (1994) 271. [5] J.P. BROOMFIELD, “Life prediction of corrodible structures”, NACE Symposium, Cambridge, Sept. 1991, Paper 14. [6] R.D. BROWNE; M.P. GEOGHEGAN and A.F. BAKER, “Corrosion monitoring of steel in concrete”, en “Corrosion on reinforcement in concrete construction”, Ed. A.P. CRANE. Londres, 1983. Cap. 13 , pp. 193-222. [7] M. FERNÁNDEZ CÁNOVAS, “Patología y Terapéutica del Hormigón Armado”. 20 Edición. Editorial Dossat, S.A. Barcelona, 1984. pp. 443-473. [8] R. MARTÍNEZ, Hormigón, (nº 38) (1998) 48. [9] J.A. GONZÁLEZ; A. MOLINA; E. OTERO and W. LÓPEZ, Mag. Concr. Res., 42 (nº 150) (1990) 23. [10] A. COBO; E. OTERO; M.N. GONZÁLEZ and J.A. GONZÁLEZ, Mater. Corros., 52 (2001) 581. [11] A. COBO, “Comprobación de la eficacia de la realcalinización y de la extracción electroquímica de cloruros como métodos de rehabilitación de las estructuras de hormigón armado corroída”, Tesis Doctoral, Univ. Politécnica de Madrid, ETSICCP, 2001. [12] CEB BULLETIN Nº 162, “Assessment of concrete structures and design procedures for upgrading”, August 1883. [13] K. TUUTTI, “Corrosion of steel in concrete”, Swedish Cement and Concrete Research Institute, Stockholm, 1982. [14] S. FELIU y C. ANDRADE (coordinadores), “Manual de inspección de las obras dañadas por corrosión de las armaduras”, Ed. CSIC, Madrid 1989. [15] O. TROCONIS-DE RINCÓN y COL.: Memorias del II Cong. Iberoam. Corros. Prot. Maracaibo (Venezuela), Nov. 1986. Vol. I. p. 371. [16] H. DAVY, Phil. Trans., (1824) 114-151. [17] J.A. GONZÁLEZ and C. ANDRADE, Br. Corros. J., 17 (1) (1982) 21. [18] J. BENNETT, Anti-Corrosion, 33 (Nov.) (1986) 12. [19] M.A. GUILLÉN, Rev. Iberoam. Corros. Prot., XVII (2-6) (1987) 99. [20] S.E. SLATER, “Corrosion of metals in association with concrete”. ASTM-STP 818, Philadelphia (USA), 1983 pp. 40-43. [21] J.A. GONZÁLEZ y COL., Conf. Int. “Mesures et essais en gènie civil”. Lion (Francia), Sept. 1988. [22] K.C. CLEAR and V.P. VIRMANI, NACE Corros. Conf., Sept. 1982. Paper nº 7. [23] B.S. WYATT and D.I. IRVINE, Master. Perf., 26 (Dec) (1987) 12. [24] R. A. BARNHART, FHWA Memorandum, Federal Highway Administration, April 1982. [25] D.G. MANNING and D.H. BYE, Bridge Decks Rehabilitation Manual. Ontario Ministry of Transportation and Communications, Part 1, Nov. 1983, and Part 2, April 1984. [26] K.C. CLEAR, FPC Anual Progress Report for period ending Sept. 30, 1981. Project 4K, FHWA, 1981.

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[27] R.F. STRATFULL, Criteria for The Cathodic Protection of Bridge Decks. Int. Conf. of Reinf. in Conc. Constructions. Londres, Jun, 1983. [28] J.A. APOSTOLOS, D.M. PARKS and R.A. CARELLO, Mater. Perf., 26 (Dec) (1987) 22. [29] R.F. STRATFULL, “A manual for the corrosion control of bridge decks”, FHWA, Contract nº DHTF 6182-C-00016, Feb. 1984. [30] J.B. VRABLE and B.E. WILDE, CORROSION/79. NACE, Houston, TX, 1979. Paper nº 135. [31] J.B. VRABLE and B.E. WILDE, Corrosion, NACE, 36 (1) (1980) 18. [32] M.A. GUILLÉN, Curso general de corrosión y protección de materiales metálicos en contacto con hormigón. IETcc, Madrid, Feb. 1984. [33] FHWA DEMONSTRATION PROJECT Nº 34, Interim Report -DP-34-2. NACE Task Group T-3K-2, FHWA, 1982.

CAPÍTULO XVIII Procedimientos electroquímicos de prevención de la corrosión en estructuras de hormigón armado. La extracción electroquímica de cloruros y la realcalinización Resumen La experiencia atesorada respecto a la extracción electroquímica de cloruros (EEC) y a la realcalinización electroquímica (RAE), métodos relativamente recientes de rehabilitación de las estructuras de hormigón armado (EHA), demuestra, sin lugar a dudas, que una gran parte de los cloruros que han penetrado en las estructuras pueden extraerse y que el hormigón carbonatado puede realcalinizarse. Pero el estado de conocimientos no ha avanzado aún lo suficiente para disipar serias inquietudes sobre la eficacia de la RAE y la EEC, que se están tratando de difundir como logro ya conseguido, como meta, cuando sólo pueden constituir el medio o camino para preservar la durabilidad de las EHA, que sería la meta verdadera. Aún queda por resolver la controversia fundamental, que puede sintetizarse en la pregunta siguiente: Eliminadas las causas de la corrosión ¿se detiene ésta en las EHA ya corroídas? Para encontrar respuesta a esta pregunta fundamental se realiza, mediante las técnicas electroquímicas de estudio de la corrosion, el análisis de las respuestas de refuerzos de acero limpios y precorroídos en una solución que simula la fase acuosa de la red de poros del hormigón, y embebidos en losas de hormigón armado de tamaño considerable, con y sin adiciones de cloruros. De acuerdo con los resultados obtenidos, la eficacia de los MER depende fuertemente del grado de precorrosión de las armaduras, de manera que pueden considerarse como métodos adecuados de prevención pero, estrictamente hablando, no como métodos de rehabilitación.

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1. INTRODUCCIÓN La importancia técnica, económica y social del sector de la construcción convierte el deterioro de las EHA en el reto principal de la ingeniería civil en el mundo desarrollado, reconociéndose la corrosión de los refuerzos como la causa de mayor influencia en los fallos prematuros de dichas estructuras [1]. A continuación se tratará de recordar, una vez más, varias cuestiones esenciales y evidentes respecto a la durabilidad de las EHA: - Las enormes pérdidas debidas a la corrosión, una parte considerable de las cuales, concretamente el 18%, son atribuibles al sector de la construcción [2], uno de los que más influyen en el empleo y la calidad de vida. - Entre los materiales de construcción el hormigón, en masa y armado, supera a todos los otros materiales considerados conjuntamente. - El estado natural del acero en el hormigón es el pasivo y, siempre que se mantenga, la corrosión es insignificante y la durabilidad de las EHA podría considerarse “casi ilimitada”. No obstante, la carbonatación del hormigón por el CO2 atmosférico y la penetración de iones cloruros desde el ambiente hasta el nivel de las armaduras pueden destruir la pasividad de las mismas, desencadenar la corrosión y reducir drásticamente la durabilidad de las EHA [3-5]. Surgen así, como posibilidades muy sugestivas, para evitar esta última posibilidad en ambientes muy corrosivos, los MER: la protección catódica (CP), la RAE y la EEC [6-24]. Este inusitado interés se centra preferentemente en la ERA y la ECR, por resultar, frente a los métodos tradicionales de reparación, mucho menos costosos y más respetuosos con el entorno ambiental y la salud de los operarios; y por su carácter temporal, de corta duración, frente al carácter permanente y necesidad continuada de mantenimiento de la CP. Las principales características de los métodos de rehabilitación se extractan en la Tabla 18.1. TABLA 18.1. Características de los tratamientos de rehabilitación electroquímica de las EHA. MÉTODO

PC

EEC

Objetivo perseguido

Imponer un poten- Conseguir un medio cial de protección pasivante. Extraer cloruros. Duración de la pola- Permanente Temporal (6-10 rización semanas). Densidades de corriente

3-20 mA/m2

0,8-2 A/m2

RAE Conseguir un medio pasivante. Temporal (3-14 semanas) 0,8-2 A/m2

La realización práctica se basa, como en el caso de la PC, en aplicar una corriente continua a toda la red de refuerzos que se une al terminal negativo de la fuente de corriente; forzando el paso de una intensidad muy superior a la requerida en la PC. Los ánodos para cerrar el circuito suelen ser externos y desechables al tratarse de

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procedimientos de corta duración, unidos a la superficie de la estructura a través de un electrólito alcalino para facilitar la conductividad eléctrica (figura 18.1).

Figura 18.1.- Reacciones que ocurren durante la aplicación de los MER.

La situación dista mucho de resultar satisfactoria. Contribuye a ello el hecho de que, a pesar de las enormes cantidades de trabajo y de dinero dedicadas al estudio de la corrosión de las EHA, y a la búsqueda de soluciones adecuadas, permanezcan aún como objeto de controversia cuestiones muy importantes para adoptar decisiones sobre los métodos de prevención de la corrosión o de rehabilitación de las EHA. Paradójicamente, a menudo tales cuestiones son elementales y deberían desaparecer si se hiciera un uso correcto de los conocimientos ya adquiridos. En este capítulo se pretende proponer respuestas adecuadas a algunas de estas cuestiones. Concretamente a las siguientes: - ¿Es posible detener una corrosión ya iniciada? - ¿Se pueden repasivar las EHA ya corroídas? - ¿Son eficaces los MER de las EHA: cuándo? - ¿Existe una relación entre el grado de precorrosión de las armaduras y su posibilidad de repasivación? - ¿Es suficiente eliminar las causas de la corrosión para detener el ataque en las estructuras ya corroídas? - ¿Pueden considerarse los MER como un fin en si mismos? - ¿Puede una simple medida de potenciales determinar el estado activo o pasivo de las armaduras? - ¿Tienen el mismo significado las velocidades de corrosión medidas antes y después de aplicar los MER?

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

- ¿Siguen siendo los cloruros necesarios para continuar una corrosión ya iniciada? Con esta finalidad se analizan las respuestas de electrodos de acero, limpios (recién decapados) y precorroídos, en soluciones saturadas de Ca(OH)2, en pequeñas probetas de mortero exento de cloruros, y en losas de mortero de grandes dimensiones (figura 5.7), con y sin adiciones de cloruros, utilizando técnicas gravimétricas, analíticas y electroquímicas. 1.1. Fundamentos Recuérdese que el fenómeno de corrosión se compone de dos procesos parciales, el anódico, de oxidación o corrosión, que para el caso del acero se puede expresar por la reacción: Fe ↔ Fe2+ + 2e-

(1)

y el catódico, de reducción, que en medios alcalinos como el hormigón consume los electrones generados en (1) según la reacción: 1/2O2 + H2O + 2e- ↔ 2OH-

(2)

El proceso global, suma de los parciales, implica la formación de un producto de corrosión, que inicialmente, aunque luego se transforme en productos férricos, suele ser el hidróxido ferroso: Fe + 1/2O2 + H2O ↔ Fe(OH)2

(3)

Los tres procedimientos electroquímicos de rehabilitación tienen en común, que inyectan en la red de armaduras una cantidad de electrones suficiente para que la reacción (1) se desplace totalmente hacía el primer miembro, no teniendo lugar la disolución del acero de refuerzo (figura 18.2).

Figura 18.2.- Si se inyectan electrones a las estructuras que se corroen, el proceso parcial anódico se desplaza totalmente hacia la izquierda, evitándose la corrosión. Este es el fundamento de la protección catódica.

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Una vez que el oxígeno se ha consumido según la reacción (2), lo cual, con las densidades de corriente típicas de la RAE, es probable que ocurra en menos de 24h [8], cambia el proceso catódico. Se siguen produciendo hidroxilos, pero ahora simultáneamente con la formación de hidrógeno como subproducto: 2H2O + 2e-

H 2 + 2OH-

(4)

En el ánodo externo, se produce la oxidación de los hidroxilos y la electrolisis del agua según las ecuaciones (5) y (6) respectivamente (figura 18.1). 2OH- ↔ 1/2O2 + H2O + 2e2H2O ↔ O2 + 4H+ + 4e-

(5) (6)

El método produce en la superficie de los refuerzos un incremento de la concentración de iones OH- suficiente para alcanzar valores de pH mayores de 14 inmediatamente después del tratamiento, conservándose entre 12 y 13 varios meses después del mismo [8]. De acuerdo con el diagrama de Pourbaix, estos valores de pH deberían garantizar la repasivación de las armaduras. Los iones OH- se desplazan por electromigración, forzada por el campo eléctrico, hacía el anódo externo y la zona realcalinizada se va extendiendo a partir de los refuerzos (figura 18.3). Con las densidades de corriente usuales en la realcalinización, parece demostrarse que la absorción, difusión y electroósmosis tienen una participación muy secundaria en la extensión de la zona realcalinizada a partir de los refuerzos [6-8].

Figura 18.3.- Esquema de la RAE con la formación de una zona de realcalinización interna y otra externa.

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La continuidad eléctrica con el ánodo externo se suele lograr mediante agua o mejor un electrólito alcalino (figura 18.1), ya sea carbonato sódico, hidróxido cálcico o de litio, retenido por un material esponjoso, muchas veces pasta de papel, que rodea al ánodo externo. Precisiones sobre la aplicación práctica de la RAE pueden encontrarse, por ejemplo, en el excelente trabajo de Mietz [8]. Si el electrólito es alcalino, se extiende a partir de la superficie del hormigón otra zona realcalinizada, cuyo espesor no depende significativamente de la electromigración de los cationes presentes, Li, Na o Ca, pues apenas cambia con la densidad de corriente [9], sino que está controlado principalmente por la absorción y difusión del electrólito alcalino. Suceden las cosas exactamente al contrario que en la realcalinización que se extiende desde las armaduras. En el caso de la EEC puede producirse también en el ánodo la descarga de cloro gas, según la reacción: 2Cl- ↔ Cl2 + 2e-

(7)

1.2. Comprobación de la rehabilitación electroquímica y de sus efectos La forma más sencilla y utilizada de comprobar el éxito del tratamiento de rehabilitación consiste en la determinación del perfil de cloruros previo y posterior a la EEC, y en el caso de una realcalinización en rociar la superficie de testigos recientemente extraídos con una solución alcohólica de fenolftaleina, el indicador colorea de rosa la zona realcalinizada, mientras que no altera la apariencia de la carbonatada (figura 7.4). Pero la simple comprobación de la disminución del contenido en cloruros o del cambio de pH no debe satisfacer al investigador, pues si la condición es necesaria para el retorno al estado pasivo, puede ser que sea insuficiente. Si la eliminación de un elevado porcentaje de cloruros [17,20], o la realcalinización de la fase acuosa está fuera de dudas [8,18,19], también parece demostrado que el tratamiento no elimina nunca los cloruros en su totalidad, ni recupera la reserva alcalina del hormigón sin carbonatar. Valoraciones con ácido clorhídrico de muestras pulverizadas de morteros sin carbonatar, parcialmente carbonatados y carbonatados y realcalinizados, muestran que no se produce ningún aumento significativo de la alcalinidad total (figura 18.4). Además del trazado de los perfiles en cloruros y del ensayo de la fenolftaleina, la elaboración de mapas de potenciales antes y después del tratamiento, o la simple medida del potencial de corrosión, Ecorr, se emplean con frecuencia para justificar el éxito del tratamiento [21]. Mucho menos frecuentes son las determinaciones de la respuesta en corriente para polarizaciones anódicas de potencial. Dicha respuesta debería ser prácticamente despreciable, si con la RAE se recupera el estado pasivo [17]. Pero es lamentable que estos últimos tipos de ensayos, más directamente relacionados con los fenómenos de corrosión en la interfase acero/hormigón, carezcan habitualmente de precisiones sobre las condiciones en que se llevaron a cabo. En efecto, como se demostrará mas adelante, se pueden obtener valores de Ecorr totalmente diferentes según el grado de saturación de la red de poros del hormigón (según su resistividad).

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Figura 18.4.- Alcalinidad total en muestras sin carbonatar, parcialmente carbonatadas y carbonatadas y realcalinizadas.

Aunque la técnica se introdujo ya comercialmente en 1987 [22], resulta sorprendente la escasez de trabajos bien documentados sobre la realcalinización en la bibliografía científica, a pesar del uso frecuente de dicha técnica [8,23]. Algo semejante podría decirse sobre la EEC, aunque arranca ya de épocas anteriores [12]. 2. PARTE EXPERIMENTAL 2.1. Materiales Se ha estudiado el comportamiento de láminas de acero, limpias y con diferentes grados de precorrosión, en soluciones saturadas de Ca(OH)2 y embutidas en pequeñas probetas de mortero de cemento de 7x8x9 cm, como la de la figura 18.5, en cuya fabricación se utilizó cemento Portland, arena de sílice y agua destilada. En ambos medios se utilizaron muestras de acero con productos de corrosión y previamente decapadas en HCl del 50% con 2 g/l de hexametilentetramina como inhibidor. Las probetas de mortero, para facilitar los procesos de corrosión, se mantuvieron en una atmósfera de elevada humedad relativa, en torno al 95%.

Figura 18.5.- Probetas de mortero con laminillas limpias y precorroídas embebidas en él.

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En otra serie de ensayos se analizaron las respuestas de redondos de acero corrugado, también precorroídos y recién decapados. Parte de los alambres de refuerzo procedían de elementos estructurales prefabricados de hormigón armado, en los que, a causa de la corrosión del acero, se había desprendido en muchas zonas el recubrimiento de hormigón, después de unos 30 años de vida en servicio.

Figura 18.6.- Losa de hormigón armado reforzada con armaduras de acero, mostrando la disposición de los electrodos para aplicar las técnicas electroquímicas y, en la parte inferior, la representación esquemática del montaje empleado para la EEC, mostrando la zona tratada.

