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CAPACIDAD DE CARGA RESIDUAL DE LAS VIGAS DE HORMIGON ARMADO DE UN PUENTE AFECTADO POR R.A.S

Caro, María del Pilar; Correa Medina, Pablo; Daziano, María Alejandra; Pérez, Gustavo Ariel Ingenieros Civiles

Facultad de Ciencias Exactas y Tecnología, Universidad Nacional de Tucumán pilar.caro951@hotmail.com, adaziano@gmail.com

RESUMEN

Desde hace siglos, los puentes son estructuras de gran importancia estratégica y garantizar su durabilidad se convirtió en un tema de preocupación actual. En la medida que el puente tenga un diseño y mantenimiento adecuados, se podrá garantizar un nivel de confiabilidad óptimo a lo largo de su vida útil. La reacción Álcali-Sílice es una de las patologías que pueden afectar la seguridad y el desempeño de este tipo de estructuras. La reacción no sólo produce la degradación de las propiedades del hormigón, sino que el acero de refuerzo también se ve afectado al producirse un esfuerzo adicional de tracción en las barras debido a la expansión del hormigón. En este trabajo, se compara la capacidad de las vigas de un puente, construido en la década del 60, en su estado original, es decir, previamente a la reacción, con las nuevas solicitaciones exigidas por el futuro reglamento argentino de diseño de puentes carreteros CIRSOC 801. Posteriormente, se introduce el efecto de la R.A.S, modificando las propiedades del material, y traduciendo la expansión a una fuerza de tracción en las barras de refuerzo. A partir de este análisis, se determinará la capacidad de carga residual de la superestructura del puente.

ABSTRACT

Bridges have been for centuries structures of great strategic importance and ensuring their durability become a real matter of concern. As long as the bridge is properly designed and maintained, an optimal level of reliability over its lifetime can be guaranteed. The Alkali-Silica reaction is one of the pathologies that can affect the safety and performance of this type of structures. The reaction not only causes the degradation of the concrete mechanical properties, but the reinforcing steel is also affected by an additional tensile stress due to the expansion of the concrete.

In this work, the girder load rating of a bridge built in the 60s, in its original state, that is, prior to the reaction, is compared with the new demands required by the revised argentine standards for design of roadway bridges, CIRSOC 801. Subsequently, the effect of the A.S.R is introduced, modifying the properties of the material, and considering the expansion as a tensile force in the reinforcing bars. Based on this analysis, the residual load capacity of the bridge superstructure will be determined.

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INTRODUCCIÓN

Desde hace siglos, los puentes son estructuras de gran importancia estratégica y garantizar su durabilidad se ha convertido en un tema de preocupación actual. En la medida que el puente tenga un diseño y mantenimiento adecuados, se podrá garantizar un nivel de confiabilidad óptimo. La capacidad de carga de un puente puede verse afectada, entre otros factores, por ataques tanto químicos como físicos, asentamientos inesperados en la cimentación, sismos, crecidas, y daños imprevistos en un miembro estructural. Por tal motivo, es necesario realizar inspecciones periódicas para determinar las condiciones en las que se encuentra la estructura, con la finalidad de tomar en consideración cualquier daño que disminuya la capacidad de carga o la vida útil del puente. Por otra parte, se debe considerar que muchos puentes han sido diseñados y construidos con anterioridad a la normativa vigente. Uno de los tipos de daño que afectan a las estructuras de hormigón es la reacción álcali-sílice (R.A.S), que tiene su origen en la combinación entre las formas reactivas de sílice presente en los agregados y los álcalis que normalmente ingresan a la solución de poros del hormigón (óxidos de sodio y de potasio) provenientes principalmente del cemento. Si estas condiciones se producen en presencia de agua suficiente, las reacciones subsiguientes dan lugar a la formación de un gel muy hidratado de tipo expansivo, que tras rellenar los poros más cercanos acaba produciendo una expansión, provocando la disminución en las propiedades mecánicas del hormigón, y en algunas ocasiones fisuras. Cuando se produce una expansión excesiva, la fuerza expansiva excede la resistencia a la tracción del hormigón y conduce a la fisuración del hormigón endurecido. La adherencia entre el hormigón y el acero de refuerzo tiene efectos cruciales en el comportamiento de la estructura de hormigón armado, que afectan el servicio y la capacidad de carga de la estructura. La falla de esta adherencia puede resultar en la pérdida de transferencia de carga entre las barras de acero y el hormigón circundante, lo que afecta la resistencia del elemento y puede resultar en el colapso de toda la estructura. Si bien hoy en día se conocen cuáles son las condiciones que llevan a la aparición de la R.A.S en el hormigón y es posible prevenirla, hay estructuras importantes que fueron construidas previamente, a las que todavía les quedan años de vida útil, las cuales presentan deterioros producidos por esta reacción. Por ello, resulta necesario desarrollar herramientas que permitan predecir su evolución (en términos de los estados límites de seguridad y servicio), y llegado el caso, actuar para mitigar los efectos o evitar el deterioro adicional por otros agentes. El objetivo de este trabajo es determinar la capacidad actual de un puente afectado por la R.A.S. Para ello, se busca estimar, de manera indirecta, los efectos que la R.A.S produciría en las armaduras de la superestructura. Para dicha estimación, se traducirá la expansión a una fuerza de tracción en las barras de acero. Considerando además el aumento en la longitud de los anclajes de las armaduras y la disminución de los parámetros resistentes del hormigón. El puente estudiado fue construido en la década de 1950 y se encuentra conformado por vigas hiperestáticas de hormigón armado de 50,60 metros de longitud, compuesto por cuatro (4) tramos similares, como se ve en la figura 1. Los dos vanos