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Se utilizaron también dos losas de hormigón armado, de 133x133x7 cm. (figura 18.6), fabricadas hace más de 10 años, una sin aditivos y otra con un 3% CaCl2, añadido en relación al peso de cemento, cada una de ellas con 13 armaduras de 0,8 cm de diámetro, espaciadas entre sí 9 cm. En una zona de la losa con cloruros (parte inferior de la figura) se realizó una EEC a una densidad de corriente de 5 A/m2 de superficie de acero (1,25 A/m2 de superficie de mortero), durante 6 semanas por cada cara de la losa. 2.2. Métodos experimentales La evolución con el tiempo del comportamiento de los electrodos corroídos y limpios (recién decapados) se siguió a través de la medida del potencial de corrosión, Ecorr; de la resistencia de polarización, Rp, para calcular la velocidad de corrosión a partir de la ecuación de Stern y Geary [25]; del trazado de las curvas de polarización y de la respuesta a pulsos galvanostáticos de corta duración [26-28]. Procedimientos todos ellos, con la excepción de la medida del Ecorr, que permiten precisar el estado activo o pasivo de los refuerzos. Es decir, la eficacia de los MER. 3. RESULTADOS EXPERIMENTALES En la figura 18.7 se reproduce la evolución de los Ecorr de las losas con y sin adiciones de cloruros, durante el primer mes a partir de la iniciación de los ensayos. Se parte de un hormigón muy seco, después de años de permanencia en el ambiente interior de la nave del CENIM, lo que explica los valores inicialmente tan altos de potencial, de 300 y 100 mV, aproximadamente, en ausencia y presencia de cloruros, respectivamente. Las medidas se realizan colocando el contraelectrodo (CE), con el electrodo de referencia (ER) en su interior, situados en el centro de la losa, y con las 13 barras de acero conectadas entre sí actuando como electrodo de trabajo (ET), según el esquema de la figura 18.6. Inicialmente sólo se humidificaba la zona situada bajo el pequeño CE con esponjas empapadas, igual que en las inspecciones efectuadas en grandes estructuras. Se produce un descenso de 100-200 mV durante las primeras 24 h, para casi estabilizarse durante los 6 días siguientes, hasta que en el punto P se cambian las pequeñas esponjas de las dimensiones del CE por otras que cubren toda la superficie de las losas. A partir de este momento siguen descendiendo los Ecorr durante 2-3 días, hasta que se estabilizan en torno a -400 mV para la losa con cloruros y a -200 mV en ausencia de aditivos. Las líneas horizontales que dividen la escala del potencial tratan de señalar las probabilidades de corrosión en estado activo que tendrían las armaduras contenidas en las losas, de acuerdo a lo establecido por la norma de la ASTM 876 [29], tomando en cuenta los potenciales registrados. Puede notarse que cuando las dos losas se encuentran secas, la probabilidad de corrosión en estado activo son ≤ 10%, mientras que conforme avanza el tiempo de humidificación, la losa sin cloruros penetra en la zona con probabilidades inciertas de corrosión, y la losa con cloruros se sitúa en la zona de alto riesgo, con probabilidades ≥ 90% de que ocurra corrosión en estado activo.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 18.7.- Evolución con el tiempo de humectación de los Ecorr de las losas con y sin adiciones de cloruros. A partir del punto P se humedece toda la superficie de la losa, no sólo bajo el contraelectrodo. Como electrodo de trabajo actúan 13 barras interconectadas entre sí.

La figura 18.8 ofrece un aspecto distinto de los mismos resultados, relacionando la resistividad y los Ecorr para los estados activo y pasivo. Se demuestra que los Ecorr, medidos en la superficie de la losa se reducen unos 500 mV con una humectación progresiva del mortero, tendiendo a estabilizarse para resistividades ≤30 kΩ·cm, mucho antes de que se llegue a la saturación de la red de poros. Para grados de humectación reducidos pueden, de acuerdo con la figura, confundirse las estructuras activas y pasivas, si la decisión sobre su estado se basa únicamente en los Ecorr. En la figura 18.9 se refleja la relación entre las icorr, obtenidas para una distribución uniforme de la corriente, y la resistividad del hormigón, para los dos tipos de losa. En un amplísimo rango de resistividades se produce una relación inversamente proporcional, en coordenadas logarítmicas, entre ambos parámetros para las armaduras activas. La resistividad también influye, pero en mucho menor medida, en las icorr de las armaduras pasivas. La consecuencia es que para grados de saturación de la red de poros muy bajos, es decir para resistividades muy elevadas del hormigón, tienden a aproximarse las velocidades de corrosión aparentes de los estados activo y pasivo. La figura 18.10 muestra la concentración de cloruros que inicialmente contenía la losa (antes de la EEC), a diferentes profundidades de la superficie. Puede observarse que el contenido de cloruros no es homogéneo en todo el espesor de la losa, existiendo un aumento considerable en la concentración a medida que se penetra desde la cara superior de la losa. Después de que transcurrieran las 6 semanas de aplicación de la EEC se observa una clara disminución en la concentración de cloruros, si bien en la cara opuesta continua el mismo nivel, pues no se produce prácticamente electromigración de cloruros por debajo del nivel de los refuerzos. Al aplicar la EEC por las dos caras se llega a un perfil bastante uniforme en todo el espesor de la losa. Otros autores demuestran que la eficacia de la técnica depende de la configuración de las armaduras y que es posible reducir el contenido en cloruros entre dos capas de refuerzos de acero [20].

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Figura 18.8.- Variación de Ecorr en función de la resistividad de las losas con y sin adiciones de cloruros.

Figura 18.9.- Relación entre la resistividad y la velocidad de corrosión de las armaduras embebidas en losas con y sin adiciones de cloruros.

Figura 18.10.- Perfiles de concentración de cloruros obtenidos en diferentes etapas del proceso de extracción: a) antes de la extracción; b) después de 6 semanas de EEC por una cara de la losa, a una densidad de corriente de 5 A/m2 de superficie del acero de refuerzo; y c) después de la EEC, en iguales condiciones, por las dos caras de la losa.

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La figura 18.11 muestra la evolución del potencial una vez que se ha retirado la corriente aplicada durante la EEC, comparando las respuestas después de efectuada la extracción por los dos lados de la losa. Puede apreciarse que en un tiempo muy corto se alcanzan valores muy positivos de los Ecorr en la parte en que se llevó a cabo la EEC, si se comparan con los potenciales que se obtienen en las mismas condiciones de humedad en las zonas de la losa en las que no se extrajeron los cloruros, o incluso con respecto a la losa sin adiciones de cloruros.

Figura 18.11.- Contraste entre los Ecorr de dos zonas de la losa, una en la que no se habían extraído cloruros y otra en la que se había realizado la extracción: a) por una cara de la losa, y b) por las dos caras de la losa.

La figura 18.12 hace una comparación entre las velocidades de corrosión correspondientes a zonas de la losa a las que se aplicó la EEC por una (a) o las dos caras (b) y a zonas sin tratar, desde la finalización del tratamiento hasta transcurridos 100 días, aproximadamente, tiempo más que suficiente para alcanzar un comportamiento estable.

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Figura 18.12.- Contraste entre las icorr de dos zonas de la losa, una en la que no se habían extraído cloruros y otra en la que se había realizado la extracción por una cara de la losa (a), o por las dos caras de la losa (b). A efectos comparativos se incluyen las icorr obtenidas en la losa sin adiciones de cloruros.

Llama la atención la gran semejanza entre las velocidades de corrosión de las partes con y sin EEC, así como la acusada diferencia con las icorr determinadas en la losa sin adiciones de cloruros, para grados de humidificación semejantes, que se incluyen a efectos comparativos. Todo parece indicar que con la EEC no se recupera el estado pasivo en las armaduras que lo habían perdido previamente, al menos no en los casos en que se haya alcanzado ya un grado de corrosión significativo. En la figura 18.13 se reproducen las curvas de polarización obtenidas en la losa con cloruros en una zona en la que se aplicó la EEC por las dos caras y en otra sin tratar, comparando ambas con la curva de polarización que refleja el comportamiento de las armaduras embebidas en la losa sin cloruros. Como puede observarse, independientemente de que se haya realizado o no la EEC, las curvas de las diferentes zonas de la losa con cloruros resultan muy parecidas, a pesar de la llamativa diferencia de sus respectivos Ecorr, mucho mas positivo en el caso de la curva correspondiente a la zona a la que se aplicó el tratamiento de rehabilitación. La enorme diferencia entre las densidades de corriente de las ramas anódicas de las dos curvas obtenidas en la losa con Cl, en zonas con y sin EEC, y las densidades de la curva

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correspondiente a la losa sin aditivos, pone de manifiesto que aquellas corresponden al estado activo y ésta al pasivo, y que la EEC no garantiza, en modo alguno, la repasivación de los refuerzos ya corroídos.

Figura 18.13.- Curvas de polarización obtenidas en una zona de la losa en la que se había aplicado la EEC por las dos caras y en otra en la que no se habían extraído los cloruros. Se incluye, a efectos comparativos, la curva de polarización correspondiente a la losa sin adiciones de cloruros.

En la figura 18.14 se hace una comparación de las respuestas ante escalones de potencial de la losa con adiciones de cloruros en zonas con EEC por las dos caras y sin dicho tratamiento de rehabilitación. Puede comprobarse que las respuestas en corriente (las icorr) son prácticamente independientes de que se haya verificado o no la EEC y casi 100 veces mayores que la respuesta obtenida en la losa sin adiciones de cloruros.

Figura 18.14.- Respuestas a escalones de potencial de 50 mV correspondientes a una zona de la losa con cloruros en la que se había realizado la EEC por las dos caras, a otra zona sin extracción por ninguna de las caras, y a una losa sin cloruros (con los refuerzos pasivos).

Procedimientos electroquímicos de prevención de la corrosión en estructuras de hormigón armado…

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La figura 18.15 muestra la evolución con el tiempo de las velocidades de corrosión (icorr), para el caso de probetas limpias y con 5 grados de precorrosión diferentes, al sumergirlas en la solución saturada de Ca(OH)2 exenta de cloruros. Las icorr de los electrodos precorroídos llegan a ser hasta casi 4 órdenes de magnitud mayores que las determinadas para los electrodos limpios. Las icorr a las que se tiende son tanto mayores cuanto más alto es el grado inicial de precorrosión. Existe incluso una relación cuantitativa evidente entre el grado de precorrosión del acero y las velocidades de corrosión que soporta al ser expuesto a medios que resultan pasivantes para superficies limpias, como permite apreciar inmediatamente la figura 18.16. En ella se representas las icorr finales de las curvas de la figura 18.15 frente a los grados correspondientes de precorrosión, caracterizados por la pérdidas

Figura 18.15.- Evolución de la icorr con el tiempo, en solución saturada de Ca(OH)2 para diferentes grados de precorrosión del acero: 1) 0, 2) 89, 3) 152, 4) 341, 5) 795 y 6) 1243 mg/dm2 de hierro corroído.

Figura 18.16.- Relación de las icorr al final de los 30 días de ensayo en solución saturada de Ca(OH)2 con el grado de precorrosión de los electrodos.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

medias de masa determinadas por decapado de grupos de tres probetas que han sufrido un tratamiento idéntico que las utilizadas en las determinaciones electroquímicas (exposiciones de 0, 1, 3, 7, 14 y 28 días en cámara húmeda, después de contaminación con 500 mg Cl-/m2). La figura 18.17, finalmente, muestra las icorr de láminas de acero con tres grados de precorrosión diferentes, pero embutidas en probetas de mortero de cemento (como las de la figura 18.5) en lugar de sumergidas en disoluciones saturadas de Ca(OH)2, puede observarse claramente la dependencia que existe entre el grado de preataque y la velocidad de corrosión, creciendo las icorr al hacerlo el grado de precorrosión, así como la enorme diferencia entre las respuestas de las láminas limpias y precorroídas.

Figura 18.17.- Evolución de las icorr (a) y de los Ecorr (b), de láminas limpias (recién decapadas) y precorroídas (por contaminación con 500mg Cl-/m2 y exposición en cámara húmeda), con el tiempo de permanencia en mortero de cemento.

4. DISCUSIÓN 4.1. Consideraciones de partida La idea fundamental de esta investigación surge de la inquietud de saber si una vez que se aplican los MER es posible conseguir que las EHA ya corroídas vuelvan

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al estado pasivo. Termodinámicamente un acero limpio, bajo las condiciones de pH propias del hormigón sin carbonatar, permanece pasivo, y se desea conocer si reestablecidas las condiciones termodinámicas adecuadas se detiene el deterioro por corrosión. En la práctica esto sería formidable, pues una vez aplicados los MER no sería necesario retirar los productos de corrosión ni realizar, por tanto, la limpieza a fondo de todo el perímetro de los armaduras una vez eliminado el hormigón carbonatado o contaminado con cloruros, antes de aplicar el material de reparación, como en las reparaciones tradicionales [30]. Bastaría, en fin, con restaurar las características de un hormigón recién fabricado y la estructura estaría a salvo, al poder asegurar que las armaduras no continuarían corroyéndose. En el laboratorio se impusieron las condiciones de una EHA recién fabricada, un pH muy alcalino y ausencia de cloruros, mediante la utilización de una solución saturada de Ca(OH)2, capaz de simular la fase acuosa de la red de poros del mortero u hormigón, o embutiendo los electrodos en un mortero de cemento de relación cemento/arena/agua = 1/3/0,5, sin carbonatar y exento de cloruros. En todos los medios se utilizaron barras de acero corrugado para armar y láminas de acero precorroídas, bien por efecto de la carbonatación o de adiciones de cloruros, así como electrodos limpios, recién decapados, como contraste, para facilitar la evaluación cuantitativa del grado de repasivación conseguido. Si bajo estas condiciones ideales no se logra la repasivación del acero precorroído, menos probable es que pueda conseguirse con la RAE o la EEC, pues con la primera se realcaliniza la fase acuosa de la red de poros pero no las fases sólidas carbonatadas (figura 18.4) [8], mientras que con la EEC nunca se logra la eliminación completa de los mismos (figura 18.10) [20,31,32]. Es más, una vez rota la pasividad por efecto de los cloruros, las elevadas velocidades de corrosión son capaces de crear y mantener un pH suficientemente ácido en las áreas activas de la interfase acero/productos de corrosión que vuelve innecesario el concurso continuado de los iones cloruros, situación que trata de representarse en el esquema de la figura 18.18 [17,33].

Figura 18.18.- Una vez perdida la pasividad, los valores usuales de icorr en las EHA parecen ser suficientes para mantener un pH ácido en la interfase acero/productos de corrosión, responsable de que se mantenga el estado activo aún en ausencia de cloruros.

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4.2. Insuficiencia de las medidas de potencial como método de evaluación de la RAE Pocos documentos son tan citados como la norma ASTM C876-91 sobre la medida de potenciales en el hormigón armado [29]. Según dicha norma la probabilidad de corrosión en estado activo es superior al 90% si los potenciales son -200 mV, e incierta en el campo intermedio de potenciales. Estas orientaciones para muchas personas constituyen un dogma, pero pueden inducir a errores graves si no se utilizan correctamente. En un pequeño párrafo de la norma se recomienda, en lugar de exigir, que se humedezca la superficie del hormigón antes de medir los potenciales, recomendación que suele pasar inadvertida, pues habitualmente no se especifican las condiciones de humedad (por ejemplo indicando la resistividad del hormigón) de las EHA en las que se obtienen los mapas de potenciales, o en las que se realizan medidas aisladas del Ecorr. Y de los valores del potencial pueden sacarse conclusiones muy diferentes, contradictorias incluso, según se realicen las medidas en unas u otras condiciones de humectación. La figura 18.7 demuestra que pueden producirse desplazamientos en los Ecorr de varios centenares de mV, en función del grado de saturación de la red de poros del hormigón, es decir, de su resistividad (figura 18.8). Por consiguiente, dependiendo del grado de humedad del hormigón (de las condiciones ambientales en que se realicen las medidas), podría considerarse pasiva, de acuerdo con la norma ASTM C876, una estructura totalmente carbonatada (figuras 18.7 y 18.8), o con una contaminación en cloruros muy superior al umbral necesario para provocar la transición del estado pasivo al activo. Pero lo realmente preocupante es que cualquier estructura activa multiplicaría su velocidad de corrosión 10-100 veces al pasar de un grado reducido de humectación a otro elevado (figura 18.9), es decir, de un periodo climatológico seco a otro lluvioso. La durabilidad de las estructuras variará, lógicamente, en sentido inverso que la velocidad de corrosión. 4.3. Otros procedimientos de evaluación de la eficacia de los MER Pueden emplearse otros tipos de técnicas de evaluación de la eficacia de la EEC y la RAE, directamente relacionadas con el proceso de corrosión, no como los perfiles de cloruros (figura 18.10), o la prueba de la fenolftaleina (figura 7.4), que prueban que se elimina la causa de la corrosión, pero no que se detenga ésta. Por ejemplo, la medida de la Rp en los distintos medios (figuras 18.12, 18.15-18.17), el trazado de curvas de polarización (figura 18.13), o el análisis de las respuestas a escalones de potencial o corriente (figura 18.14). Siempre se llega a la misma conclusión: en refuerzos fuertemente corroídos los MER no restauran la pasividad del acero. En efecto, ya sea en solución saturada de Ca(OH)2 (figuras. 18.15 y 18.16), o en mortero (figura 18.17), los electrodos decapados se pasivan en pocas horas y exhiben icorr < 0.1 µA/cm2, típicas del estado pasivo. En cambio los electrodos fuertemente corroídos permanecen indefinidamente en valores de icorr situados en torno a 10 µA/cm2, característicos del estado activo. Al cambiar de escala y pasar a las grandes losas de hormigón pasa lo mismo, las icorr de las zonas tratadas son prácticamente

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idénticas que las de las zonas en las que no se llevó a cabo la EEC (figura 18.12). Sin embargo, los Ecorr experimentan un ennoblecimiento muy acusado (figura 18.11), cuya causa no acertamos a comprender, ennoblecimiento que podría presentarse, algo que sucede habitualmente, como prueba irrefutable de la repasivación de los refuerzos, lo que no se corresponde en absoluto con la realidad, como prueban los resultados de la figura 18.12. Las ramas anódicas de las armaduras corroídas dan respuestas en corriente unas 100 veces mayores que las correspondientes a las armaduras de la losa sin cloruros (figura 18.13), diferencias usuales entre los estados activo y pasivo, pero las curvas de las zonas de la losa con cloruros “rehabilitadas” y sin tratar son muy parecidas, poniendo de manifiesto que no ha tenido lugar la repasivación. A conclusiones similares se llega por cualquier procedimiento cuantitativo de estimación de la velocidad de corrosión, como puede comprobarse, por ejemplo, en la figura 18.14, con respuestas en corriente a escalones de potencial unas 100 veces mayores en la losa con cloruros que en la exenta de ellos. Los resultados de la figura 18.15, obtenidos al exponer láminas de 50 cm2 en soluciones saturadas de Ca(OH)2 exentas de cloruros, ofrecen pruebas convincentes de la gran importancia que el grado de precorrosión de los electrodos ejerce sobre la repasivación de los mismos. Las superficies de acero limpias se pasivan de forma rápida, por efecto del elevado pH de la solución. Las superficies precorroídas muestran, en cambio, después de un mes de ensayo, velocidades de corrosión mucho más elevadas. Es más, las icorr a las que se tiende son tanto mayores cuanto más alto es el grado de precorrosión inicial, pues láminas contaminadas con 500 mg de Cl-/m2 y precorroídas 0, 1, 3, 7, 14 y 28 días en cámara húmeda, igual que las expuestas, sufrían pérdidas por corrosión de 0, 89, 152, 341, 795 y 1243 mg/dm2, respectivamente. La influencia del grado de precorrosión en el comportamiento de las armaduras después de aplicados los MER resulta patente, incluso desde el punto de vista cuantitativo, de la simple observación de la figura 18.16, que contrasta las icorr estimadas al término de los 30 días de exposición en la solución saturada de Ca(OH)2 con la cuantía de los productos de corrosión al iniciar el ensayo, obtenida directamente por gravimetría. Si la RAE o la EEC fueran capaces de repasivar las armaduras corroídas, parece evidente que las icorr correspondientes a los distintos grados de precorrosión deberían agruparse en torno a la icorr mostrada por la superficie limpia (pasiva). Igual sucede al pasar de la solución saturada de Ca(OH)2 al mortero, como muestra la figura 18.17, con icorr para los estados activo y pasivo similares a las de la figura 18.15 para los electrodos con grados elevados de precorrosión y limpios en solución. Comportamiento que permanece estable durante meses y años (figura 18.17), si se mantiene una elevada humedad relativa en el ambiente. En conclusión: los resultados de las figuras 18.7-18.17 constituyen una prueba irrefutable de que los MER no son capaces de repasivar superficies de acero fuertemente corroídas. Habría pues un cierto grado de corrosión a partir del cual sería imposible la repasivación, de manera que los MER resultarían posiblemente eficaces en las etapas iniciales del proceso de corrosión y, también, como medida preventiva, para prolongar la vida en servicio de las EHA, si se aplican antes de que el frente de carbonatación

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o los cloruros en cantidad suficiente alcancen el nivel de los refuerzos, pues eliminan la causa del daño antes de que este se inicie. Pero, es necesario insistir de nuevo en ello, debido a que las armaduras no son accesibles visualmente, la sintomatología visible de la corrosión aparece cuando los daños son ya importantes, y el recurso a los métodos de rehabilitación es, salvo excepciones, siempre posterior, cuando su eficacia resulta ya, como mínimo, cuestionable. Sobre este carácter de “cuestionable” se pueden espigar algunos párrafos del trabajo de Mietz [8], quizás el más completo de los que se han publicado sobre los métodos electroquímicos de rehabilitación de las EHA. Por ejemplo: “En general la RAE es más apropiada para casos donde no se hayan producido daños en el hormigón, o sean limitados. Esto significa que su capacidad es adecuada para prevenir la corrosión en estructuras en las que el frente de carbonatación no haya alcanzado el nivel de los refuerzos y, en consecuencia, no se haya iniciado aún la corrosión (pp. 41)”. O bien: “Sin embargo, la eficiencia de la EEC es muy limitada en el caso de que los cloruros hayan penetrado mucho por detrás de los refuerzos (pp. 51)”. Advertencia que es perfectamente lícito aplicar al caso de que el frente de carbonatación haya sobrepasado el nivel de las armaduras. 5. CONCLUSIONES De acuerdo con la experiencia acumulada podría contestarse a las cuestiones planteadas en la INTRODUCCION en los términos siguientes: - ¿Es posible detener una corrosión ya iniciada? Mediante una protección catódica correctamente aplicada (Capítulo 17); o reduciendo el porcentaje de saturación de la red de poros del mortero u hormigón hasta obtener resistividades ≥ 100 k_cm, que dan lugar a icorr £ 0,1 _A/cm2, incluso en las armaduras activas (figura 18.9). Otra cosa es que este segundo procedimiento resulte factible. - ¿Se pueden repasivar las estructuras de hormigón armado (EHA) ya corroídas? Ni la RAE ni la EEC son capaces de repasivar los refuerzos de acero con grados de precorrosión altos o, incluso, moderados (figuras 18.12-18.17). - ¿Son eficaces los MER de las EHA: cuándo? Tanto la RAE como la EEC se pueden considerar como métodos eficaces de prevención, si se recurre a ellos antes de que el frente de carbonatación o los cloruros lleguen al nivel de las armaduras, pero no como métodos de rehabilitación de las EHA ya deterioradas por la corrosión. - ¿Existe una relación entre el grado de precorrosión de las armaduras y su posibilidad de repasivación? Cuanto mayor es el grado de precorrosión del acero, tanto mayor es su velocidad de corrosión en morteros de cemento exentos de cloruros, o en soluciones que simulen la fase acuosa de la red de poros del hormigón y menor la posibilidad de lograr su repasivación (figuras 18.15-18.17). - ¿Es suficiente eliminar las causas de la corrosión para detener el ataque en las estructuras ya corroídas?