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centrales salvan una longitud de 12,25 metros y los vanos hacia cada estribo, de 13,05 metros. El ancho de la calzada es de 6,00 metros y cuenta con veredas peatonales a ambos lados del puente, de 0,40 metros de ancho. La vereda peatonal presenta barandas de H°A° a ambos lados, con una altura de 0,90 metros.

Figura 1. Perfil longitudinal

La superestructura está compuesta por cuatro (4) vigas longitudinales de hormigón armado de sección rectangular. En la sección central de los tramos y sobre los estribos se tiene una sección de 0,36 metros de ancho por 0,95 metros de alto. En los 4 metros anteriores y posteriores a los apoyos en las pilas, se genera una variación de la sección transversal de las vigas, alcanzando una altura máxima de 1,40 metros en coincidencia con los apoyos, manteniendo siempre el ancho de 0,36 metros. Las vigas longitudinales se encuentran vinculadas de a dos, por medio de vigas transversales, una en el centro del tramo y una en cada extremo del mismo, tal como se muestra en la figura 2.

Figura 2. Vigas longitudinales y transversales.

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El tablero de hormigón armado, de 0,165 metros de espesor, se encuentra monolíticamente unido a las 4 vigas longitudinales. Sobre éste se encuentra la carpeta de desgaste, de 0,08 metros de espesor en el centro y 0,05 metros de espesor en los extremos, como se muestra en la figura 3. Las vigas principales apoyan en los estribos y pilas mediante apoyos móviles, salvo en una de las pilas donde el apoyo es fijo. Estos responden a un esquema clásico de articulaciones metálicas.

Figura 3. Perfil transversal.

MÉTODO DE ANALISIS

El volumen de tráfico pesado y las cargas máximas permitidas aumentan cada vez más. En distintos países, las redes de carreteras poseen un gran número de puentes antiguos diseñados con criterios diferentes a los actuales en materia de seguridad estructural. Además, los mismos están sometidos a un proceso de deterioro inevitable lo cual, unido al incremento de las acciones del tráfico y medioambientales, puede conducir a una pérdida de su capacidad portante. Una insuficiencia en dicha capacidad afecta la seguridad de los usuarios (Saracho 2012). En este proyecto se busca evaluar la pérdida de capacidad resistente de las vigas del puente el cual, como se menciona anteriormente, se encuentra afectado por la R.A.S. Esta reacción produce una disminución en las propiedades del hormigón, afectando la longitud de anclaje e induciendo una fuerza de tracción en las barras de refuerzo debido a la expansión producida en el hormigón. Para la evaluación del puente, el proyecto se basa principalmente en las normas de diseño actuales. Partiendo de los planos conforme a obra, se definirán secciones a lo largo de las vigas longitudinales, que permitirán realizar el cálculo de la capacidad de carga de las vigas tomando las pautas necesarias establecidas en el reglamento CIRSOC 201-2005, para vigas de hormigón armado, sin tener en cuenta los efectos de la R.A.S. A partir del estudio bibliográfico sobre los efectos de la R.A.S en el hormigón, y del valor de expansión registrado en el puente en estudio, se determinará la disminución de las propiedades de hormigón y la fuerza de tracción inducida en las barras de refuerzo. Para obtener dicha fuerza, la cual se emplea para el cálculo de la capacidad