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Los MER aplicados “a tiempo”, puede resultar muy eficaces, si se recurre a ellos antes de que se produzca la transición pasividad-actividad. “A destiempo”, como medidas correctoras, resultan ineficaces (figuras 18.12-18.17). - ¿Pueden considerarse los MER como un fin en si mismos? A nuestro entender no, sino como un medio para evitar la pérdida de la pasividad, o para lograr la repasivación de las estructuras ya corroídas, única forma de poder garantizar la durabilidad de las estructuras. - ¿Puede una simple medida de potenciales determinar el estado activo o pasivo de las armaduras? Como el Ecorr del mismo elemento estructural puede cambiar centenares de mV con el grado de saturación de sus poros, aunque resulte un indicador valioso, es insuficiente por si sólo (si no se da conjuntamente con la resistividad del mortero u hormigón), para determinar el estado activo o pasivo de la estructura (figura 18.7-18.8). - ¿Tienen el mismo significado las velocidades de corrosión medidas antes y después de aplicar los MER? Todos los parámetros cuantitativos estimados por técnicas electroquímicas (icorr, curvas de polarización, constantes de tiempo) para los electrodos limpios y corroídos adoptan valores similares antes y después de aplicados los MER, típicos del estado pasivo en el primer caso y del activo en el segundo (figura 18.12-18.14). No encontramos ninguna razón para sospechar que, los mismos métodos, midan procesos distintos en un momento u otro. - ¿Siguen siendo los cloruros necesarios para continuar una corrosión ya iniciada? Las icorr habituales en las EHA que se corroen en estado activo parecen suficientes para mantener un pH ácido en la interfase acero/productos de corrosión en el seno de un medio muy alcalino como el hormigón, de manera que la eliminación de los Cl- no garantiza la repasivación de los refuerzos ya corroídos (figura 18.18) [17,33]. REFERENCIAS [1] J. FLIS; H.W. PICKERING and K. OSSEO-ASARE, Electrochim. Acta, 43 (1998) 1921. [2] REPORT ON THE COMMITTEE ON CORROSION AND PROTECTION. T.P. Hoar. Dept. of Trade and Industry. HMSO. London, 1971. [3] C.L. PAGE and K.W.J. TREADAWAY, Nature, 297 (nº 5862) (1982) 109. [4] 12-CRC COMMITTEE, Matér. et Const., 9 (1976) 187. [5] J.A. GONZÁLEZ; S. FELIU; P. RODRÍGUEZ; W. LÓPEZ; E. RAMÍREZ; C. ALONSO and C. ANDRADE, Mater. Struct., 29 (2) (1996) 97. [6] B.S. WYAT and D.J. IRVINE, Mater. Perf., 26 (12) (1987) 12-21. [7] R.A. BARNHART, FHWA Memorandum, Federal Highway Administrartion, April 1982. [8] J. MIETZ, Electrochemical Rehabilitation Methods for Reinforced Concrete Structures, Publication no. 24 of the European Federation of Corrosion, The Institute of Materials, London, 1998.

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[32] J.M. MIRANDA, “Análisis de la posibilidad de repasivación de las estructuras corroídas de hormigón armado”. Tesis Doctoral. Universidad Complutense de Madrid, Fac. de Ciencias Químicas, Depto. De Ing. de los Materiales e Ingeniería Metalúrgica, Madrid, 2004. [33] J.A. GONZÁLEZ; J.M. MIRANDA y A. COBO, “Posibilidades de repasivación de las estructuras corroídas de hormigón”, Cemento Hormigón, Vol: LXXIII (Nº 838) (2002) 10-26.

IV PARTE Inspección, ensayos, diagnóstico y predicciones

CAPÍTULO XIX Inspección y diagnóstico de las estructuras de hormigón armado

Resumen En la comunicación presente se analizan los métodos instrumentales de inspección de los parámetros más directamente relacionados con la corrosión de las armaduras en el hormigón armado, esencialmente: del potencial de corrosión (Ecorr), de la resistividad del hormigón (ρ) y, sobre todo, de la intensidad de corrosión (icorr). Se realiza ensayos encaminados a aportan datos sobre los aspectos conflictivos a la hora de evaluar los resultados de las inspecciones de estructuras de hormigón armado (EHA), considerando la medida de las características del hormigón más directamente relacionadas con el comportamiento de la estructura frente a la corrosión. Así mismo, se discute, basándose en una revisión de la bibliografía específica sobre el tema, el significado variable de la información suministrada por cada uno de los parámetros medidos, en función del modo y momento de realizar la inspección.

1. INTRODUCCIÓN La predicción de la vida en servicio de una estructura nueva de hormigón armado, o de la vida residual de una estructura dañada por corrosión de las armaduras, la causa más frecuente del fallo prematuro de las EHA, se hace cada vez más importante, debido a que, con el envejecimiento del parque de estructuras, una cantidad creciente de ellas están expuestas a sufrir fallos por corrosión. Aparte de unas propiedades físicas y químicas adecuadas, el hormigón armado ha demostrado poseer también una elevada durabilidad, compatible con las vidas en servicio de 50 o más años, exigidas normalmente en proyecto a las edificaciones, a

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causa de que la elevada alcalinidad promueve la formación de una película pasivante sobre la superficie del acero, reduciendo su corrosión prácticamente a cero [1]. Sin embargo, como ya se ha demostrado repetidamente en capítulos precedentes, existen algunos factores de corrosión capaces de despasivar al acero embebido en el hormigón figura 4.2) [2], dando lugar a velocidades de corrosión que pueden plantear serios daños en pocos años. Es el caso de los tableros de puentes contaminados con sales de deshielo [3], de las plataformas offshore [4], o de las estructuras expuestas a climas cálidos en ambientes marinos, como las del Golfo Pérsico [5]. En estas condiciones los deterioros conducen a la adopción de medidas preventivas, de costosas reparaciones, o incluso a la demolición, en pocos años, dependiendo de que se hayan adoptado o no las medidas preventivas adecuadas. No existe entre los técnicos de la construcción un reconocimiento generalizado de la importancia que pueden llegar a adquirir los daños por corrosión, de manera que la inmensa mayoría de las inspecciones se realizan sobre estructuras donde los deterioros se han hecho ya aparentes [4], requiriendo ya un diagnóstico sobre las causas del deterioro y una orientación sobre los remedios adecuados, cuando sería deseable que se hicieran de manera rutinaria, sobre todo en ambientes de elevada corrosividad, para identificar el riesgo antes de que aparezcan sus efectos. Esto permitiría la adopción de medidas preventivas, mucho menos costosas que las correctivas, o las de reemplazamiento de elementos estructurales (Tabla 19.1).

TABLA 19.1. Objetivos específicos de las inspecciones rutinarias y de diagnóstico.

INSPECCIONES RUTINARIAS

INSPECCIONES DE DIAGNÓSTICO

Inspección visual pare detectar la aparición Evaluación del estado de la estructura, idende los primeros síntomas de corrosión. tificación de la causa del daño y de la corrosividad del ambiente. Detectar posibles causas de deterioro antes Determinar cuantitativamente la velocidad de que aparezcan sus efectos. de deterioro. Identificar los mecanismos del daño y esti- Establecer el umbral permisible de daños, mar la velocidad de avance cuando comien- dependiendo de la finalidad de la estructura, asi como la urgencia de la intervención. ce a actuar. Establecer las técnicas de prevención más Predicción de la vida residual de la estructura. adecuadas para retrasar o evitar el comienzo del deterioro. Determinar el momento en que se debe acu- Establecer la metodología de control de la dir a una inspección detallada. estructura y, si es ya necesario, fijar la estrategia de reparación. Definir las operaciones de mantenimiento y la metodología de control de la estructura reparada.

Inspección y diagnóstico de las estructuras de hormigón armado

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La falta de acceso visual de las armaduras contribuye a este estado de cosas, debido a que, como ya se ha expuesto, la sintomatología visible suele preceder a la solicitud de inspección y tal sintomatología se hace aparente, a veces, cuando los daños son ya importantes. Aunque existen un elevado número de mecanismos de degradación directa del hormigón como, por ejemplo, los procesos de expansión, de degradación superficial, de reacción con aguas ácidas, etc., la causa más frecuente del deterioro de las EHA es la corrosión de las armaduras, que será la única analizada a continuación. Los deterioros debidos a la corrosión se pueden manifestar en una triple vertiente: sobre los refuerzos, reduciendo su sección; sobre el hormigón, provocando su agrietamiento, deslaminación y desprendimiento y sobre la transferencia de propiedades entre ambos materiales, al reducir la adherencia (figura 5.2). La presión expansiva de los óxidos de hierro formados, varias veces más voluminosos que el metal destruido (figura 5.5), ejerce tensiones de tracción sobre el hormigón, que se liberan a través de la formación y propagación de grietas paralelas a las armaduras, o en torno a ellas, provocando la pérdida de adherencia entre el acero y el hormigón, el desprendimiento de éste y la disminución de la capacidad resistente de la estructura. 1.1. Inspecciones preventivas y forzadas Los métodos de inspección instrumentales son muy limitados, basándose las decisiones, la mayoría de las veces, en la inspección visual previa, a partir de clasificaciones del grado de deterioro en función de la apariencia, la más conocida de las cuales es la propuesta por el CEB [6], reproducida en la Tabla 16.1. A partir de los niveles de daños derivados de la catalogación de los síntomas externos: manchas de óxido, grietas, desprendimiento del recubrimiento y pérdida de la sección de los refuerzos, esencialmente, se establecen recomendaciones sobre la necesidad, extensión y urgencia de las reparaciones (Tabla 16.2). La valoración puede resultar mucho más condicionada por factores subjetivos que si se basara en resultados de técnicas experimentales. Se quiere insistir en que, habitualmente, la aparición de síntomas precede a la inspección, de manera que casi no existen inspecciones preventivas, conduciendo las forzadas, por lo general, a la adopción de costosos trabajos de rehabilitación. Desgraciadamente, hasta hace poco, no era factible la medida a pie de obra de la velocidad de corrosión, el parámetro más adecuado para predecir la evolución futura de un proceso provocado y controlado por la corrosión. La única técnica instrumental de amplia difusión, relacionada con la corrosión, era la medida del potencial de corrosión (Ecorr), para construir mapas de potenciales de la estructura, a partir de los cuales se estimaba la probabilidad de corrosión en estado activo de los elementos de la estructura [7]. Aparte de su carácter cualitativo, los mapas de potenciales tienen el grave inconveniente de su ambigüedad, debido a que diversos factores, que se analizarán más adelante, impiden una relación biunívoca con la velocidad de corrosión.

348

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Casi todas las técnicas instrumentales existentes son procedimientos para estimar la calidad del hormigón, que tiene, naturalmente, una estrecha relación con la historia de las estructuras y con su comportamiento futuro frente a la corrosión. En la Tabla 19.2, extractada de varias publicaciones [4,8,9], se enumeran las principales técnicas utilizadas, su fundamento y características esenciales. Una descripción extractada más amplia, de 21 métodos no destructivos de evaluación de características del hormigón, puede encontrarla el lector interesado en [10]. 2. MATERIALES Y MÉTODOS EXPERIMENTALES Se utilizaron los tableros de hormigón de 133x133x7 cm, esquematizados en la figura 18.6, empleados en anteriores trabajos [11-14], fabricados con una mezcla de cemento/arena/agua en las proporciones de 1/3/0,5. Un tablero se fabricó sin aditivos, como representación de las estructuras pasivas, y otro con la adición de un 3%CaCl2, para simular el comportamiento de las estructuras activas. Se realizaron también algunas comprobaciones en la losa de la figura 19.1, fabricada en 1993, en tres amasadas sucesivas, para simular el caso frecuente de estructuras con áreas activas y pasivas formando macropares galvánicos entre ellas y estudiar la eficacia de los nitritos para compensar el efecto despasivante de los cloruros [15]. Si se colocan los sensores en el centro de las losas, su tamaño es suficiente para que, como sucede en las estructuras reales al aplicar señales eléctricas durante las medidas, las líneas de corriente se atenúen, hasta anularse, antes de alcanzar los bordes de las mismas. Se han realizado medidas de los potenciales de corrosión, Ecorr, y de la velocidad de corrosión de las armaduras en ambos tipos de losas, para condiciones muy diferentes de humedad. La velocidad de corrosión se expresa como densidad de corriente de corrosión, icorr, determinada a partir de la medida de la resistencia de polarización, Rp, técnica empleada en numerosos trabajos anteriores, con el mismo tipo de tableros [11-14] y con pequeñas probetas en las que se lograba una distribución uniforme de las señales eléctricas [16-18], trabajos en los que puede encontrarse una descripción de la forma de realizar las medidas.

Figura 19.1.- Losa hormigonada en tres etapas, con las armaduras 1, 2 y 3, embebidas en un hormigón sin aditivos; las 4, 5 y 6 en un hormigón con un 2% Cl- y las 7, 8 y 9 en otro con 2% Cl- + 3% NO2-.

Inspección y diagnóstico de las estructuras de hormigón armado

349

TABLA 19.2 Algunos procedimientos para estimar la calidad del hormigón (H) de una estructura. CARACTERÍSTICAS DEL HORMIGÓN

TIPO DE ENSAYO Y DE APARATO

INFORMACIÓN OBTENIDA

Resistencia mecánica del hormigón

Medida de la dureza superfi- Basado en la relación entre cial por esclerometría con el la dureza superficial y la resistencia a la compresión PUNDIT del H La velocidad está relacionada con el módulo de Medida de la velocidad de propagación de ondas ultra- elasticidad, la resistencia y la presencia de fisuras sónicas con el SCHMIDT

Espesor del recubrimiento de H y de las características de las armaduras

Localización de las armaduras, de su dirección y del espesor del recubrimiento con los “pachómetros”

Las variaciones en los campos magnéticos dependen del número y diámetro de las armaduras y de su profundidad

Porosidad, peso específico, grado de saturación, etc.

A partir del peso de probetas testigo en las condiciones de ensayo, sumergidas, saturadas y totalmente secas.

Se determinan características que, como la porosidad, suministran indicaciones sobre la calidad del H, permeabilidad, etc. Porosidad total, tamaño y distribución de poros

Porosimetría de Hg o de N2 Análisis químicos De Cl-solubles De Cl-totales

De sulfatos

Extrayendo con H2O Extrayendo con H2O y NO3H y determinando por los métodos clásicos de Volhard o Mohr, o con electrodos selectivos Por termogravimetría

Se puede evaluar los riesgos de corrosión de las armaduras asociados a los Cl-, o del H asociados a los sulfatos

Profundidad de carbonatación

Para decidir si la carbonataPulverizando solución de ción ha sido o no la causa de fenolftaleina al 1% sobre superficies de fractura reciente la corrosión de las armaduras

Medidas de resistividad

Con el resistivímetro de las 4 puntas Con un pequeño contraelectrodo de diámetro D t + tR

(3)

Si se quiere frenar o detener el proceso de corrosión sin obras de reparación, la técnica más adecuada parece la protección catódica [22,23]. Si se efectúan reparaciones, saneando todo el hormigón contaminado, se puede recurrir luego a otras muchas técnicas de protección, por ejemplo a recubrimientos impermeabilizantes que impidan el nuevo ingreso de agentes despasivantes, a inhibidores de corrosión, a la protección catódica, etc. En la Tabla 19.3 se incluyen criterios cuantitativos para evaluar los riesgos de deterioro a partir de las medidas de potencial, de la resistividad y de la velocidad de corrosión. Los márgenes indicados de potencial para valorar la probabilidad de corrosión en estado activo son de amplia aceptación [7,28]. Los de resistividad han sido también sugeridos previamente en la bibliografía [4,29] aunque se proponen otros diferentes, derivados de la experiencia propia [22,25].

TABLA 19.3. Interpretación general de los resultados de la inspección.

PARÁMETRO MEDIDO

Valores críticos admitidos

Valores críticos propuestos

INTERPRETACIÓN

Potenciales de corrosión

>-200

mVCu/SO4Cu

-200 a -350

1

Muy peligrosas

µA/cm2

1-0,2

Significativas

< 0,1

Poco peligrosas o despreciables

Resistividad Ωcm

Referencias

4 25 29

22

356

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Por lo que a los valores críticos de icorr se refiere, hay que hacer constar que se avanzan como criterio de peligrosidad basándose en ensayos de agrietamiento de probetas de mortero en los que se imponía una corriente constante hasta que la acumulación de los productos de corrosión fisuraba el recubrimiento de mortero [30]. Aunque los datos estaban afectados por una considerable dispersión, era muy frecuente que el agrietamiento se produjera para penetraciones de la corrosión del orden de 100 µm. 4.3. Problemas asociados a la medida de potenciales Con un hormigón de elevada resistividad, es decir, muy seco, el potencial medido en superficie puede resultar afectado por una polarización de resistencia considerable, de varios centenares de mV. La consecuencia es que se mide un Ecorr mucho más noble que el real, induciendo a considerar como pasivas áreas que son activas, que se corroerán a velocidades altas cuando se humedezca el hormigón. Los resultados de las figuras 19.2 y 19.3 demuestran la magnitud de los errores que pueden originarse. Resulta evidente que el valor del potencial depende fuertemente, entre otros factores no considerados, de los siguientes: a) De que se supere o no un nivel crítico de Cl-, necesario para la despasivación. b) Del grado de humedad (porcentaje de saturación de los poros, o resistividad...). c) De que se mida en la proximidad de la interfase acero/hormigón o en la superficie del recubrimiento (de la caída óhmica que afecte la medida). d) Del acceso libre o limitado de oxígeno a la superficie metálica, etc. Los criterios que relacionan el Ecorr y la probabilidad de ataque en el estado pasivo (Tabla 19.3) [7] sólo tienen en cuenta el primero de ellos, respondiendo a una visión parcial sobresimplificada de una realidad mucho más compleja. De acuerdo con la norma ASTMC876-91 [7], se considera que la probabilidad de corrosión de las EHA en estado activo es ≥ 90% si Ecorr ≤ -350 mV frente al electrodo de Cu/CuSO4, ≥ 10% si los Ecorr ≥ -200 mV, y una probabilidad incierta en el campo de potenciales intermedio. En un párrafo de la norma se recomienda que se humedezca la superficie del hormigón cuando los Ecorr no sean estables hasta que su variación sea menor de 20 mV en 5 min, a partir de cuyo momento pueden realizarse las medidas. Dicha recomendación se satisface después de pocos minutos de mojado de la superficie pero, si la inspección se inicia en un hormigón muy seco, los Ecorr continúan descendiendo durante horas y días con una humidificación continuada, pudiendo cambiar varios centenares de mV mientras que la resistividad desciende varios órdenes de magnitud (figura 19.3). Esto significa que una EHA carbonatada o que haya superado el umbral de cloruros necesario para destruir la pasividad puede considerarse pasiva o activa dependiendo de que la inspección “se realice en el momento adecuado” (del grado de humectación de la EHA, figuras 19.2 y 19.3, o condiciones climatológicas imperantes). Quiere llamarse también la atención sobre otro aspecto que no se tiene suficientemente en cuenta en la mayoría de los casos, a pesar de que puede conducir a errores serios durante la inspección de las EHA, nos referimos a la gran influencia de la extensión de la superficie de hormigón humedecida en los valores medidos de los Ecorr (Fig. 18.7) [31].

Inspección y diagnóstico de las estructuras de hormigón armado

357

Si bien la obtención de mapas de potenciales, en el caso de que se lleve a cabo correctamente, puede resultar una técnica muy valiosa para descubrir y establecer los límites de las áreas donde es de temer un riesgo elevado de corrosión, no sirve para cuantificar la cinética de ataque, ni para establecer una clasificación de riesgos entre estructuras diferentes, pues el Ecorr es el resultado de la integración del efecto de muchos factores, como venimos insistiendo, a veces de influencias contrapuestas. La figura 19.7, debida a Arup [32], recoge unos márgenes de variación de los potenciales tan amplios, para distintos conjuntos de condiciones, que la confusión entre los estados activo o pasivo de la estructura inspeccionada puede ser posible en muchas situaciones. El error más peligroso sería considerar pasiva una estructura con áreas ya activas, que se corroerán a velocidades inadmisibles en periodos de lluvia, o de humedades relativas elevadas.

Figura 19.7.- Potenciales naturales o impuestos de los refuerzos en las estructuras de hormigón armado.

358

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Un error de signo contrario, que puede inducir a considerar que se están corroyendo activamente áreas mucho más extensas que las que en realidad sufren el ataque, puede producirse en hormigones húmedos con armaduras activas y pasivas en cortocircuito. La gran polarizabilidad de las áreas pasivas hace que la corriente de los macropares galvánicos áreas activas/áreas pasivas desplace el potencial de las últimas hasta valores propios del estado activo, hecho que queda patente con los resultados aportados en la figura 19.4. En las estructuras reales con áreas activas la situación es parecida a esta última, pues todas las armaduras están unidas eléctricamente entre sí. Aparte del carácter cualitativo de la información suministrada por los Ecorr, los efectos descritos hacen necesario analizarla con precaución y se requiere, frecuentemente, de una amplia experiencia para interpretarla correctamente. 4.4. Efecto de la resistividad del hormigón sobre la corrosión de las armaduras Se ha comprobado, desde hace mucho tiempo, tanto en el laboratorio [22-25] como en las estructuras reales [33] que la resistividad del hormigón guarda una estrecha relación con la cinética de corrosión de las armaduras activas. Cuando las armaduras se corroen en el estado activo, se obtiene una relación inversa entre la ρ y la icorr en un campo muy amplio de ρ, como queda patente en la figura 8.5 [25] obtenida con probetas de pequeño tamaño en el laboratorio, y en la figura 18.9 [34] que reproduce las respuestas de grandes losas, que conducen ambas a previsiones prácticamente coincidentes con las de Stratfull sobre estructuras reales [33]. De las figuras citadas se deduce que para ρ≥100.000 Ωcm se determinan icorr< 0,1 - 0,2 µA/cm2, valores propuestos para diferenciar entre velocidades que comienzan a ser peligrosas y aquellas que no entrañan riesgos para la durabilidad de las estructuras [23,35]. Stratfull encuentra que para ρ>65.000Ωcm no suelen detectarse síntomas de corrosión en las EHA. Teniendo en cuenta la relación inversa entre icorr y ρ, parece que los límites de valores de ρ extraídos de la bibliografía e indicados en la 2ª columna de la Tabla 19.3 son demasiado pequeños para aplicarse a las EHA, quizás más adecuados para representar la influencia de la resistividad de los terrenos en la velocidad de corrosión de las estructuras de acero enterradas. Se proponen como alternativa los valores indicados en la columna 3ª que, de acuerdo con las figuras 8.5 y 18.9, serían aplicables al sistema acero/mortero u hormigón, sin importar la escala de los elementos estructurales en que han sido obtenidos. 4.5. Velocidades de corrosión tolerables e inadmisibles Tomando en consideración que penetraciones de la corrosión del orden de 100 µm suelen conducir al agrietamiento de los recubrimientos de mortero (figura 8.7) y que 1 µA/cm2 supone una penetración de 11,6 µm/año, en el caso del acero, parece razonable la clasificación de icorr propuesta en la Tabla 19.3. En efecto, si el agrietamiento supone la necesidad de una reparación urgente, icorr> 1 µA/cm2 (ρ 2%, no mejora mucho el del acero desnudo, aplazando los problemas de corrosión sólo por plazos muy limitados de tiempo [3].

Casos prácticos de corrosión en estructuras de hormigón armado

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Figura 21.4.- Efecto del contenido de cloruros del mortero (% sobre el peso de cemento) sobre la velocidad de corrosión de las armaduras de acero inoxidable y de acero al carbono.

Conclusiones - Los resultados experimentales parecen demostrar, que la utilización de mallas y redondos de acero inoxidable en los sandwichs prefabricados hubiera evitado el deterioro de éstos, a pesar de la elevada humedad relativa ambiental y cualquiera que fuese la contaminación en cloruros. El problema pasa pues del plano técnico al económico. 2.2. Causas del distinto grado de corrosión que presentan los cables de pretensado de una viga prefabricada Problema Agrietamiento de unas vigas prefabricadas de hormigón pretensado, con desprendimiento del recubrimiento, a los 16 meses de servicio en un pantalán. Objeto Diagnosis de las causas del fallo y propuesta de medidas correctoras. Muestra e información recibida Como muestra para determinar las causas del fenómeno de corrosión se recibió un trozo de viga procedente del pantalán de San Pedro de Alcántara, expuesta durante 16 meses a salpicaduras e inmersiones parciales en agua de mar. Según se observa en la fotografía de la figura 21.5, aparecen dos zonas claramente diferenciables, designadas como A y B. En la zona A el hormigón presenta

386

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

buen estado, con los cables de pretensado sin signos de corrosión. Por el contrario, el hormigón de la zona B está agrietado e impregnado con óxidos de hierro, procedentes de la corrosión de los cables, que presentan un grado considerable de ataque en toda su superficie.

Figura 21.5.- Aspecto de la viga recibida como muestra. En la zona A los alambres de pretensado están en perfecto estado de conservación, mientras que en la B toda la superficie está cubierta de herrumbre

Ensayos realizados y resultados obtenidos - Determinación de la velocidad de corrosión por procedimientos gravimétricos y electroquímicos (medida de la Rp). - Análisis del contenido en cloruros de las zonas A y B. - Cálculo de la pérdida en espesor de los cables. En las Tablas 21.1 y 21.2 se resumen los resultados obtenidos. Discusión A la vista de los resultados ofrecidos en las Tablas 21.1 y 21.2, se observa que la concentración en iones Cl- es mucho mayor en la zona B que en la A, lo que explica que las velocidades de corrosión sean mucho más elevadas en los alambres situados en la primera. Los cloruros, una vez sobrepasado un determinado umbral de concentración, rompen la pasividad de las armaduras y desencadenan fenómenos de corrosión. Los umbrales de cloruros, por encima de los cuales es probable la corrosión de las armaduras en el estado activo, se sitúan en un 0,4%, en relación al peso de cemento, en las estructuras de hormigón armado [4,5] y en el 0,1% para estructuras pretensadas [6]. Estos límites se superan ampliamente en el caso presente, ya que suponiendo unas relaciones cemento/árido/agua = 1/3/0,5, las 4.220 ppm en Cl- determinadas en la zona B equivaldrían a una concentración del 1,8% en cloruros.

Casos prácticos de corrosión en estructuras de hormigón armado

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TABLA 21.1. Datos cuantitativos sobre la velocidad de corrosión de los alambres de pretensado en función de la situación en la viga, es decir de la concentración en cloruros y de las condiciones ambientales (grado de humidificación).

Zona de la viga

Alambre Nº 1 2 3 1 2 3

*

H.R. de conservación

50

-312 -354 -356 -310

9,6 4,6 3,6 3,7

4220

100

-440 -440 -441 -439

20 20,8 21,3 22,4

4220

A (superior)

100

A B C D

B (inferior)

icorr estimada Contenido en Cl- (ppm) µA/cm2

0,2 0,6 0,3 0,7 0,9 0,5

50

B (inferior)

*

-178 -385 -268 -406 -410 -396

A (superior)

A B C D

Ecorr mVesc

121

121

Estas icorr conducen a penetraciones de la corrosión que oscilan entre 0,0023 y 0,25 mm/año.

TABLA 21.2. Penetración de la corrosión estimada a partir de datos gravimétricos, considerando que los alambres son originalmente todos iguales y que el 1, situado en la zona A, no se ha corroído prácticamente.

*

ALAMBRES

PÉRDIDA DE PESO MEDIA

Diámetro mm

Penetración de la corrosión* mm/año

Referencia

———

2,5

———

1 2 3

0,013

2,4

0,0016

A B C D

1,06

1,7

0,13

La estimación se ha hecho suponiendo que el periodo de exposición es de 16 meses.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Por otra parte, el espesor del recubrimiento de hormigón era de 1 - 1,5 cm, cuando en las normas se especifica, para hormigones expuestos al agua de mar, espesores ≥ 5 cm, recomendando recubrimientos de 7,5 cm [7]. Resulta evidente pues que el diseño de las vigas es incorrecto para las condiciones reales de servicio. Conclusiones - Rápida penetración de los cloruros desde el exterior hasta la superficie de los alambres de pretensado, a causa de un diseño incorrecto, con un espesor del recubrimiento de hormigón muy inferior al exigido en las normas para las condiciones de servicio de la estructura. - Los cloruros rompen la pasividad de los alambres y fuerzan una velocidad de corrosión elevada. - Las grandes diferencias entre las icorr de las zonas A y B evidencian el importantísimo papel jugado por los cloruros como última causa del fenómeno y por el insuficiente recubrimiento de hormigón como causa más inmediata del fallo. - La muy aceptable concordancia entre las velocidades de corrosión estimadas electroquímicamente y determinadas gravimétricamente, avalan la fiabilidad de los resultados. Recomendaciones Aunque nuestra experiencia práctica es nula en los trabajos de reparación de las estructuras de hormigón, estimamos que posibles soluciones serían: a) - Intercalar vigas de refuerzo con un diseño adecuado, es decir, con los espesores exigidos en las normas. b) - Fabricar vigas con hormigón denso y bien compactado, para reducir la penetrabilidad a los cloruros. c) - Podrían limpiarse los alambres con cepillo metálico y reparar con morteros de cemento y un puente de unión de resinas epoxi pero, a juzgar por la muestra, el estado de deterioro es ya muy elevado y se ha perdido mucha sección resistente, con lo cual no se recuperaría la resistencia de proyecto. Además, posiblemente esta alternativa sea más cara y menos fiable que las a) o b), u otras posibles. En todo caso, es claro que es grande la urgencia de la reparación o sustitución de las vigas que se encuentren en el estado de la recibida como muestra. 2.3. Reparación de la planta baja de un hipermercado utilizada como aparcamiento Sintomatología Al cabo de 5 años de servicio se habían desarrollado en la estructura de hormigón armado de la planta baja de un hipermercado de Lima (Perú), destinada a apar-

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camiento, llamativos signos de corrosión, que aconsejaron la inspección de la estructura, de vigas y pilares sin cerramientos, de dicha planta, para determinar: - Si había disminuido la capacidad de respuesta perjudicando la seguridad del edificio. - Si era necesario aplicar alguna medida para evitar el progreso del deterioro en el futuro. Causas de las lesiones Como resultado de la inspección efectuada, se atribuyó la causa de las manchas de óxido que luego, en muchos lugares, degeneraron en agrietamientos longitudinales según el curso de las armaduras, a un proceso de carbonatación del hormigón, propiciado por el microclima rico en C02, como consecuencia de los escapes de los automóviles. La profundidad de la capa carbonatada se determinó rociando superficies recientes de fractura con una disolución alcohólica de fenolftaleina, revelándose muy irregular, como consecuencia de haber utilizado áridos de gran tamaño. La corrosión afectaba a la parte más superficial de las armaduras y exclusivamente allí donde la carbonatación había atravesado todo el espesor del recubrimiento de hormigón. La elevada humedad relativa, habitual en Lima, aportaba electrólito suficiente para mantener continuamente una alta velocidad de corrosión. Reparación Aunque el efecto expansivo de los óxidos había sido suficiente para reventar el hormigón, la reducción del diámetro de las armaduras era insignificante, estimándose en unos 100 µm para las zonas más afectadas, de forma que la capacidad resistiva residual superaba ampliamente las solicitaciones de proyecto, por lo que no era necesario la adición de armaduras de refuerzo. Se diseñó un sistema de refuerzo pasivo (es decir, que no impone corrimientos ni introduce acciones sobre la estructura) consistente en zunchar los pilares cilíndricos mediante un tubo metálico, inyectando el espacio comprendido entre el tubo y el pilar con un hormigón especial exento de retracción. Previamente se había preparado el campo eliminando las partes deterioradas, limpiando cuidadosamente el hormigón y el acero con chorro de arena y utilizando una imprimación adherente de resina epoxídica como puente de adherencia entre el hormigón viejo y las capas de reparación, pero no sobre las armaduras. El refuerzo de las vigas consistió en embeberlas en otras de hormigón inyectado de mayor dimensión, para preservarlas de ataques futuros, no sólo por el mayor espesor y mejor calidad del recubrimiento de hormigón, sino también porque se devuelve a la intercara armadura/hormigón el ambiente alcalino destruido por la carbonatación. Esta última razón es la que hace, que la reparación de una estructura de hormigón mediante hormigón, sea el refuerzo conceptualmente más idóneo frente a otras soluciones de tipo mixto, metálico o a base de resinas epoxídicas [8].

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

2.4 Corrosión en las bases de las farolas del barrio de San Borja en Lima Problema Agrietamiento y desprendimientos del recubrimiento de mortero de cemento que protegía la base de unas farolas de alumbrado en el barrio residencial de San Borja, daños que pueden apreciarse en la figura 21.6. Objeto Se trata simplemente de un caso de deformación profesional, de la curiosidad planteada ante la repetida comprobación del agrietamiento y desprendimiento de trozos de mortero de las bases de las columnas de alumbrado, durante una estancia de varios meses en Lima, en ya lejanas fechas de 1985. No de una petición de análisis y resolución de fallos por parte de ninguna institución.

Figura 21.6.- Fotografía de los deterioros habituales en la base de las farolas del barrio de San Borja.

Descripción de los daños Para asegurar la estabilidad de las farolas, se fijaban al suelo a través de una base de mortero de cemento de forma troncocónica, de manera que el espesor del mortero se adelgazaba progresivamente. La columna de acero que emergía del mortero se

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protegía contra la corrosión atmosférica mediante un recubrimiento de pintura, pero no aparecían restos de pintura bajo los trozos desprendidos de mortero, mostrándose en dicha zona la superficie metálica con una gruesa capa de herrumbre. En muchas farolas la corrosión era tan pronunciada que llegaba a perforarse la pared metálica. Ensayos realizados Se comprobó la carbonatación del mortero por la ausencia de coloración al rociar las superficies de fracturas recientes con solución de fenolftaleina. Así mismo, se determinó, cualitativamente, la presencia de cloruros en muestras de los productos de corrosión. Causa probable de los fallos Al terminar en un ángulo agudo la parte superior troncocónica de la base de mortero, existe una zona con un espesor muy pequeño, susceptible de una carbonatación rápida que provocará la formación de un anillo de corrosión al romper la pasividad en el substrato de acero que, bajo el mortero no estaba protegido por pintura. El carácter expansivo de la herrumbre agrietará rápidamente el mortero y al desprenderse los trozos progresará la corrosión hacia abajo, a partir del anillo inicial de herrumbre, según trata de esquematizarse en la figura 21.7. El carácter marino de la atmósfera limeña y su elevada humedad relativa facilitará grandemente el progreso de la corrosión sobre la superficie desnuda de acero, lo que explica las frecuentes perforaciones observadas.

Fig. 21.7.- Esquema del probable mecanismo de iniciación del fallo producido (a) y sugerencia para evitar la repetición del fenómeno (b).