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resistente reducida por la R.A.S, se empleará un modelo no lineal de la viga, introduciendo una carga de temperatura, hasta alcanzar la expansión medida in situ. A partir de estos datos, se podrá realizar el cálculo de la capacidad de carga afectada por las R.A.S, empleando los lineamientos establecidos por el CIRSOC 201-2005, para vigas de hormigón armado.Tanto la capacidad de carga original como la capacidad reducida por la R.A.S secompararán con las solicitaciones de las vigas, que se obtienen para las cargas dediseño establecidas por el reglamento CIRSOC 801. Para obtener dichassolicitaciones, se realizará un modelo de la estructura del puente empleando elprograma SAP2000, buscando representar fielmente la estructura original delmismo.A partir de estos resultados, se podrá determinar la pérdida de capacidad resistentey la carga vehicular que el puente es capaz de soportar en la actualidad.

Capacidad de carga del proyecto original

Como sólo se dispone de los planos conforme a obra de armadura y secciones transversales, pero no detalles acerca de la carga para la cual fue diseñado, o memorias de cálculo que nos brinden la capacidad de carga del proyecto original, el cálculo de la capacidad de carga original nos permite establecer un punto de partida, a partir del cual comenzar a disminuir dicha capacidad por efectos de la R.A.S. Antes de calcular la capacidad a corte y flexión del elemento, se determina las longitudes de anclaje y la altura útil de cada sección. En el análisis de la longitud de anclaje realizado al puente, se tomó la longitud requerida actualmente por el reglamento CIRSOC 201-2005. Esta última se calcula con la siguiente ecuación:

la=(9

10.

fy

√f'c.

ψt.ψe. ψs.λ

Cb+Ktrdb

) .db (1)

Donde fy es la tensión de fluencia del acero [MPa], f’c es la resistencia característica del hormigón [MPa], ψt es el factor por ubicación de la armadura, ψe es el factor por revestimiento, ψs es el factor por diámetro de la armadura, λ es el factor por hormigón con agregado liviano, Cb es el menor valor entre la distancia desde el eje de la armadura a la superficie de hormigón más cercana y la mitad de la distancia entre ejes de barras de armadura sucesivas [mm], db el diámetro de la armadura [mm]. El factor Ktr se calcula mediante la siguiente expresión:

Ktr=Atr. fyt

10.n.s[mm] (2)

Donde la constante 10 es en MPa, "s" es la máxima separación de la armadura transversal en la longitud de anclaje [mm] y "n" es el número de barras ancladas.

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Los factores que intervienen en la ecuación 1, para el cálculo de la longitud de anclaje, se mantienen constantes a lo largo de la estructura. El único parámetro que varía es Ψt, el cual difiere en función de la posición de la armadura (armadura superior o armadura inferior). Con todas las variables definidas, es posible calcular las longitudes de anclaje, las cuales resultan, para la armadura superior igual a 1132 milímetros, adoptándose una longitud de anclaje de 1150 milímetros, y para la armadura inferior igual a 871 milímetros, lo cual se adopta una longitud de anclaje de 900 milímetros Una vez determinada la longitud de anclaje, esta se descontó en las barras de la viga y se definió nuevamente la cantidad de armadura de cada una de las secciones. Redefinidas las secciones se procedió al cálculo de la altura útil de cada sección. Para el diseño de la sección transversal de una viga sometida a flexión, el reglamento CIRSOC 201-2005 establece que toda sección debe cumplir con la ecuación 5.