La contaminación en cloruros de la atmósfera y el pequeño espesor de mortero en el borde terminaría también por facilitar el inicio de la corrosión al superar, por difusión, el umbral de cloruros necesario para desencadenar la transición del estado

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

pasivo al activo. Pero, muy probablemente, este mecanismo necesitara un periodo de tiempo mayor para provocar los daños. Prevención y reparación Si la parte inferior de las columnas, que debía estar embutida en el mortero, se hubiera protegido con una capa de resinas epoxi, inmediatamente antes del encofrado y colada del mortero para facilitar la adherencia de éste, se hubieran evitado los fallos, pues el descenso de pH no afectaría a la protección del substrato metálico por el efecto barrera de la resina epoxi. La reparación, si los daños sufridos no hacen aún peligrar la estabilidad de las farolas, sería muy laboriosa pues exigiría: a) Eliminación del mortero. b) Limpieza con cepillos metálicos, o mejor con chorro de arena, de la base corroída de las farolas y de los últimos centímetros de la zona protegida con pintura. c) Imprimación inmediata a la limpieza con resinas epoxi, encofrado y colada de la nueva base de mortero, de tal manera que las resinas epoxi permanecieran aún mordientes con el fin de lograr una adherencia óptima. d) Finalización con la restauración de la parte inferior de la zona pintada. Se desconoce la forma en que se afrontó el problema, si se repararon los daños, el método empleado, o si se sustituyeron las farolas por otras nuevas. Conclusión La causa de los fallos registrados es múltiple: a) la probabilidad de la corrosión se debe a la carbonatación de una parte del recubrimiento de mortero de muy pequeño espesor; b) se hace efectiva por la ausencia de una barrera intermedia entre la superficie metálica y el mortero; y c) provoca un deterioro rápido debido a la elevada corrosividad de una atmósfera contaminada con cloruros y de elevado humedad relativa media. 2.5. Corrosión de un tejado de acero galvanizado que sustentaba una capa de hormigón ligero Problema Determinar las causas de las numerosas perforaciones sufridas por una cubierta de acero galvanizado que soportaba un recubrimiento de hormigón ligero, impermeabilizado con un riego bituminoso sobre el que, con fines eminentemente estéticos, se había aplicado un acabado de gravilla. Información básica De entre la información recibida se destacan por su previsible influencia en los fenómenos de corrosión registrados los puntos siguientes:

Casos prácticos de corrosión en estructuras de hormigón armado

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- La posibilidad de que se haya aplicado el riego asfáltico impermeabilizante cuando aún conservaba el hormigón un elevado contenido en agua. - Solo se han producido escasas goteras, a pesar de las numerosas perforaciones de la chapa galvanizada. Ensayos realizados y resultados obtenidos El hormigón ligero utilizado, cuya estructura porosa, perseguida para disminuir su repercusión económica en los costes de montaje, se conseguía mediante un aireante, producía un extracto acuoso de pH = 11,5 y tenía un contenido en cloruros del 1,1%. Análisis del proceso de corrosión La presencia de oxígeno y de un mínimo de humedad, condiciones imprescindibles para que se verifique el proceso de corrosión, parecen estar aseguradas en este caso. El oxígeno por la gran porosidad que el aireante provoca en el hormigón ligero, y la humedad, bien por la aplicación del impermeabilizante antes de que seque el hormigón, o bien por defectos en dicha capa. Estos defectos parecen confirmarse por la existencia de goteras, que no deberían aparecer, aunque la chapa galvanizada estuviera perforada, si la capa asfáltica fuera realmente impermeable. Supuesto que se cumplen las condiciones necesarias para que se produzca la corrosión, sobre la gravedad de la misma influyen decisivamente la cantidad de humedad presente y la existencia de ciertos agentes agresivos como los cloruros, según testimonia la tabla 21.3. Los datos de la tabla no corresponden al problema presente, por lo que considerando que son función de las características físico-químicas del mortero, no deben tomarse como base de cálculos. Sin embargo, a partir de ellos puede asegurarse que los daños no se habrían producido si una capa realmente impermeable se hubiera aplicado sobre un hormigón perfectamente seco. Así mismo permite deducir que, en presencia de suficiente humedad, un galvanizado por inmersión normal, de 60-100 µm, puede desaparecer en el término de pocos meses. La adición de cloruros al hormigón acelera considerablemente la cinética de ataque, agravando la situación el hecho de que tales iones favorecen el ataque localizado en forma de picaduras. No es pues de extrañar que la concurrencia de los cloruros con un grado elevado de humedad haya provocado la perforación del tejado en un tiempo muy corto. Conclusión y recomendaciones La causa esencial del problema analizado radica en la presencia de humedad, en cantidad suficiente para que se verifique el proceso de corrosión a velocidad inadmisible. Los cloruros del hormigón ligero habrán contribuido a reducir aún más la vida en servicio del tejado. De lo acabado de expresar y la consideración de la Tabla 21.3 resultan evidentes las precauciones que se deben adoptar para prevenir casos similares.

394

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 21.3. Penetración de la corrosión en el acero y acero galvanizado en contacto con mortero carbonatado* de cemento Portland, conservado bajo distintas condiciones de humedad (HR=humedad relativa). Penetración del ataque (µm/año) Probetas HR~98% HR~50% semisumergidas

Material de construcción

Material metálico

Mortero sin aditivos Mortero con 2% CaCl2

Acero galvanizado “

0,5

15

15

1,5

150

75

Mortero sin aditivos Mortero con 2% CaCl2

Acero

0,3

10

30

“

2

50

150

*

La gran porosidad del hormigón facilitará grandemente su carbonatación. La estructura del galvanizado condiciona decisivamente su comportamiento en el hormigón con cloruros [9]. El caso reproducido en la tabla se sitúa entre los mas desfavorables. **

2.6. Efecto de la corrosión sobre los pilares de la estructura de hormigón armado de un edificio dedicado a hotel Problema En los pilares desnudos de los sótanos de un edificio, con estructura de hormigón armado, aparecieron numerosas manchas de orín a los seis años de terminada la construcción. Muestra Varios trozos de hormigón de los pilares donde se habían presentado las manchas de orín. Información básica La zona afectada de la estructura no había sido dedicada a ningún tipo de servicio especial durante los tres primeros años, utilizándose generalmente de almacén de los objetos más diversos. Posteriormente, sin acondicionar convenientemente el recinto, se montaron en dicha zona del sótano los equipos de lavado y planchado del hotel, por lo que se producían escapes frecuentes y periódicos de vapor, quedando expuestos los pilares, por lo regular, a una elevada humedad relativa, llegando incluso, en ocasiones, a producirse condensación sobre los mismos.

Casos prácticos de corrosión en estructuras de hormigón armado

395

Descubiertas las armaduras en algunas zonas donde habían aparecido las manchas de óxido, mostraban una capa superficial de color pardo rojizo, típico de los productos de corrosión del hierro. Ensayos realizados - Examen visual de las muestras de hormigón y comprobación del tipo de conglomerante utilizado en su fabricación. - Medida del pH en el extracto acuoso resultante de tratar 10 g pulverizados del mortero de hormigón con 50 cm3 de agua, y comprobación de la carbonatación del mismo con solución alcohólica de fenolftaleina. - Análisis de cloruros en las muestras recibidas. Resultados obtenidos Por la proporción de los constituyentes principales del hormigón, obtenida por análisis, resultaba evidente que se empleó cemento Portland en su fabricación. A simple vista se apreciaba una porosidad notable, como si el hormigón hubiera sido fabricado con una relación a/c superior a las recomendadas para conseguir un producto compacto y difícilmente carbonatable (relación a/c ≤ 0,5). Determinada la porosidad se obtuvo un valor del 16%, bastante elevado, en concordancia con lo que ya hacía temer la simple observación visual. La ausencia de coloración, en superficies de fractura reciente, al impregnarlas con solución alcohólica de fenolftaleina, reveló que los pilares se habían carbonatado, lo que se confirmó al obtener para el extracto acuoso un pH = 9,6, mientras que el del mortero Portland sin carbonatar resultó ser de 12,5, tal como preconiza la teoría. Aunque se determinaron cloruros en el hormigón, su proporción era tan pequeña que permite asegurar que no se añadieron voluntariamente al mismo para acelerar el fraguado, quedando descartados como causa desencadenante de los fenómenos de corrosión producidos. Análisis del proceso de corrosión Las condiciones de servicio de la estructura parecen haber sido severas y responsables, junto con la notable porosidad del hormigón, de los fenómenos de corrosión detectados. En efecto las condiciones de HR media de la región, aproximadamente del 5060%, son las más apropiadas para favorecer la carbonatación rápida del hormigón [10], fenómeno que, por otra parte, resultará muy facilitado por una porosidad elevada, como ocurre en el caso presente. Una compacidad adecuada hubiera evitado la carbonatación de los pilares, o al menos que ésta penetrase hasta el nivel de las armaduras, puesto que las parte más externa de las mismas tenía un recubrimiento de 2 cm de espesor. Es probable incluso que si la lavandería hubiera sido instalada desde el comienzo no hubiera progresado tanto la carbonatación, ya que su cinética se reduce cuando los poros están saturados de humedad [10].

396

Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Una vez carbonatado el hormigón hasta las armaduras se destruye el estado pasivo de las mismas, y dependiendo de otros factores, esencialmente de la humedad del ambiente y de la disponibilidad de oxígeno, su ataque puede ser considerable, sin necesidad de la presencia de cloruros. A este respecto, en la Tabla 21.3 (caso práctico anterior), se incluyen datos cuantitativos que ilustran sobre la peligrosidad previsible del ataque de las armaduras en un hormigón carbonatado bajo diferentes condiciones ambientales. Conclusión Excesiva corrosión de las armaduras provocada por la carbonatación previa del hormigón, en combinación con una elevada humedad ambiental impuesta por los frecuentes escapes de vapor de agua. Remedios posibles La inspección realizada, como consecuencia de las manchas aparecidas sobre los pilares del sótano, puso de manifiesto que los daños no representaban aún amenaza alguna para la seguridad del inmueble. Para evitar el progreso del ataque en las armaduras se sugiere, después de conseguir un grado de secado apropiado de los pilares, revestirlos con una pintura u otro tipo de recubrimiento impermeabilizante, puesto que, como prueba la tabla 21.3, es necesario un elevado grado de humedad y el acceso de la misma hasta las armaduras para mantener una cinética rápida de corrosión en el hormigón carbonatado. Así mismo, si en algunas zonas de los pilares se han producido ya grietas por efecto de la corrosión, sería aconsejable sanearlas, eliminar el óxido de la superficie de las armaduras, obturándolas luego con lechada de cemento o alguno de los productos de reparación a base de resinas epoxi que existen en el mercado. 2.7. Corrosión en las bases de unas torres de tendido eléctrico Problema Rotura de las bases de las columnas de tendido eléctrico por debajo del nivel del suelo, en terrenos poco permeables, que retienen la humedad durante largo tiempo. Muestra e información recibida Se recibió muestra del revestimiento de hormigón que protegía los pies de las columnas, y del terreno donde estaban cimentadas las que habían sufrido roturas, junto con los siguientes detalles sobre el tipo de cimentación que se esquematiza en la figura 21.8. 1º - Cada pie de la columna, en su extremo, está protegido por un bloque de hormigón de 1 m3, aproximadamente, siendo ésta la única cimentación en la mayoría de los terrenos.

Casos prácticos de corrosión en estructuras de hormigón armado

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2º - Generalmente el recubrimiento de hormigón emerge sobre el nivel del suelo, pero en algunos casos, para asegurar una cimentación firme, se enterró totalmente el extremo embebido en hormigón, aplicando in-situ un collar de hormigón, a nivel del suelo, uniendo los 4 pies de las torres, y dejando una parte de la estructura metálica, de acero galvanizado, en contacto directo con el terreno, tal como se esquematiza en la figura 21.8. 3º - Al cabo de 15 años de servicio se cayeron dos columnas, cimentadas tal como se ha descrito en el punto 2, produciéndose la rotura en la parte metálica situada entre los dos bloques de hormigón. 4º - Efectuada una inspección, se detecto un notable ataque de la sección angular galvanizada, preferentemente en las proximidades del bloque de hormigón inferior, mientras que aún persistía parte del recubrimiento protector de cinc en la zona enterrada adyacente al bloque superior de hormigón.

Figura 21.8.- Esquema de la cimentación.

5º - En terrenos permeables, de fácil aireación y secado, no se detectaron durante la inspección daños noticiables. 6º - Las partes de los pies embebidas en hormigón presentaban un buen estado de conservación, incluso en las columnas más afectadas por la corrosión. Ensayos realizados - Determinación de cloruros y sulfatos en las muestras de terreno y de hormigón. - Comprobación in-situ de la resistividad del terreno (dato suministrado, a petición, por el interesado). Resultados obtenidos Los datos de los análisis se resumen en la Tabla 21.4.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 21.4. Concentración en cloruros y sulfatos del hormigón y del terreno. Material Hormigón del collar Hormigón del bloque inferior Terreno

Concentración en cloruros (%)

Concentración en sulfatos (%)

0,040

0,43

0,028 0,041 (12 meq/kg)

0,49 0,106 (11 meq/kg)

Resistividad de los terrenos - 1.800 Ωcm en torno a una de las columnas partidas. - 8.000 Ωcm en torno a una de las columnas que no mostraban corrosión apreciable entre los dos bloques de hormigón Análisis del proceso de corrosión El contenido en sulfatos del hormigón es totalmente normal y el de cloruros indica que no se utilizaron como aditivo voluntario. No es de extrañar, por tanto, que haya protegido eficazmente el perfil angular del galvanizado, pues en ausencia de cloruros el ataque del cinc por el hormigón es realmente pequeño [11]. Contrariamente, el contenido del terreno en estos iones puede considerarse elevado y son responsables, en unión de la capacidad de retención de humedad de un suelo bastante arcilloso, como el de la muestra, de la pequeña resistividad del terreno. La resistividad depende de muchas otras variables, siendo una especie de característica integrante, que da una idea global de la corrosividad del terreno. El simple dato de resistividad permite clasificar como corrosivo el terreno donde se produjeron los fallos y como poco corrosivo el terreno permeable y bien aireado (según la información recibida), donde los pies de las columnas se conservan en buen estado [12]. Todo parece indicar que se han dado unas condiciones muy favorables para el funcionamiento de una macropila de aireación diferencial, en la que la parte superficial del terreno, más seca y mejor aireada, hace actuar de cátodo el trozo de perfil que la atraviesa, mientras que la mayor compacidad y humedad de las capas más profundas del terreno imponen unas condiciones de débil aireación y elevada conductividad (muy corrosivas), que obligan al trozo de perfil adyacente al bloque inferior de hormigón a actuar como ánodo, siendo responsables de su corrosión. Apoya esta forma de pensar y la creación de macropilas en estructuras largas, el hecho de que la penetración de oxígeno en el terreno pueda variar más de tres órdenes de magnitud en función del contenido en humedad del mismo [13]. El buen estado de conservación del perfil embebido en el hormigón pone de manifiesto que los fallos no se habrían producido de ser continuo el recubrimiento. El código de práctica británico CP 2008 hace constar que las partes metálicas recubiertas de hormigón actúan como cátodos frente a las desnudas, pudiendo llegarse a resultados desastrosos [14]. Propone, así mismo, diseños apropiados para la cimentación de columnas.

Casos prácticos de corrosión en estructuras de hormigón armado

399

Conclusión Los fallos son atribuibles a la discontinuidad del recubrimiento de hormigón, en combinación con las características físico-químicas del suelo, que hacen posible la creación y actuación de una activa macropila de aireación diferencial. Recomendación Recubrir con un espesor suficiente de hormigón de cemento Pórtland, compacto y sin adición de cloruros, el perfil desnudo situado entre los bloques superior e inferior ya existentes, allí donde su estado actual y la agresividad del terreno lo aconsejen, a fin de detener el progreso de la corrosión. REFERENCIAS [1] “The repair of concrete damaged by reinforcement corrosion”. Report of a Working Party of the Concrete Society. [2] J.A. GONZÁLEZ and C. ANDRADE, “Teoría y práctica de la lucha contra la corrosión”. Coordinador J.A. González. Ed. CSIC, Madrid 1984. Capítulo VII, pp. 183-215. [3] K.W.J. TREADAWAY; B.L. BROWN y R.N. COX, ASTM. Conf. on Corrosion of Steel in Concrete. Bel Harbour, Florida (USA). Diciembre de 1978. [4] C. ANDRADE, “Corrosión localizada del acero en contacto con hormigón”: Rev. Iberoam. Corr. y Prot., XV (4) (1984) 27. [5] 12-CRC Committee: Materiaux et Constructions, 9 (1976) 187. [6] I. BICZÓK, “La corrosión del hormigón y su protección”. Ed. Urmo. Bilbao (1972). p. 280-89; 388-96 y 481-92. [7] Norma DIN 4030. [8] A. GONZÁLEZ SERRANO, “Reparación de una estructura de edificación de hormigón armado, que presentaba una degradación por carbonatación muy avanzada del hormigón y una corrosión alarmante en sus armaduras”; Hormigón y Acero, 157 (1985) 59. [9] J.A. GONZÁLEZ y C. ANDRADE, Rev. Iberoam. Corros. Prot., 11 (1980) 15. [10] A. COBO, “Corrosión de armaduras en estructuras de hormigón armado. Causas y procedimientos de rehabilitación”. Ed. Fundación Escuela de la Edificación, Madrid, 2001, pp. 10-22. [11] E. RAMÍREZ; J.A. GONZÁLEZ and A. BAUTISTA, Cem. Concr. Res., 26 (1966) 1525. [12] S. FELIU, Corros. Prot., 2 (5) (1971) 3. [13] N.D. TOMASHOV, “Theory of corrosion and protection of metals”. Ed. MacMillan Co. Nueva York, 1966. [14] BRITISH STANDARD CODE OF PRACTICE CP. 2008. Ed. Brot. Stand. Institution. Londres (1966), 80, 160-170.

CAPÍTULO XXII Algunos métodos no destructivos de evaluación de las estructuras de hormigón armado

Resumen Se enumeran y describen, de una forma muy somera, parte de los métodos de ensayo más comunes para determinar o estimar las características y calidad del hormigón, pues sus propiedades afectan el comportamiento de las EHA frente a la corrosión. Se pretende simplemente despertar la atención de los técnicos de corrosión en otros ensayos complementarios, pero muy importantes, aportando referencias donde pueden encontrar análisis mucho más detallados sobre el control de calidad de las obras de hormigón.

1. INTRODUCCIÓN Se presenta a menudo el problema de tener que estimar la calidad del hormigón de una estructura ya terminada. Tal es el caso cuando los ensayos de control no dan resultados satisfactorios; cuando el hormigón presenta síntomas patológicos o se ha visto expuesto a influencias que puedan hacer pensar en descensos de resistencia; cuando se desea modificar el uso de una estructura existente; etc. [1]. Los procedimientos relacionados con la inspección de una EHA desde el punto de vista de la corrosión pueden implicar una labor bastante sencilla en algunos casos o, por el contrario, una muy ardua en otros, según la complejidad de los problemas, dependiendo de la magnitud y naturaleza de la obra. Antes de abordar esta actividad debe conformarse un equipo multidisciplinario de trabajo con al menos un especialista en corrosión, uno en estructuras y uno en técnicas constructivas [2]. Los objetivos habituales de las inspecciones se enumeraron ya en el Capitulo 19, sugiriendo en la figura 19.6 la secuencia de actuaciones cuando se juzga necesario pasar de la inspección previa a la detallada. Aunque la causa de los deterioros radi-

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

que en los procesos de corrosión, sobre la aparición, rapidez y peligrosidad de los mismos tienen, en la generalidad de los casos, gran influencia las características del hormigón, por lo que su determinación se considera frecuentemente necesaria. En tales casos puede recurrirse a la extracción de probetas testigo, a la realización de ensayos no destructivos, o de pruebas de carga. Si la estructura se comporta correctamente y dentro del régimen elástico bajo la carga en servicio, tampoco las pruebas de carga son destructivas, siempre que no se sobrepasen los valores característicos de las cargas supuestas en el cálculo como máximas de utilización [3]. Los ensayos no destructivos tienen por objeto conocer la calidad del hormigón en obra, sin que resulte afectada la estructura objeto de examen. Los más importantes y mejor desarrollados en la actualidad pueden clasificarse en los siguientes grupos [1]: - métodos esclerométricos; - métodos de velocidad de propagación; - métodos por resonancia; - métodos mixtos; - métodos por absorción o difusión de radio-isótopos. Los métodos esclerométricos constituyen ensayos elementales que proporcionan una idea de la resistencia del hormigón, fundándose en la correlación existente entre dicha resistencia y el rechazo de un martillo, o la huella impresa por una bola al chocar contra la superficie de la pieza que se ensaya. Es decir, estiman la resistencia a partir de la dureza superficial del hormigón. Para realizar el ensayo existen varios tipos de aparatos, denominados esclerómetros. Los métodos de ensayo en obra mediante la determinación de la velocidad de propagación son, probablemente, los más interesantes de los ensayos no destructivos. Se fundan en la relación que existe entre la velocidad de propagación de una onda progresiva o impulso, a través de un medio homogéneo e isótropo, y las constantes elásticas del material, que a su vez están ligadas a la resistencia del mismo. Los métodos no destructivos, para determinar la calidad del hormigón por resonancia, están basados en la relación existente entre la frecuencia de resonancia de una pieza y las constantes elásticas del material. Cada uno de los métodos que acaban de ser expuestos tiene sus propias limitaciones. Así, por ejemplo, los ensayos ultrasónicos pueden resultar poco precisos con hormigones de alta dosificación en cemento. Por su parte, los esclerómetros pueden conducir a errores considerables cuando la capa superficial del hormigón está excesivamente endurecida (por un curado al vapor, por ejemplo), o la compactación ha sido anormalmente alta, en relación con un hormigón normal. Todo ello ha dado lugar a que se desarrollen métodos mixtos, combinando los anteriores, de los que puede esperarse una mayor precisión [1]. Aunque los métodos por absorción o difusión de isótopos radiactivos están aún en vías de experimentación, pueden ser de bastante interés para el control de la homogeneidad del hormigón, que puede efectuarse, bien midiendo su densidad basándose en la absorción de rayos gamma, o bien mediante la determinación del contenido en agua, mediante la retrodifusión de los neutrones rápidos de los átomos de hidrógeno de la misma. El número de neutrones que perderán su energía, transformándose en neutrones lentos, será tanto mayor cuanto más átomos de hidrógeno contenga el material, es decir, cuanto mayor sea su contenido en agua [1].