Mu ≤ φMn (5)

Se parte de esta condición y de los parámetros de sección que ya son conocidos, como ser las dimensiones, altura útil, armadura inferior y superior, y calidad de los materiales. De esta forma, el trabajo se basa en el cálculo del momento flector que resisten las secciones con dichas características, obteniendo la envolvente de capacidad de carga del proyecto original, la cual se muestra en la figura 4.

Figura 4. Envolvente de capacidad de carga del proyecto original en KNm. Debido a la simetría del puente sólo se muestra la mitad.

Solicitaciones

El modelo propuesto para el análisis de las solicitaciones consiste en un modelo de elementos finitos, el cual está formado por un conjunto de barras longitudinales, que representan las vigas del puente, y barras transversales, que representan la losa del tablero, conectadas entre sí en un conjunto de puntos, denominados puntos nodales. En los modelos de barras, donde se considera solo una estructura de vigas, existe intercambio de esfuerzos solo en los puntos nodales, es decir, un intercambio de esfuerzos verticales, momentos flectores en plano longitudinal y transversal y

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momentos de torsión. Por lo tanto, las barras que concurren a cada nudo están sometidas a flexión en sus dos planos principales y además a torsión. Los momentos de flexión que existen en las barras longitudinales se transmiten como momentos de torsión hacia las perpendiculares a través de sus nudos inicial y final. A su vez, los momentos de flexión de las barras transversales se traspasan como torsión a las longitudinales. Esto lleva a que la losa colabore con las vigas longitudinales, comportándose como un puente de tipo viga-placa. (Moreira Aburto, 2003) Debido a la disposición de la armadura, la losa del tablero sólo absorbe momentos flectores en el plano transversal del puente, por lo que se libera la restricción de las barras transversales a tomar esfuerzos torsores, reproduciendo con mayor fidelidad el puente en estudio.

Figura 5. Sección transversal modelo del puente.

Figura 6.Vista en planta modelo del puente.

Es de primordial importancia, cuando se realiza la discretización de un tablero, tener en mente como va a ser el comportamiento real del mismo, pues la disposición de las barras que lo idealizan deberá seguir dicho comportamiento. Este concepto, de normal utilización en todo proceso de discretización de un continuo, hace que muchas veces sean necesarias varias disposiciones de barras con el fin de ir acercándose al comportamiento real por aproximaciones sucesivas. (Lagorio, 2018) Como la carga reglamentaria no se encuentra sobre las vigas longitudinales, sino sobre el carril de diseño, la carga distribuida se discretiza en nodos que

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corresponden a la unión de las vigas transversales con las vigas principales. Por ello, es necesario tomar varias disposiciones de barras a fines de conseguir aproximarse al comportamiento real de la estructura. Tomando en cuenta lo antes mencionado, partiendo de un modelo con una separación de 1 metro entre barras transversales, se analizan modelos disminuyendo dicha separación (0,50 metros y 0,25 metros). Para una carga distribuida de 15 KN/m, la cual no se ubica sobre una de las vigas longitudinales, sino en una línea paralela a las mismas y se distribuye a cada viga a través de las transversales. Dichas separaciones se disminuyen hasta que la variación de los esfuerzos se pueda considerar despreciable. Una vez alcanzado esto, se adopta el modelo de mayor separación entre los consecutivos analizados.

Figura 7.MEF Barras. Separación de 1 metro.

Figura 8. MEF Barras. Separación de 0,50 metro.

Figura 9. MEF Barras. Separación de 0,25 metro.

Considerando el mismo esquema de la figura 10, los resultados de momentos obtenidos para los tres modelos son los siguientes:

Figura 10. Nomenclatura. Esquema que muestra la posición de los momentos

considerados para la comparación de resultados.

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Reacciones (KNm)

MEF Barras s=1m

MEF Barras s=0,5m

MEF Barras s=0,25m

M1 0,82 0,20 0,07

M1-2 67,73 68,42 68,51

M2 -160,69 -163,97 -164,69

M2-3 26,10 26,78 26,83

M3 -90,15 -93,29 -94,60

M3-4 25,04 25,83 26,28

M4 -156,71 -159,60 -161,40

M4-5 67,52 68,37 68,74

M5 0,82 0,20 0,07

Tabla 1–Momentos flectores de los modelos de barras.

Debido a que la diferencia entre los esfuerzos obtenidos en los modelos de barras con separación de 0,50 metros y 0,25 metros entre vigas transversales es poca, se adopta para el análisis del puente en estudio el modelo de barras con separación de 0,50 metros entre vigas transversales. Para las vigas transversales, se trabajó con secciones rectangulares de hormigón. Se definió una sección de 16,5x25 centímetros para las vigas de los extremos, y una sección de 16,5x50 centímetros para las vigas internas. Las vigas longitudinales del puente fueron conformadas con cuatro secciones no prismáticas de hormigón, a través de las cuales se materializó la variación de dimensiones en las proximidades de los apoyos intermedios. Para el modelo final se modelaron las vigas transversales del puente. Para ello se definieron dos secciones. La primera sección, de 15x85 centímetros, corresponde a las vigas transversales ubicadas en los tramos de 95 centímetros de altura de las vigas longitudinales. La segunda sección, de 20x130 centímetros, corresponde a las vigas transversales en correspondencia a los apoyos intermedios del puente. El cálculo de solicitaciones se realizó conforme a lo especificado en el reglamento CIRSOC 801. Para analizar el puente en estudio, se consideró el estado límite de RESISTENCIA I (cargas básicas, de uso normal, sin viento), por lo cual se definieron los siguientes casos de carga en el programa SAP2000:

• Cargas permanentes: DC (peso de componentes estructurales y noestructurales), DW (peso propio de la superficie de rodamiento). Como lasveredas y las barandas no fueron modeladas en el programa, se incluyeronlas cargas permanentes correspondientes.

• Sobrecarga: LL (Vehicular) y PL (Peatonal). En este caso, como las veredastienen un ancho inferior a 0,60 metros, no corresponde incluir la cargapeatonal.

Para el análisis se definieron los vehículos de diseño adoptados por el CIRSOC 801, el cual los designa como HL-13_AR. Estas sobrecargas consisten en la combinación de:

- Camión o Tándem de diseño.- Carril de diseño

La carga de carril de diseño es una carga de 15 KN/m, uniformemente distribuida en

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dirección longitudinal. Transversalmente, la carga de carril de diseño se supondrá uniformemente distribuida en un ancho de 3,00 metros. A diferencia de los vehículos, la carga de carril no es sometida a un incremento por carga dinámica. El camión de diseño cuenta con 3 ejes, el eje delantero tiene una carga de 56 KN, los otros dos ejes cuentan con una carga de 232 KN. La separación entre el primer y segundo eje tiene un valor fijo de 4,30 metros, mientras que la separación entre los ejes de 232 KN varía entre 4,30 metros y 9,00 metros, como se muestra en la figura 11.

Figura 11. Características camión de diseño, CIRSOC 801

El tándem de diseño cuenta con 2 ejes con carga de 176 KN cada uno. Estos ejes están separados una longitud fija de 1,20 metros, como se observa en la figura 12.

Figura 12. Características camión de tándem, CIRSOC 801

Tanto los camiones como el tándem de diseño, son sometidos a un incremento por carga dinámica, el cual, mayora las cargas por ejes en un 33%. Este incremento por carga dinámica considera los efectos dinámicos provocados por los vehículos en movimiento. Los puentes se deberán proyectar considerando los estados límite especificados a fin de lograr los objetivos relativos a la seguridad, condiciones de servicio y aspectos constructivos. Independientemente del tipo de análisis utilizado, la ecuación 3.1 se deberá satisfacer para todos los estados límites considerados.