Algunos métodos no destructivos de evaluación de las estructuras de hormigón armado

403

En la Tabla 22.1 se extractan los métodos no destructivos de evaluación para estimar las propiedades y condiciones físicas de los materiales estructurales, siguiendo el modelo propuesto por el ACI Committee 364 [4], si bien sólo se incluyen parte de los métodos considerados en su informe, aproximadamente la mitad. Aunque muchos de los métodos sean destructivos para las probetas extraídas de las estructuras no los son para éstas, incluso las pruebas de carga, si se tienen en cuenta las consideraciones enumeradas precedentemente. Una descripción mucho más detallada de los objetivos, equipos necesarios, procedimientos, campo de aplicación de cada ensayo y criterios de evaluación, puede consultarla el lector interesado en [2] y [5], por ejemplo. TABLA 22.1. Descripción extractada de algunos métodos de evaluación no destructivos para las estructuras de hormigón armado. Procedimiento

Aplicaciones

Extracción de probetas testigo (ASTM C 42)

Determinación directa de la resistencia del hormigón a la compresión y a la tracción, del peso específico, porosidad, módulo de elasticidad, etc.

Principio de operación

Experiencia necesaria

Sonda rotatoria Especial cuidado y ensayos poste- para no dañar las riores. muestras. No se requiere gran especialización para realizar los ensayos y efectuar su evaluación.

Ventajas

Limitaciones

El método más aceptado para evaluar insitu la calidad del hormigón, el estado de los refuerzos y para suministrar muestras para distintos tipos de análisis.

Ensayo destructivo. La extracción daña la estructura y deben repararse los taladros con un mortero adecuado, de baja retracción.

Espesor de recu- Medida del brimiento espesor de recubrimiento y de la posición de las armaduras

Medición de variaciones del campo magnético, con el pacómetro. El efecto de las armaduras es tanto mayor cuanto más próximas están a la superficie.

Fácil de operar, se necesita moderada experiencia para interpretar los resultados

Equipo portátil, adecuado para hormigón sin mucha densidad de armaduras, localizándolas para evitar dañarlas al extraer las muestras.

Difícil interpretar los resultados en hormigones con muchos refuerzos o mallas metálicas. Inadecuado para espesores de recubrimiento ≥ 10 cm.

Exploración esclerométrica

Estimación de la dureza superficial (índice esclerométrico) con el esclerómetro de reflexión (rechazo de un martillo; huella de una bola, o penetración de un clavo).

Los esclerómetros son herramientas muy útiles, pero en manos inexpertas conducen a resultados erróneos.

Aparatos portátiles, fáciles de manejar. Ensayos no destructivos.

Dispersión elevada de los resultados. Las superficies de ensayo deben estar secas, limpias y preferentemente planas, evitándose las superficies húmedas y carbonatadas.

Estimación de la resistencia a la compresión del hormigón, por su relación con la dureza y la uniformidad de la capa superficial.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 22.1. Descripción extractada de algunos métodos de evaluación no destructivos para las estructuras de hormigón armado. (Continuación) Exploración con Estima la uniforultrasonidos midad, calidad, (ASTM C597) resistencia a la compresión, módulo de elasticidad. Puede localizar discontinuidades y estimar su tamaño

Se basan en la relación entre la velocidad de propagación de un impulso y las constantes elásticas del medio, relacionadas con su resistencia. Se inducen impulsos con un emisor y se determina el tiempo de llegada al receptor.

El operador debe poseer un buen nivel de experiencia para interpretar los resultados.

Equipo relativamente barato y fácil de manejar. Medidas fiables y uniformes. Correlacionando la resistencia a la compresión en las muestras y la velocidad insitu puede estimarse la resistencia.

Se exige un buen acoplamiento de los palpadores con el hormigón. La interpretación de resultados puede ser difícil. Es necesaria una calibración, pues la densidad y cantidad de agregados, las variaciones de humedad y la presencia de refuerzos pueden afectar los resultados

Resistividad eléctrica del hormigón

Permite estimar el contenido en humedad del hormigón, pues influye enormemente en su conductividad

Puede utilizarse el resistivímetro de 4 puntas o un sensor con un pequeño disco, que actúa como electrodo auxiliar, al que se imprime un impulso de potencial o corriente, midiendo el salto en la variable conjugada.

Aunque los equipos son fáciles de usar se requiere experiencia para interpretar correctamente los resultados.

Medidas fáciles de obtener, con una estrecha relación con el riesgo de corrosión cuando las armaduras han perdido ya el estado pasivo.

Las propiedades dieléctricas dependen mucho del grado de saturación de los poros, del contenido en sal, de la homogeneidad del hormigón, etc., lo que plantea problemas en la interpretación de los resultados.

Análisis petrográfico

Utilizado para determinar con las muestras extraídas una variedad de propiedades: uniformidad del hormigón, contenido en aire, curado, carbonatación, desintegración, eflorescencia, resistencia a los sulfatos, permeabilidad.

Utilizado en conjunción con otros ensayos. El análisis químico y físico de las muestras debe ser realizado por petrógrafos cualificados.

Alto nivel de preparación necesario para ejecutar y analizar los resultados de los ensayos.

Proporciona información detallada y fiable de los ingredientes del hormigón, pasta, agregados, curado, daños posibles, efectos de las heladas, etc.

Requiere especialistas cualificados, técnica relativamente cara y lenta.

Algunos métodos no destructivos de evaluación de las estructuras de hormigón armado

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TABLA 22.1. Descripción extractada de algunos métodos de evaluación no destructivos para las estructuras de hormigón armado. (Continuación) Resistencia a la penetración (ASTM C 803)

Estimaciones de la resistencia a la compresión, uniformidad y calidad del hormigón, que pueden servir para estimar la resistencia antes de extraer muestras.

Agujas introducidas con pistola en el hormigón, cuya profundidad de penetración permite estimar la resistencia del hormigón, mediante curvas de calibrado.

Fácil de operar en campo con pequeño aprendizaje. Por seguridad se exigen operadores diplomados.

Equipo simple, que requiere poco mantenimiento, útil para comprobar la calidad y resistencia relativa del hormigón, produce solo ligeros daños donde se aplica.

Puede suministrar resultados dispersos, cuya interpretación depende de curvas de correlación. Difícil extraer las agujas, que a menudo se rompen y dañan el recubrimiento de hormigón.

Porosidad

Según que la porosidad sea 15%, se considera un hormigón de buena calidad, de calidad moderada, y poco durable e inadecuado para proteger los refuerzos a largo plazo.

Calentamiento en estufa a 105º C hasta peso constante (Pseco), hervir 2 h la muestra sumergida se extrae, se seca y se pesa (Psat), se introduce en el agua y se pesa sumergida (Psumerg).

Extraída una muestra adecuada, todas las operaciones son muy simples y no se necesita experiencia previa.

Orienta sobre la calidad del hormigón, sobre su permeabilidad y la mayor o menor susceptibilidad a una carbonatación rápida y a la penetración de los cloruros del medio por difusión.

Ensayo destructivo y los datos no son totalmente exactos, pues el agua (el fluido introducido en la red de poros) puede alterar algo la estructura.

Gamma radiografía

Estimar la ubicación, tamaño y condición de las armaduras; de coqueras en el hormigón y de su densidad.

La velocidad de absorción de los rayos gamma depende de la densidad del hormigón; los rayos se emiten por una fuente, penetran en la muestra y salen por el lado opuesto.

La utilización de isótopos productores de rayos gamma exige personal autorizado para manejar los equipos.

Los equipos son portátiles, proporcionan un registro permanente y pueden detectar defectos internos.

Los equipos son costosos, se requiere acceso a ambos lados de las muestras y las fuentes de radiación entrañan riegos de seguridad y para la salud de los operarios.

El porcentaje de neutrones rápidos transformados en neutrones lentos depende del contenido en humedad (en hidrógeno) del hormigón.

Los equipos deben ser manejados por personal autorizado y con experiencia.

La estimación del contenido en humedad puede realizarse directamente insitu, sobre grandes estructuras.

Equipos complejos y caros que exigen personal autorizado para su manejo. Los gradientes de humedad en probetas pueden suministrar resultados erróneos.

Retrodifusión de Estimación del neutrones rápidos contenido en humedad del hormigón

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

TABLA 22.1. Descripción extractada de algunos métodos de evaluación no destructivos para las estructuras de hormigón armado. (Continuación) Pruebas de carga Determinan el (ACI 437R) funcionamiento de una estructura bajo las condiciones de carga reales, usando factores de seguridad (de sobrecarga).

La carga de ensayo se aplica a la estructura de forma que simula la estipulada en los pliegos de condiciones de la etapa de proyecto.

Se requiere un elevado nivel de experiencia para formular y conducir el programa de ensayo, y para evaluar los resultados. Se requiere la adopción de medidas de seguridad.

Proporcionan predicciones fiables de la capacidad de la estructura para responder satisfactoriamente bajo las condiciones de carga estipuladas.

Pruebas costosas y que requieren mucho tiempo, que pueden causar daños limitados, o incluso permanentes, a la estructura, o a alguno de sus elementos.

En la tabla 22.2 se resumen los ensayos más directamente relacionados con el comportamiento frente a la corrosión de las EHA. En este caso se incluyen ensayos no considerados en [4]. TABLA 22.2. Técnicas más directamente relacionadas con el comportamiento frente a la corrosión o capaces de estimar incluso su velocidad Procedimiento

Aplicaciones

Principio de operación

Experiencia necesaria

Ventajas

Limitaciones

Contenido en cloruros (UNE 112-010-94)

Determinar el contenido en cloruros libres y totales y el perfil de cloruros, para conocer si se supera o no el límite permitido a nivel de las armaduras.

Muestra triturada y seca. Se puede recurrir al análisis clásico por vía húmeda (métodos de Mohr o de Volhard) o al electrodo selectivo de cloruros.

Práctica previa en las técnicas analíticas y conocimiento de los límites permitidos para evaluar el riesgo de corrosión asociado a la presencia de cloruros.

Si, en medios potencialmente agresivos, se realizan los análisis antes de la aparición de signos de corrosión, permitirían adoptar medidas preventivas poco costosas.

Ensayo destructivo y riesgo de corrosión asociado a varios factores adicionales, por lo que la interpretación es compleja.

Profundidad de carbonatación (UNE 112 -01194)

Precisar si el frente de carbonatación ha llegado o está próximo al nivel de las armaduras. Analizar el riesgo de un posible fallo o la causa del mismo si ya se ha producido.

Fractura o corte transversal reciente de una muestra de mortero u hormigón, perpendicular a la superficie y utilización de solución alcohólica de fenolftaleina, un indicador ácido base.

Prueba sencilla que no requiere formación previa. En primera aproximación, la carbonatación avanza según una ley parabólica: X = K√t

Conocida la penetración X de la carbonatación y el tiempo t transcurrido puede estimarse la constante K y realizar predicciones del periodo de iniciación de la corrosión en estado activo.

Ensayo destructivo. La constante K depende de numerosas variables como la proporción de cemento en el hormigón, el tipo de cemento, la porosidad del hormigón, el grado de saturación de los poros, etc.

Algunos métodos no destructivos de evaluación de las estructuras de hormigón armado

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TABLA 22.2. Técnicas más directamente relacionadas con el comportamiento frente a la corrosión o capaces de estimar incluso su velocidad (Continuación) Potencial de corrosión, Ecorr. (ASTM C 876)

Complementado con otros parámetros, como la resistividad, Ecorr puede dar una indicación del estado pasivo o activo de los refuerzos.

Para unas condiciones de humectación elevada del hormigón, el valor de Ecorr puede indicar la probabilidad de corrosión en estado activo.

Se necesita gran experiencia previa, pues Ecorr depende de múltiples variables (Fig. 19.7), por ejemplo, del grado de humectación y de la cantidad de superficie humectada (Fig. 18.7).

Es la medida electroquímica más sencilla (Fig. 5.9), realizable en campo con equipos portátiles. Da información valiosa, si se interpreta correctamente

No proporciona información sobre la velocidad de corrosión, se requiere acceso a la red de refuerzos.

Velocidad de corrosión, icorr.

Útil para estimar la velocidad de deterioro de una estructura, la posible vida residual de la misma, la necesidad de adoptar medidas protectoras, o la eficacia de las ya adoptadas.

En el laboratorio, con montajes simplicísimos, como los de las figuras 7.3b y 22.1, y aplicando una de las señales indicadas en la figura 5.14, la respuesta permitirá estimar un valor de icorr.

Conocimiento de las técnicas electroquímicas cuantitativas, de algunas al menos, para aplicarlas correctamente

Una sensibilidad elevadísima, que permite medir incluso cinéticas de corrosión del estado pasivo, de electrodos inaccesibles visualmente, y a través de un electrólito de características especiales, como el hormigón.

Necesidad de un aparato que compense la caída óhmica y de aplicar correctamente las técnicas. Necesidad de confinar las señales eléctricas en las medidas in-situ, o de aplicar pulsos de corta duración y de analizarlos adecuadamente.

Figura 22.1.- Losa de hormigón armado con 12 armaduras transversales para realizar ensayos a escala intermedia entre las pequeñas probetas y las grandes estructuras. Una barra puede actuar como ET y las adyacentes como contraelectrodo, con lo que se consigue una distribución uniforme. Si el disco de inoxidable que soporta el electrodo de referencia actúa como contraelectrodo se obtiene una distribución heterogénea como en las estructuras reales.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

2. DAÑOS VISIBLES Cualquier evaluación de una EHA previa a una posible rehabilitación comienza por la valoración de los daños visibles generalmente difíciles de cuantificar, dado que depende de criterios subjetivos y de la experiencia de los inspectores. Más aún, daños aceptables en una región o tipo de estructura pueden no serlo en otras circunstancias. Por lo tanto, antes de comenzar la observación en obra, deben establecerse unas directrices, de manera que faciliten la representación y comprensión del significado de los daños. No debe extrañar que existan diferentes clasificaciones, como la debida al CEB [6], reproducida en la tabla 16.1, que establece 5 niveles progresivos de daños de los que hace depender la urgencia de las reparaciones; o la descripción de los variados tipos de daños que pueden presentarse (sin cuantificar el nivel de los mismos) que se ofrece en la Tabla 5.3. El ACI recomienda una clasificación de daños de las estructuras sencilla, en seis niveles, los siguientes [4]: (a) Insegura (estructura) (b) Potencialmente peligrosa (estructura) (c) Severos (daños) (d) Moderados (daños) (e) Menores (daños) (f) En buena condición (estructura) Niveles que, naturalmente, deben suplementarse con esquemas, fotografías (figura 22.2), videos, medidas, y breves descripciones. Los resultados de la inspección aconsejarían emprender, según el nivel de daños y de acuerdo con los propietarios de la estructura, alguno de los procesos definidos a continuación [4]: Refuerzo – Proceso de aumentar la capacidad resistente de la estructura o de parte de la misma. Restauración – Proceso de restablecimiento de materiales, forma y apariencia de una estructura, para reproducir una situación precedente establecida de antemano. Reparación – Reemplazar o corregir materiales, componentes o elementos de una estructura deteriorados, dañados, o de características insuficientes. Rehabilitación – Proceso de reparar o modificar una estructura hasta una condición útil deseada. Preservación – Proceso de mantener una estructura en la condición presente, previniendo deterioros ulteriores. Habría que añadir la demolición, en el caso de que los daños sean irreparables e impidan que la estructura siga cumpliendo satisfactoriamente su función. 3. MÉTODOS DE CONTROL DE LA CORROSIÓN EN LAS EHA La necesidad, en todas las estructuras metálicas, de detectar en una edad temprana el riesgo de deterioro asociado a la corrosión es reconocida por todos. Tal necesidad se acentúa en las EHA, a causa de la enorme magnitud económica y social del problema [7,8].

Algunos métodos no destructivos de evaluación de las estructuras de hormigón armado

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Figura 22.2.- Grietas del hormigón provocadas por los productos de corrosión expansivos del acero.

Actualmente existen varios métodos electroquímicos que permiten la determinación de la cinética de corrosión del acero en el hormigón, sin grandes dificultades en el laboratorio (Capítulo 5) y con las asociadas al desconocimiento del área afectada por las señales eléctricas en campo (Capítulo 20). En la tabla 22.3 se han reunido los métodos de control disponibles para las E HA, resumiendo para cada uno de ellos el grado de cumplimiento de las características que se consideran fundamentales en un buen método de control y diagnosis de la corrosión [9]. Concretamente se consideran: a) la rapidez en las medidas individuales, que hacen posible el ahorro de tiempo; b) la rapidez de respuesta al cambio, que facilita la adopción temprana de medidas preventivas o correctivas, con un considerable ahorro de costes; c) el carácter cuantitativo, que permite la valoración a través de un índice numérico, evitando la subjetividad de las apreciaciones cualitativas; d) el carácter no destructivo, que hace posible el seguimiento del comportamiento durante toda la vida útil de la estructu-

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

ra; y e) el carácter no perturbador de los electrodos de trabajo, que posibilita la inmediata repetición fiable de las medidas [9]. El lector interesado puede consultar excelentes aportaciones sobre el tema [10-14]. Parte de los métodos de la Tabla 22.3 se han adaptado con éxito a las medidas en campo, desde el anillo de guarda [15], a la EIE [16,17], pasando por modificaciones del método de Rp, derivadas de la modelización del sistema acero-hormigón con un circuito equivalente en línea de transmisión, que toma en consideración la atenuación de las señales eléctricas con la distancia al contraelectrodo emisor, hasta una longitud crítica en la que se hacen insignificantes [18,19]. Esta longitud crítica depende de la resistividad del hormigón y de la resistencia a la corrosión (Rp) de las armaduras. El interés por el tema sigue manteniéndose actualmente, de manera que, recientemente [20,21], se ha propuesto el desarrollo de los llamados “monitoring control diagrams” (MCD), que manifiestan una evidente relación entre el potencial de corrosión (Ecorr) y el logaritmo de Rp (figura 22.3), siempre que se mantengan las condiciones experimentales y la geometría de los paneles. Los MCD reducirían las dificultades asociadas a la interpretación de los datos obtenidos in-situ, con las técnicas electroquímicas de control de la corrosión, a lo largo de periodos prolongados de tiempo. Puede concluirse pues, que técnicos e investigadores disponen de las herramientas adecuadas para la inspección y diagnosis, y para una estimación razonable de la vida residual de las EHA.

Figura 22.3.- Ejemplo de MCD que relaciona, en escala semilogarítmica, los valores del Ecorr con la medidas de Rp, para paneles de la misma forma [20,21].

Algunos métodos no destructivos de evaluación de las estructuras de hormigón armado

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TABLA 22.3

icorr

icorr

Pulsos galvanostáticos

Anillo de guarda

Ruído Electroquímico

Impedancia electroquímica (EIE)

Rapidez de las £ £ l medidas individuales l Rapidez de la £ £ £ l respuesta al cambio £ l l £ Cuantitativo l £ £ l No destructivo l £ £ l No perturbador Parámetro medido Apariencia Apariencia Morfología Probabilidad

Polarización lineal (Rp)

Mapas de potencial

Ensayo gravimétrico

Características

Observación visual cuantitativa

Métodos

Observación visual cualitativa

Características de los métodos de mayor utilización en el control de la corrosión de las estructuras de hormigón armado.

l

l

l

¡

¡

l

l

l

l

l

l l ¡

l l ¡

l l £

¡ l l

¡ l ¡

icorr

icorr

icorr Cdc

icorr

Mecanismos icorr

de corrosión

l El método posee la característica en grado óptimo. ¡ El método posee la característica en grado inferior al óptimo. £ El método no posee, o en grado muy insuficiente, la característica.

REFERENCIAS [1] P. JIMÉNEZ MONTOYA; A. GARCÍA MESEGUER y F. MORÁN CABRÉ, “Hormigón Armado”, Ed. Gustavo Gili, S.A., Barcelona 1987, 12ª Edición, Capítulo 6, pp. 117-141. [2] RED DURAR, “Manual de inspección evaluación y diagnóstico de corrosión en estructuras de hormigón armado”. CYTED, Programa Iberoamericano de Ciencia y Tecnología para el Desarrollo. Eds. O. Troconis, A. Romero, C. Andrade, P. Helene e I. Díaz. Río de Janeiro, 1997. Cap.II, pp. 66-136. [3] P. JIMÉNEZ MONTOYA; A. GARCÍA MESEGUER y F. MORÁN CABRÉ, “Hormigón Armado”, Ed. Gustavo Gili, S.A., Barcelona 1987, 12ª Edición, Capítulo 9, pp. 187-209. [4] ACI COMITÉ 364, “Guide for evaluation of concrete structure prior to rehabilitation”, ACI Materials J., 90 (5) (1993) 479. [5] “Manual de inspección de obras dañadas por corrosión de las armaduras”. Coordinadores S. FELIU Y C. ANDRADE. CSIC, Madrid, 1989, Capítulo III, pp57-79. [6] CEB BULLETIN Nº 162, “Assesment of concrete structures and design procedures for upgrading”. August (1983).

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

[7] J.P. Broomfield:”Life prediction of corrodible Structures”, NACE Symposium, Cambridge, Sept. 1991, Paper nº 14. [8] B. ELSENER; S. MÜLLER; M. SUTER and H. BÖHNI, “Corrosion monitoring of steel in concrete. Theory and practice”, en Corrosion of Reinforcement in Concrete Structures, Ed. C.L. Page, K.W.J. Treadaway and P.B. Bamforth. SCI, May 1990, pp. 348-357. [9] P. RODRÍGUEZ; E. RAMÍREZ y J.A. GONZÁLEZ, “Methods for studying corrosion in reinforced concrete”, Mag. Concr. Res., 46 (nº 167) (1994) 81. [10] J.L. DAWSON; D.G. JOHN; M.I. JAFAR; K. HLADKY and L. SHERWOOD, “Electrochemical methods for the inspection and monitoring of corrosion in reinforced concrete” en Corrosion of Reinforcement in Concrete, Ed. C.L. Page, K.W.J. Treadaway and P.B. Bamforth, SCI, 1990, pp. 358-371. [11] S.G. MILLARD; K.R. GOWERS and R.P. GILL, “Practical field measurements of reinforcement corrosion in concrete using linear polarization methods”, Europ. J. of NDT, 2 (1) (1992) 17. [12] A.A. SAGÜES, Computation of reinforcing steel corrosion distribution in concrete marine bridge structures”, CORROSION 93, New Orleans (USA). Paper 353. [13] J.R. SCULLY, “Polarization Resistance Method for Determination of Instantaneous Corrosion Rates”, Corrosion, 56 (2000) 199. [14] J.A. GONZÁLEZ; J.M. MIRANDA; N. BIRBILIS and S. FELIU, “Electrochemical techniques for studying corrosion of reinforcing steel: Limitations and advantages”, Corrosion, 61 (2005) 37. [15] S. FELIU; J.A. GONZÁLEZ; S. FELIU, JR. y M.C. ANDRADE, ACI Mater. J., 87 (nº 5) (1990) 457. [16] J.L. DAWSON, “Corrosion of Reinforcement in Concrete Construction”. Ed. Crane, (1983), Chapter 12, pp. 175-191. [17] K. MATSUOKA; H. KIHIRA, S. ITO and T. MURATA, “Corrosion detecting probe for steel buried in concrete”, USA Patent Nº 4,861,453. [18] J.A. GONZÁLEZ; S. FELIU; C. ANDRADE and I. RODRÍGUEZ, Mater. Str., 24 (1991) 346. [19] S. FELIU; J.A. GONZÁLEZ and C. ANDRADE, J. Appl. Electrochem., 26 (1996) 305. [20] N. BIRBILIS, “Monitoring the Corrosion and Protection of Concrete reinforcement. Ph.D. thesis, Monash University, Australia, 2004. [21] N. BIRBILIS and B.W. CHERRY, Corros. Eng. Sci. Technol., “Alternative methodology for on site monitoring of corrosion and remediation of reinforced concrete”, Corros. Eng. Sci. Technol., 39 (4) (2004) 321.

CAPÍTULO XXIII Predicción de la vida residual de las estructuras corroídas de hormigón armado, incidencia de la temperatura Resumen En la comunicación presente se analiza el efecto de la temperatura, las adiciones de cloruros al hormigón y el grado de humectación del mismo (resistividad) en la previsible vida en servicio de estructuras de hormigón armado (EHA), para cada conjunto de condiciones. Se parte del modelo cualitativo de Tuutti, cuantificándolo a través de la aceptación de un valor límite para la reducción de sección de las armaduras, como parámetro determinante de la seguridad de las estructuras, lo que conduce a una vida útil definida para cada icorr y diámetro de los refuerzos. La influencia de la temperatura en la velocidad de deterioro, que puede llegar a ser muy importante, depende en su magnitud, e incluso en el sentido de su efecto, de la oferta de electrólito.

1. INTRODUCCIÓN A pesar de que la predicción de vida de una estructura de hormigón armado (EHA), ya sea nueva o dañada por corrosión, reviste una enorme importancia técnico-económica, con evidentes repercusiones sociales, no existe una metodología consagrada por la práctica que permita el cálculo de la vida residual con un mínimo de garantías. Se tropieza con el contrasentido de que cualquier acción se emprende a posteriori de la aparición de una sintomatología visible de deterioro y que la causa del fenómeno radica en la corrosión de las armaduras, inaccesibles visualmente. A veces, cuando aparecen los primeros síntomas visibles la estructura puede haber sufrido ya un deterioro considerable. El estudio de la influencia de la temperatura sobre el proceso de corrosión de las armaduras en el hormigón es un punto sobre el que se pide cada vez más informa-

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ción en la comunidad científica [1], a causa de los rápidos y graves casos de deterioro provocados en el parque de grandes estructuras civiles, construidas masivamente en los años 70 en los países petroleros del Golfo Pérsico, que a partir de 1982 son objeto de costosas y arriesgadas reparaciones [2] [3]. Se ha sugerido que la corta durabilidad del parque de las EHA, en dicha zona, está relacionada directamente con la presencia de grandes cantidades de iones Cl- a nivel de la interfase acero/hormigón, que se transportan rápidamente a través de la red de poros por efecto de ciclos diarios de humidificación y secado [2]. En la bibliografía pueden encontrarse diferentes propuestas sobre la forma de realizar la predicción de la vida en servicio [4-6]. Quizás el análisis más detallado sobre el estado de conocimientos en esta materia sea el realizado por el Eurointernational Committee of Beton (CEB) [6]. En él se realiza una división del estado de las estructuras en distintos niveles de deterioro, basándose en la aparición de síntomas externos: manchas de óxido, grietas, desprendimientos del recubrimiento y pérdida de sección de los refuerzos (Tabla 16.1). A partir de dichos niveles se pueden establecer recomendaciones sobre la necesidad y urgencia de las reparaciones (Tabla 16.2). El modelo más difundido de predicción de la vida en servicio de las estructuras de hormigón armado es el debido a Tuutti [7], quien establece un nivel máximo inaceptable de deterioro asimilado a la aparición de grietas y propone dividir la vida de la estructura en dos periodos: de iniciación y de propagación (Figura 23.1). Se presenta como sumamente interesante la cuantificación, a través de algún índice numérico, de un modelo tan claro a nivel conceptual y como filosofía general de la patología de las estructuras de hormigón armado.

Figura 23.1.- Modelo cualitativo de Tuutti de la vida útil de una estructura de hormigón armado.

Predicción de la vida residual de las estructuras corroídas de hormigón armado, incidencia …

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C. Andrade y colaboradores han sugerido en trabajos previos [8-10] una metodología para calcular la vida remanente de las EHA dañadas por corrosión, proponiendo diversos procedimientos para la cuantificación del modelo de Tuutti. 1.1. Cuantificación del modelo de Tuutti Partiendo del modelo de Tuutti [7], y suponiendo que se ha iniciado ya el periodo de propagación, puede calcularse la vida residual de una estructura si se conoce, o puede deducirse a partir de la experiencia previa, la velocidad de corrosión y se define un nivel inaceptable de deterioro para la seguridad de la estructura, que puede variar con el destino de la misma. Para lograr una predicción cuantitativa es necesario traducir los efectos de la corrosión en términos de algún índice numérico, ya sea directamente la reducción de sección de las armaduras a causa de la corrosión, o su repercusión en la disminución de diferentes parámetros mecánicos, como pueden ser: el momento flector, el límite de resistencia a la cizalla, o a la tracción axial [8-10]. Partiendo, por ejemplo, de las velocidades de corrosión determinadas experimentalmente a partir de medidas de Rp puede calcularse la reducción de sección sobre una base real, considerando que 1 µA/cm2 equivale, para armaduras de acero, a penetraciones de la corrosión de 11,6 µm/año. En las estimaciones realizadas a continuación se aceptará, en un intento de huir del subjetivismo de las apreciaciones visuales, el 25% de reducción de sección como máximo nivel tolerable de daños por lo que a seguridad de las estructuras se refiere, porcentaje a partir del cual el CEB recomienda una intervención inmediata [6]. Debe tenerse en cuenta, no obstante, que el agrietamiento y deslaminación se producen mucho antes y que la tendencia es a fijar un porcentaje sensiblemente inferior (figura 10.3). Los esquemas de la figura 23.2 ofrecen la combinación de estos conceptos con el modelo cuantificado de Tuutti para el caso de armaduras de 10 y 20 mm de diámetro e icorr que contemplan toda la posible gama de variabilidad en las estructuras de hormigón armado. 2. OBJETIVO PRINCIPAL En el presente capítulo, que forma parte de una investigación pretérita más amplia [11, 12], se pretende evaluar la previsible repercusión de la temperatura en la durabilidad de las estructuras de hormigón armado, debido a que existe escasa información relacionada con este importantísimo factor de corrosión. Presumiblemente, cuando se superen los niveles críticos de concentración en cloruros y de grado de humectación para que la resistividad descienda por debajo del los 100 kΩcm, la velocidad de corrosión sea mucho mayor en los climas cálidos que en los fríos. Pero, al mismo tiempo, un aumento de temperatura puede suponer una cesión de electrólito al medio ambiente en todas las estructuras aéreas, dificultando o impidiendo la corrosión, aparte de la consabida reducción del oxígeno disuelto al

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elevarse la temperatura, que supondría, en muchas circunstancias, una limitación creciente de la semirreacción catódica de corrosión. La existencia de estos factores contrapuestos hace que resulten impredecibles las expectativas del estudio, añadiendo al gran interés ingenieril del tema un atractivo científico indudable, ante la esperanza de llegar a comprender mejor la pluralidad de mecanismos de corrosión en el sistema acero-hormigón.

Figura 23.2.- Estimación de la vida residual de EHA con armaduras de 10 y 20 mm de diámetro en función de la disminución de la sección de las armaduras y del % de reducción de su diámetro.

Predicción de la vida residual de las estructuras corroídas de hormigón armado, incidencia …

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3. MATERIALES Y MÉTODOS En la investigación se utilizaron probetas de mortero de 2x5,5x8 cm, con dos redondos de acero para armar embebidos en posiciones simétricas, que actuaban como electrodos de trabajo durante la determinación, por técnicas electroquímicas, de la velocidad de corrosión [12]. Las probetas se fabricaron con una relación cemento/arena /agua = 1/3/0,5 y con adiciones de 0, 2, 4 y 6% de NaCl en relación al peso de cemento. Una vez desenmoldadas, se curaron en cámara de vapor, durante 40 días, con condensación continua de agua sobre la superficie del mortero. Posteriormente se expusieron, por duplicado, en condiciones de inmersión total en agua y en atmósferas del 50% y de más del 90% de humedad relativa. En cada uno de estos tres ambientes se establecieron tres niveles de temperatura, 0, 30 y 50 ºC, para simular climas fríos, templados y cálidos, resultando, en total, 36 conjuntos de condiciones diferentes. En todos los casos se controlaba el potencial de corrosión, Ecorr; la velocidad de corrosión, a partir de medidas de la resistencia de polarización, Rp; la resistividad del mortero y su intercambio de agua con el ambiente en todas las condiciones de exposición, determinando las variaciones de masa de las probetas de mortero. 4. RESULTADOS EXPERIMENTALES En las figuras 23.3a - 23.3d se ofrece la variación de las icorr de las armaduras una vez alcanzada, aproximadamente, la estabilización en las propiedades del mortero (resistividad, grado de humectación), o de la interfase acero/mortero (Ecorr e icorr), después de 1 año de exposición en los 36 conjuntos de condiciones experimentales considerados en la investigación. Puede comprobarse que en ausencia de cloruros, con la excepción de las probetas totalmente sumergidas mantenidas a 50º C, las icorr permanecen siempre en valores ≤ 0,1 µA/cm2, típicos de las respuestas de una estructura que conserva la pasividad de los refuerzos. Cuando concurren una oferta “suficiente” de electrólito (condiciones de inmersión total y atmósferas de HR > 90%) se obtienen siempre icorr muy superiores, con frecuencia > 1 µA/cm2, que limitan seriamente la durabilidad de las EHA. Pero en ambientes secos, como en el caso de atmósferas con una HR = 50%, la oferta de electrólito es insuficiente para que el progreso de la corrosión se desarrolle a velocidades apreciables. Curiosamente, mientras a elevada HR y en la probetas totalmente sumergidas crece la velocidad de corrosión al hacerlo la temperatura, en el ambiente más seco (HR = 50%) sucede lo contrario. Las letras F indican la aparición de fisuras. En condiciones de inmersión total y temperatura de 50º C llegan a superarse icorr = 1 µA/cm2 para morteros sin adiciones de cloruros, pero esto ocurre después de meses de exposición, como queda patente en la figura 23.4 y todo hace sospechar que se ha producido la transición del estado pasivo al activo, a pesar de la ausencia de cloruros en el medio. Todas las otras condiciones, incluso a la temperatura de 50º C, conducen a icorr muy reducidas ≤ 0.1 µA/cm2, típicas del estado pasivo, como era de esperar.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Figura 23.3a.- Valores de icorr para el acero embebido en mortero sin cloruros al término de un año de exposición en las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

Figura 23.3b.-Valores de icorr para el acero embebido en mortero con un 2% Cl- al término de un año de exposición en las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

Figura 23.3c.- Valores de icorr para el acero embebido en mortero con un 4% Cl- al término de un año de exposición en las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

Figura 23.3d.-Valores de icorr para el acero embebido en mortero con un 6% Cl- al término de un año de exposición en las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

En atmósferas secas continúa la cesión de agua al ambiente, aún después de meses de exposición en condiciones de temperatura y HR constantes. La pérdida de electrólito se traduce en un continuo descenso de la velocidad de corrosión a la HR del 50% incluso en presencia de cloruros (figura 23.5), mientras que en atmósferas de elevada HR se comprueba la tendencia contraria hacia velocidades de corrosión crecientes, quizás por efecto de un progresivo aumento del porcentaje de superficie despasivada, hasta estabilizarse en valores próximos a los exhibidos por las probetas sumergidas, unos dos órdenes de magnitud por encima de los valores correspondientes a los ambientes secos, tal como puede constatarse en la misma figura 23.5. En la figura 23.6 se representa la cantidad de agua cedida por las probetas de mortero al medio ambiente, a partir del momento en que se trasladan desde la cámara de vapor con condensación continua de agua, en la que se efectuó el curado, a las

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Figura 23.4.- Evolución de la icorr de los refuerzos embebidos en probetas de mortero mantenidas en condiciones de inmersión total en agua destilada a 50º C.

condiciones de conservación estudiadas, atmósferas del 50 y 95 % de HR e inmersión total. Si se considera que los poros están totalmente llenos de agua en las condiciones de inmersión total, es evidente que una fracción apreciable del volumen de poros, o quizás un cierto tipo de poros, por encima de un determinado diámetro crítico, permanece vacío en las atmósferas húmedas y que dicha fracción será mucho mayor en la atmósfera del 50% de HR:

Figura 23.5.- Evolución con el tiempo de las icorr de los refuerzos embebidos en mortero con adición de un 2% de Cl-, en función de las condiciones de exposición, para la máxima temperatura ensayada, de 50º C.

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Figura 23.6.- Intercambio de agua con el ambiente, a continuación del periodo de curado, en función de las condiciones de conservación estudiadas, atmósferas del 50 y 95 % de HR e inmersión total.

4.1. Predicciones de durabilidad Teniendo en cuenta que 1 µA/cm2, actuando continuamente sobre el hierro, equivale a una penetración de la corrosión de 11,6 µm/año, aceptando el 25% de disminución de la sección de las armaduras como umbral máximo de daños tolerables y que las icorr al cabo de un año son representativas del estado estacionario (Figuras 23.3a-23.3d), se calculan, para EHA con refuerzos de 10 mm de diámetro, las esperanzas de vida recogidas en las figuras 23.7 – 23.10, en función de la temperatura, humedad del medio ambiente y contenido en cloruros del mortero. 5. DISCUSIÓN 5.1. Análisis crítico de las predicciones de vida en servicio Es evidente que la predicción de la vida útil de una estructura de hormigón armado es una materia compleja debido, entre otras causas, al hecho de que el límite de daños tolerable pueda variar en función del destino de la estructura y a que se fije, en la generalidad de los casos, a partir de una sintomatología externa, desligada a veces de la seguridad y condicionada por factores subjetivos. Aún reconociendo que la metodología propuesta para llegar a las estimaciones de esperanza de vida, figuras 23.7-23.10, presupone la admisión de ciertas simplificaciones, ofrece indudables ventajas sobre todas las metodologías propuestas anteriormente: - Pasa de la propuesta meramente conceptual de Tuutti a un cálculo basado en un parámetro medible, o estimable estadísticamente sobre datos previos obtenidos en condiciones semejantes, la icorr.