Q = ΣηiγiQi ≤ φ Rn = Rr (6)

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Donde Q es la solicitación de diseño, las cuales resultan de una combinación de acciones, Qi son las solicitaciones. ηi es un modificador de carga. Factor relacionado con la redundancia, ductilidad e importancia. γi es un factor de carga. Multiplicador con base estadística. Rn es la resistencia nominal y Rr la resistencia reducida. Los modificadores de carga consideran ductilidad (ηD), redundancia (ηR) e importancia operativa (ηi). Para puentes típicos, convencionales, que cumplen con el reglamento son igual a 1. Los factores de carga "γ" se deben seleccionar de manera de producir la solicitación total de diseño extrema. En el estado analizado de RESISTENCIA I, si la reacción debida a la carga permanente es positiva y la sobrecarga puede provocar una reacción negativa, se consideran los factores de carga mínimos. La combinación de carga sería:

0,90DC + 0,65DW + 1,75 (LL+IM) (7)

Si ambas reacciones fueran negativas, se consideran los factores de cargas máximos. La combinación de carga sería:

1,25DC + 1,50DW + 1,75 (LL+IM) (8)

La suma algebraica de estos productos son las solicitaciones totales para las cuales se deberá diseñar el puente y sus componentes. Los resultados obtenidos mediante el programa SAP2000, para las combinaciones de carga, establecidas por el reglamento CIRSOC 801, para las vigas internas del puente, el diagrama envolvente de momentos flectores que se muestra en la figura 13 y el correspondiente a las solicitaciones de corte, como se muestra en la figura 14.

Figura 13. Solicitaciones de momentos flectores en KNm. Por simetría se muestra la

mitad de la viga.

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Figura 14. Solicitaciones de corte en KN. Por simetría se muestra la mitad de la viga.

Fuerza de tracción en armadura de refuerzo

Cuando una estructura de hormigón armado sufre de R.A.S, el hormigón se expande y la armadura se tensa, debido a la adherencia entre el refuerzo y el hormigón. Al encontrarse el hormigón sometido a expansiones que superan ampliamente su deformación específica máxima, se requiere que la tracción sea absorbida completamente por las barras, por lo que el hormigón empieza a tener un comportamiento de naturaleza no lineal. Como consecuencia los resultados obtenidos utilizando modelos no lineales se aproximan más a la realidad. Debido a lo antes mencionado, a pesar que la estructura presenta un daño bajo y no muestra signos de fisuración hasta el momento, para el cálculo de las fuerzas de tracción presentes en la armadura, causadas por la expansión del hormigón, se trabaja con un modelo de comportamiento no lineal.

La viga del puente se modeló en la totalidad de su longitud. Los apoyos empleados responden a la disposición y tipo indicados en los planos conforme a obra. Como se muestra en la figura 15, empleándose elementos FRAME para la conformación de las vigas de refuerzo, y elementos SHELL cuadrangulares para el hormigón, como se muestra en la figura 16.

Figura 15. Esquema de la viga modelada en SAP2000.

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Figura 16. Elementos FRAME y elementos SHELL.

Para simular la expansión por R.A.S que sufren las vigas del puente, se adicionó una carga térmica al hormigón del modelo, y se realizó un análisis no lineal de la estructura. Cuando un modelo se carga con temperatura, sea modelo lineal o no lineal, esta no produce esfuerzos internos debido a que no hay restricciones al desplazamiento longitudinal. Por lo tanto, la carga de temperatura solo produce deformaciones, lo cual se busca al reproducir el efecto de la R.A.S. Para determinar la fuerza de tracción en las armaduras, se buscó reproducir en el modelo la situación al momento del relevamiento, es decir, un estado de cargas debido al peso propio. Al ser una estructura de grandes vigas, al emplear un modelo no lineal, el hormigón no toma esfuerzos de tracción, es decir, no colabora con las barras de acero y transfiere toda la carga de la armadura. Al realizar el análisis no lineal para una carga térmica de 64°C, se obtiene una expansión total de la viga modelada de 28,80 milímetros, similar a la expansión sufrida en el puente, de 28,50 milímetros. Dicha expansión se puede observar como un desplazamiento de 7,40 milímetros en el extremo derecho y de 21,40 milímetros en el extremo izquierdo del puente, como se puede observar en las figuras 17 y 18. Es importante destacar, que la carga térmica fue aplicada sólo al hormigón. Al estar éste vinculado a la armadura mediante los propios nodos de la malla, al expandirse produce el efecto acción-reacción y se obtiene el esfuerzo axial en las barras que se buscaba, lo cual se muestra en la figura 19.

Figura 17. Expansión en el extremo derecho de la viga en m.

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Figura 18. Expansión en el extremo izquierdo de la viga en m.

Figura 19. Fuerza axial de tracción en las barras de refuerzo de la viga. Debido a la simetría, se muestra la mitad de la viga.

Capacidad de carga afectada por R.A.S

Una vez obtenida la capacidad de carga original del puente, se procede a calcular la capacidad afectada por efecto de la R.A.S. Para ello, se trabaja sobre los efectos de la reacción en las propiedades mecánicas del hormigón y en las longitudes de anclaje de las barras de refuerzo. Considerando la tracción inducida en la armadura por la expansión, se calcula la capacidad de acuerdo al procedimiento detallado en este capítulo. Para evaluar la disminución de las propiedades mecánicas del hormigón, se trabajó con la tabla 2, donde se muestran reducciones porcentuales en las propiedades mecánicas para distintas expansiones de R.A.S. Los parámetros de interés en el cálculo de la capacidad afectada por R.A.S son, la resistencia a compresión uniaxial y el módulo elástico. El concesionario brindó como dato que la expansión total del puente es de 28,5 mm. Para la longitud total del puente, de 50,60 m, obtenemos una relación de expansión por metro de 0,56 mm/m.

Por interpolación, se obtiene el valor de las propiedades mecánicas reducidas por R.A.S, las cuales se expresan como porcentaje respecto a las propiedades originales de los materiales. El valor de los parámetros que se requieren para el cálculo de la capacidad de carga son, la resistencia a compresión del hormigón, la cual disminuye de 30 MPa a 27,94 MPa, y el módulo de elasticidad del mismo, el cual parte de 25742,96 MPa a 24713,24MPa.

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Tabla 2–Estimación de valor residual de las propiedades mecánicas del hormigón sometido a expansión (ISE, 1992)

La disminución de la resistencia del hormigón, produce un aumento en la longitud de anclaje necesaria en los extremos de las barras de refuerzo. Por ello debió recalcularse esta última, obteniéndose como resultado una longitud de anclaje para las barras de armadura superior igual a 1180 milímetros y para la armadura inferior igual a 905 milímetros. Debido a que la variación en la longitud no fue significativa, no fue necesario redefinir las secciones transversales. Cuando la viga se ve afectada por R.A.S, los parámetros resistentes se ven afectados como se mencionó anteriormente, y se induce a la armadura una fuerza de tracción, Nu [KN], la cual se obtiene del modelo de SAP2000. Debido a la presencia de las fuerzas de tracción en las barras de refuerzo, no podemos trabajar considerando flexión pura y pasamos a trabajar en un caso de flexo-tracción. Para la evaluación de la capacidad de carga, se debe cumplir con las ecuaciones 9 y 10.

ΦMn≥ Mu (9)

ΦNn≥ Nu (10)

Partimos de estas condiciones y de los parámetros de sección que ya son conocidos, como ser las dimensiones, altura útil, armadura inferior y superior, calidad de los materiales y la fuerza de tracción en las barras de refuerzo, se calcula el momento flector que resisten las secciones con dichas características, obteniendo la envolvente de capacidad de carga afectada por R.A.S, la cual se muestra en la figura 20.

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Figura 20.Capacidad de carga afectada por la R.A.S. Debido a la simetría se muestra los resultados de la mitad de la viga.

ANÁLISIS DE RESULTADOS

Comparando los resultados de capacidad de carga original del puente, tanto a flexión como a corte, con las nuevas solicitaciones impuestas por el CIRSOC 801, se pueden observar secciones donde las solicitaciones superan la capacidad de carga original, como se muestra en la figura 21. Para cubrir la capacidad de carga original, se reduce las solicitaciones a flexión. Esta reducción se lleva a cabo disminuyendo porcentualmente las cargas vehiculares del nuevo reglamento. Para una disminución del 40% de las cargas de eje de los vehículos y carril de diseño, se obtiene un diagrama de solicitaciones que queda totalmente cubierto por la envolvente de capacidad de carga original, como se muestra en las figura 22.