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Figura 23.7.- Estimación de la esperanza de vida en servicio de una estructura de hormigón armado con armaduras de 10 mm de diámetro y sin Cl-, para las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

Figura 23.8.- Estimación de la esperanza de vida en servicio de una estructura de hormigón armado con armaduras de 10 mm de diámetro y con el 2% Cl-, para las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

Figura 23.9.- Estimación de la esperanza de vida en servicio de una estructura de hormigón armado con armaduras de 10 mm de diámetro y con el 4% Cl-, para las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

Figura 23.10.- Estimación de la esperanza de vida en servicio de una estructura de hormigón armado con armaduras de 10 mm de diámetro y con el 6% Cl-, para las distintas condiciones de temperatura y HR ensayadas.

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- Se ofrecen datos cuantitativos sobre el efecto de la temperatura en la vida previsible de las estructuras de hormigón armado, en tres tipos de ambientes naturales diferentes y para toda la gama previsible de contaminaciones por cloruros. - Ciertamente, puede resultar discutible que el 25% de disminución de la sección sea el nivel máximo de daños más adecuado, pero esta elección u otra tienen la ventaja de que proporcionan un índice numérico para la vida residual, libre del subjetivismo de la evaluación de la sintomatología visible. En todo caso la selección de otro porcentaje más exigente disminuiría proporcionalmente las esperanzas de vida y el cambio se reduciría a la introducción de un factor de corrección 1 µA/cm2 (figura 23.4). Previsiblemente ha tenido lugar una lixiviación continuada de la reserva alcalina hasta agotarla, al menos en ciertas zonas de la superficie metálica, que pasarían a corroerse a las velocidades propias del estado activo. El pequeño espesor del recubrimiento de mortero, una porosidad alta, en torno al 15% según se comprobó, y la temperatura elevada, facilitarían este mecanismo de despasivación, que merece una investigación más detallada para conocer como influyen en el periodo de iniciación dichas variables. Sorprende, sin embargo, que las adiciones del 4 y 6% de Cl- no representen modificaciones noticiables del comportamiento registrado para el mortero con 2% de Cl- (punto 2º). Este resultado parece indicar que lo realmente importante, al menos cuando los iones Cl- se añaden como NaCl, es alcanzar el nivel crítico de cloruros necesario para romper la pasividad y que a cantidades suplementarias de estos iones les corresponde sólo un papel muy secundario. En algunas ocasiones se corroen incluso menos las armaduras embebidas en morteros con 4 o 6% de Cl-, que las que lo están en morteros con el 2%. Con respecto a los puntos 3º y 4º, sin duda las aportaciones más valiosas de esta comunicación, habría que recurrir al modelo de Kelvin, sobre los equilibrios de absorción-evaporación de vapores condensables en sólidos porosos [13], para comprender el efecto aparentemente contradictorio de la temperatura en ambientes secos y húmedos. Dichos equilibrios pueden describirse a través de la ecuación simplificada de Kelvin: ln (p/p0) = - 2Vτ/rRT donde: - p/p0 : Es la presión parcial relativa en la atmósfera, en este caso de vapor de agua (p0, la presión de saturación). - r: El radio de poro en equilibrio con p/p0. - R y T: La constante de los gases perfectos y la temperatura absoluta. - V y τ: El volumen molar del líquido y la tensión superficial, respectivamente.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

Para una misma humedad relativa del ambiente, p/p0, al elevar la temperatura disminuye forzosamente el radio del poro en equilibrio de humidificación/desecación con la atmósfera y se vaciarán los poros de tamaño comprendido entre el radio crítico inicial y final. El hormigón se secará. Con las dimensiones de las probetas utilizadas su porosidad conduce a un volumen de poros de 13 cm3, muy aproximadamente. Tomando en consideración los datos de la figura 23.6, resultaría que una fracción considerable del volumen de poros estaría vacía incluso en la atmósfera de mayor HR, aproximadamente un 30%. En la atmósfera seca, del 50% HR, la fracción vacía variará del 60% a 0º C al 90%, aproximadamente a 50º C, con una oferta de electrólito tan pequeña que se reduciría drásticamente la movilidad de los iones y las icorr (figuras 23.3 y 23.5). En consecuencia, en ambientes secos la pérdida de electrolito dificulta el proceso de corrosión mucho más que lo favorece el aumento de la temperatura e, incluso en presencia de cloruros pueden llegar a reducirse las icorr a valores insignificantes, del orden de 10-2 µA/cm2, dos órdenes de magnitud inferiores que en atmósferas húmedas o en condiciones de inmersión total para las mismas concentraciones de cloruros y temperaturas (figura 23.5). Además, con oferta suficiente de electrolito el efecto acelerante de la temperatura prevalece largamente sobre el contrario, debido a una pequeña, o nula en el caso de hormigones saturados, cesión de agua a la atmósfera. 6. CONCLUSIONES - No puede considerarse desligado, en modo alguno, el efecto de la temperatura de la oferta de electrolito, o porcentaje de saturación (PS) de los poros en cada instante. Para las estructuras aéreas, el PS no depende únicamente de la HR de la atmósfera, sino también de la temperatura, disminuyendo al aumentar ésta. - Como consecuencia del efecto de la temperatura en el equilibrio de absorción-evaporación de agua en la red de poros, en ambientes secos un aumento de la temperatura se traduce en la reducción de la velocidad de corrosión y, consiguientemente, en una mayor esperanza de vida de las estructuras de hormigón armado. - La concurrencia de temperaturas elevadas con PS altos supone, en cambio, tal como era de esperar, una drástica reducción de la vida en servicio de las estructuras de hormigón armado. REFERENCIAS [1] W. HOPE, “Corrosion of steel in concrete at various temperatures”. British Cement Association (1990). [2] D.G. JOHN; K.G DAVIES; M.R. MESSHAM and N.W. LEPPARD, “Corrosion of reinforced concrete marine structures in the Middle East and options for control”. CORROSION 89. New Orleans, April (1989). Paper Nº 387.

Predicción de la vida residual de las estructuras corroídas de hormigón armado, incidencia …

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[3] J.A HEJJI; D.G. JOHN and R.K. SULLIVAN, “Protection of the reinforced concrete seawater cooling system at Jubail, Saudi Arabia”. CORROSION 89. New Orleans, April (1989). Paper Nº 388. [4] C.V. LIN, “Bond deterioration due to corrosion of reinforcing steel. Performance of concrete in marine environment”. ACI SP-65, (1980) 225. [5] R.D. BROWNE; M.P. GEOGHEGAN and A.F. BAKER, “Corrosion of reinforcement in concrete construction”. Chapter 13. Editor A.P. CRANE, Soc. Chem. Ind., London (1983). [6] CEB BULLETIN Nº 162, “Assesment of concrete structures and design procedures for upgrading”. August (1983). [7] K. TUUTTI, “Corrosion of steel in concrete”. Swedish Cement and Concrete Research Institute, Stockolm (1982). [8] C. ANDRADE; C. ALONSO and J.A. GONZÁLEZ, “Approach to the calculation of the residual life in corroding concrete reinforcements based on corrosion intensity values”. 9th European Congress on Corrosion. Utrech, Netherlands, October 1989. [9] C. ANDRADE; C. ALONSO and J.A. GONZÁLEZ, “An initial effort to use the corrosion rate measurements for estimating rebar durability”. ASTM Symposium on Corrosion Rate on Reinforcements in Concrete, Baltimore, USA, June (1988). [10] C. ANDRADE; C. ALONSO; J.A. GONZÁLEZ and J. RODRÍGUEZ, “Approximate calculation of service life of corroding structures using polarization resistance measurements”. CORROSION 90. Las Vegas, April (1990). Paper Nº 319. [11] W. LÓPEZ; J.A. GONZÁLEZ and C. ANDRADE, Cem. Concr. Res., 23 (1993) 1130 [12] W. LÓPEZ, “Influencia de la temperatura y el grado de humectación de los poros en la durabilidad de las estructuras de hormigón armado”. Tesis Doctoral. Universidad Complutense de Madrid, Facultad de Ciencias Químicas, Enero de 1992. [13] S.J. GREGG and K.S.W. SING, Adsorption, Surface area and Porosity. Academic Press, (1967) 162.

APÉNDICE I Conclusiones generales sobre la corrosión en las EHA

Importancia 1. 2. 3. 4. 5.

Se estima que los costes anuales de la corrosión se sitúan, en los países desarrollados en torno al 3,5 % de su PIB. Un 18% de estos costes se atribuyen al sector de la construcción. La fabricación de estructuras de hormigón, en masa y armado, supera a la de todos los otros materiales de construcción considerados conjuntamente. La producción mundial de hormigón es de tal magnitud, que el número de toneladas anuales supera al de habitantes del planeta. Cuanto antecede es posible porque el hormigón armado (HA) combina las buenas propiedades de resistencia a la compresión del hormigón con la excelente resistencia a la tracción del acero, poniendo en manos de diseñadores, arquitectos e ingenieros civiles, un material resistente mecánicamente y al fuego, de gran durabilidad, adaptable a cualquier forma y de bajo coste.

Estado natural de los refuerzos en el hormigón 6.

7.

Habitualmente los refuerzos de acero en el HA se encuentran en el estado pasivo, protegidos por una película continua, estable y adherente, de muy pequeño espesor, en torno a 10 nm. En el estado pasivo la corrosión es insignificante y, si se mantiene, la durabilidad de las estructuras de hormigón armado (EHA) es prácticamente ilimitada, como lo demuestran multitud de estructuras con varios decenios de vida en servicio, que se encuentran en perfecto estado de conservación.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

8.

9.

Como consecuencia, mientras que la corrosión del acero sin proteger presenta generalmente serios problemas de mantenimiento en todos los ambientes húmedos, la corrosión del acero embebido en el hormigón queda limitada a situaciones excepcionales. Puede pues asegurarse, que hoy se están construyendo obras de HA que durarán siglos, con una necesidad mínima de mantenimiento.

Posibilidad de corrosión en las EHA 10. Sin embargo, en unos cuantos casos especiales, que siempre se presentan ligados a la pérdida del estado pasivo, ya sea localmente o en grandes áreas, la corrosión de los refuerzos se hace significativa, provocando, a veces, una dramática reducción en la durabilidad de las EHA. 11. En la inmensa mayoría de los casos, los factores desencadenantes de la transición del estado pasivo al activo son la carbonatación del hormigón, o la presencia de iones despasivantes, esencialmente los cloruros, por encima de un umbral crítico de concentraciones. 12. La corrosión de las armaduras genera productos voluminosos que desarrollan grandes tensiones de tracción en el recubrimiento de hormigón, provocando manchas de óxido, fisuras y desprendimientos en el hormigón, pérdida de sección de los refuerzos y de la adherencia entre el hormigón y el acero. 13. Esto explica que, también hoy, se estén construyendo EHA que habrá que reparar o demoler en 10-20 años. Inspección, diagnosis y reparación de las EHA 14. La importancia técnica, económica y social del sector de la construcción, convierte el deterioro de las estructuras de hormigón, especialmente de las de HA, en el reto principal de la ingeniería civil en el mundo desarrollado. 15. Adquiere pues inusitada importancia una predicción precoz de los daños futuros, que permita adoptar medidas preventivas eficaces, mucho menos costosas que las medidas correctoras. 16. Desgraciadamente, no hay apenas inspecciones preventivas en las EHA, porque no existe, entre los técnicos de la construcción, un reconocimiento generalizado de la importancia que pueden llegar a adquirir los daños por corrosión. La inmensa mayoría de las inspecciones se realizan sobre estructuras en las que los deterioros se han hecho ya evidentes. 17. Las reparaciones convencionales de las EHA implican la eliminación del hormigón carbonatado o contaminado por cloruros, la limpieza de las armaduras, el reemplazamiento del hormigón afectado y, frecuentemente, la aplicación de algún método de protección que evite nuevas reparaciones. El proceso es muy caro, y nocivo para los trabajadores y el entorno ambiental. 18. Una idea de la magnitud del problema se deriva del hecho de que, casi el 50% de los 575.000 puentes de la red de comunicaciones interestatal de USA necesiten de algún tipo de reparación, bien por su estado de deterioro

APENDICE I. Conclusiones generales sobre la corrosión en las EHA

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o por ser estructuralmente deficientes, estimándose que el coste de las reparaciones supera ampliamente al de su construcción. 19. En ambientes muy agresivos el periodo de iniciación de la corrosión puede ser corto, salvo que se acuda a métodos complementarios de protección. En tales situaciones el deterioro de las EHA conduce a la adopción de medidas preventivas, de costosas reparaciones, o incluso a la demolición en pocos años, dependiendo de que se hayan realizado inspecciones a tiempo, a destiempo o excesivamente tarde. Prevención y control 20. En medios especialmente agresivos puede recurrirse a métodos complementarios de protección de las EHA que van, desde la protección catódica (PC), o el empleo de inhibidores de corrosión en el momento del amasado, a recubrimientos directos de las armaduras como las pinturas epoxi o el galvanizado, pasando por una amplia variedad de recubrimientos del hormigón. 21. Pero la única técnica de rehabilitación que se ha mostrado capaz de detener los procesos ya iniciados de corrosión en las EHA, cualquiera que sea su contenido en cloruros, es la PC. 22. Respecto a los otros métodos electroquímicos de rehabilitación, la realcalinización y la extracción electroquímica de cloruros, actualmente muy en boga, cabe decir: que el estado actual de conocimientos permite afirmar, sin lugar a dudas, que el hormigón carbonatado puede realcalinizarse y que los cloruros pueden extraerse de las estructuras contaminadas. Sin embargo, queda por resolver una cuestión importantísima, la siguiente: ¿eliminadas las causas de la corrosión se detiene ésta en las EHA ya corroídas?. Y, como en el Decálogo, ... todas las consideraciones anteriores se encierran en dos A. B.

En las situaciones excepcionales en las que la corrosión de las armaduras compromete la durabilidad de las EHA, el estado actual de conocimientos permite la aplicación de métodos eficaces de prevención y control. En las EHA dañadas por corrosión de las armaduras es posible una reparación satisfactoria, restaurar la capacidad resistente inicial, y protegerlas de los ambientes agresivos para alcanzar la vida útil prevista en proyecto.

APÉNDICE II La corrosión en píldoras

1.

2.

3. 4.

5.

La corrosión es, en cierto sentido, inevitable, pues responde a un imperativo termodinámico, por el cual los metales tienden a volver a los estados combinados en los que se encuentran en la naturaleza. El proceso global de corrosión se compone de dos semirreacciones parciales: la de oxidación, o de paso del metal a la forma iónica, que es propiamente la de degradación o corrosión del material, y la de reducción de alguna sustancia existente en el medio, capaz de reducirse. Esto es válido, también, para la corrosión seca a temperaturas elevadas. Una consecuencia importantísima de los dos puntos precedentes es que, para detener un proceso de corrosión en marcha, o evitar que se inicie, es suficiente impedir una de las dos semirreacciones parciales, la anódica o la catódica. Para evitar que “camine” la corrosión basta sujetar una de sus dos piernas. En soluciones neutras o alcalinas la sustancia que se reduce es, la inmensa mayoría de las veces, el oxígeno disuelto en el medio. En soluciones ácidas se reducen, en cambio, los protones. Semirreacción anódica: Semirreacciones catódicas:

6.

Me ➵ Me2+ + 2e1/2 O2 + H2O + 2e- ➵ 2OH2H+ + 2e- ➵ H2

Siempre existe un equilibrio total entre el número de equivalentes oxidados y reducidos, tanto desde el punto de vista químico como eléctrico. Si la masa ni se crea ni se destruye, el mismo principio puede extenderse a las cargas eléctricas.

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Corrosión en las estructuras de hormigón armado: fundamentos, medida, diagnosis y prevención

7.

8. 9.

10.

11.

12. 13. 14. 15. 16.

17.

18.

19.

La corrosión implica, siempre, la formación y movimiento de partículas con carga eléctrica. Esta característica de la corrosión ha permitido analizarla a través de la medida y control de variables eléctricas, con técnicas de sensibilidad prácticamente ilimitada. El descubrimiento y desarrollo de las técnicas electroquímicas de estudio de la degradación metálica ha propiciado la transición de la corrosión desde el estado de arte al estado de ciencia, a partir del decenio de los 50. Cualquier metal o aleación en contacto con una solución que contenga sus iones tiene un potencial característico del sistema metal/medio corrosivo, conocido como potencial de reposo, potencial en circuito abierto, o potencial de corrosión, como lo denominaremos en adelante. Cualquier heterogeneidad del material metálico, del medio corrosivo, o generada por la actuación de éste sobre aquel, crean diferencias locales de potencial, que dan lugar a las llamadas pilas locales de corrosión y a corrientes eléctricas responsables de la disolución metálica. El sistema completo a considerar no es el del metal/medio corrosivo, sino el del metal/productos de corrosión/medio corrosivo. Los productos de corrosión pueden carecer de características protectoras, o bien aislar progresivamente al metal del medio corrosivo hasta detener la corrosión. El papel del oxígeno en la corrosión es importantísimo y complejo, su eliminación total garantiza la ausencia de corrosión, pero cuando está presente se corroen las partes menos aireadas, con defecto de oxígeno. Los metales de mayor afinidad para con el oxígeno pueden corroerse a velocidades elevadas, o tener una durabilidad prácticamente ilimitada, si se pasivan como, por ejemplo, el Al y el Cr. La pasividad es un estado de inercia química casi total, en condiciones termodinámicas que deberían conducir a una rápida degradación metálica. Gracias a M. Pourbaix, se conocen los diagramas de estado inmunidadcorrosión-pasividad de la mayoría de los metales y se sabe sacar partido de ellos y de las excepcionales propiedades del estado pasivo. Sin embargo, en el estado actual de conocimientos, no se sabe garantizar la estabilidad del estado pasivo en todas las condiciones y eliminar el riesgo de los fenómenos de corrosión localizada, que ensombrecen muchas de las aplicaciones de los materiales metálicos pasivables. El procedimiento más usual, con mucho, de obtener información sobre la corrosión metálica, consiste en aplicar al material estudiado señales eléctricas de potencial o corriente y analizar la respuesta del sistema en la variable conjugada. Con el paso de corriente externa el sistema se aparta del potencial de corrosión una determinada cantidad de mV, denominada polarización, y se dice que se polariza el sistema. La relación entre la polarización impuesta y la corriente alcanzada se conoce como curva de polarización del sistema. La relación entre el potencial y el logaritmo de la corriente suele ser lineal entre un cierto margen de potenciales. La extrapolación de estos tramos rectos hasta los potenciales de equilibrio de las semirreacciones anódica y catódica define el diagrama de Evans del sistema.

Apéndice II. La corrosión en píldoras

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20. El diagrama de Evans de un sistema es como el retrato robot del mismo, caracterizándolo por su potencial e intensidad de corrosión, permitiendo representar el efecto de cualquier factor sobre su cinética de corrosión.