Figura 21. Capacidad de carga del proyecto original vs solicitaciones. Debido a la simetría se muestra los resultados de la mitad de la viga.

Figura 22. Capacidad de carga del proyecto original vs solicitaciones reducidas un 40%.

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Para cubrir la capacidad de carga original, se redujo la carga vehicular un 40%, obteniendo diagramas de solicitaciones reducidos, como se explicó anteriormente. Al comparar la capacidad de carga afectada por R.A.S con los diagramas reducidos, se observan secciones en donde no se cubre dicha capacidad de carga como se muestra en la figura 23. Por ello, se realiza una disminución extra del 20% de la carga de ejes de los vehículos y del carril de diseño, obteniendo una reducción total del 60%. Para esta nueva configuración de carga, se obtienen diagramas de solicitaciones a flexión, con lo que se cubre la capacidad resistente afectada por R.A.S, lo cual se puede observar en la figura 24.

Figura 23. Capacidad de carga afectada por R.A.S vs solicitaciones reducidas un 40%.

Figura 24. Capacidad de carga afectada por R.A.S vs solicitaciones reducidas un 60%.

CONCLUSIONES

En este trabajo, se analiza la capacidad de las vigas de un puente, construido en la década del 60, afectado por R.A.S. A partir del estudio efectuado se pueden extraer las siguientes conclusiones: En relación con la reacción álcali-sílice, entre los efectos de la reacción estudiados, además de la expansión producida por el desarrollo de un gel en la matriz del hormigón, esta ocasiona un aumento en la longitud de anclaje y una disminución en los parámetros mecánicos del hormigón, de los cuales, se puede destacar una reducción de la resistencia a compresión del hormigón del 7% y del módulo de elasticidad del 4%. Esto es válido para la cantidad de mm/m de expansión que posee el puente. Referidas a la capacidad de carga, partiendo de los resultados de ésta y las solicitaciones, obtenidos de acuerdo a los lineamientos contemporáneos, la estructura muestra falta de capacidad para la sobrecarga estimada, determinando

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que el puente original no cumple con las exigencias del futuro reglamento CIRSOC 801, existiendo secciones de la viga donde se presentan sobreesfuerzos. Debido a que el puente se encuentra en el inicio del tramo de la ruta provincial, el tránsito vehicular normal no es elevado y en caso de reducir o limitar el tránsito, esto no generarían mayores inconvenientes. Al recalcular las longitudes de anclaje de acuerdo al reglamento CIRSOC 201-2005, se perdió cobertura en las secciones donde se observan sobreesfuerzos, debido a esto, para cumplir con los reglamentos vigentes y cubrir la capacidad de carga original, se redujeron las cargas de diseño en un 40 %. En el caso de la capacidad de carga afectada por R.A.S, el aumento de la longitud de anclaje requerido por la reacción no fue importante, no modificando la capacidad de carga de forma significativa. Debido a esto, solo se redujo un 20% más la carga vehicular por efectos de la reacción, obteniéndose en total una reducción de la carga reglamentaria del 60%. Con lo mencionado anteriormente, podemos concluir que, con el grado de deterioro actual del puente, la R.A.S fue responsable de la reducción en un 20% de la carga vehicular de diseño.

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BIBLIOGRAFÍA

INTI. CIRSOC 201 (2005) “Reglamento argentino de estructuras de hormigón”

INTI. CIRSOC 801 (2019) “Reglamento argentino para el diseño de puentes

carreteros: Proyecto General y Análisis Estructural”

Lagorio, F. O. (2018) “Desarrollo de protocolos e informes de evaluación de

resultados para pruebas de carga estáticas en puentes carreteros”

Moreira Aburto, C. H. (2003) “Análisis teórico experimental de vigas pretensadas de

hormigón sin vibración del alma” (Tesis de grado).

Saracho, J.A. (2012) “Evaluación de puentes” (Tesis Magister en Ingeniería

Estructural). Recuperado de https://www.facet.unt.edu.ar/iest/wp-

content/uploads/sites/22/2019/10/TESIS-EVALUACION-DE-PUENTES.pdf

The Institution of Structural Engineers (1992) “Structural effects of alkali-silica

reaction: Technical guidance on the appraisal of existing structures”