2.1 Materiales

En esta investigación se utilizaron como aglomerantes cemento Portland de alta resistencia inicial (CPV ARI), humo de sílice y polvo de vidrio obtenido de la molienda de botellas de color ámbar, que luego fue tamizado a través de un tamiz de malla #200 (partículas menores a 75 μm). Como agregado fino se utilizó arena de cuarzo natural. Además, se utilizó sílice molida (SM200) como relleno, un aditivo superplastificante a base de policarboxilatos para proporcionar una trabajabilidad adecuada debido a la baja relación agua/ligante considerada y un aditivo reductor de retracción para evitar el agrietamiento de la matriz. Las características de los materiales granulares constituyentes, considerados en la producción de UHPC, se presentan en las Tablas 1, 2, 3 a 4.

La Figura 1 muestra la distribución granulométrica de cemento, humo de sílice, polvo de vidrio, agregado fino (arena de cuarzo) y relleno (SM200). Hay un d50 de 0,8 μm para humo de sílice, 7 μm para cemento, 15 μm para polvo de vidrio, 32 μm para relleno y 270 μm para agregado fino.

Figura 1 Distribución de tamaños de los materiales granulares que componen el UHPC. 

2.2 Métodos

Para la producción de todas las mezclas UHPC, se adoptó una relación agua/ligante fija de 0,18. Inicialmente se produjeron dos dosificaciones: una como referencia (REF), con 0% de polvo de vidrio, y otra con 50% de polvo de vidrio (VD50) en reemplazo volumétrico por cemento; en ambas mezclas se consideró la incorporación de humo de sílice, en un contenido del 8% con relación a la masa de cemento de la mezcla de referencia. Posteriormente, se optimizó la dosificación del VD50 con base en el concepto de empaquetamiento de partículas, aplicando el modelo de Alfred (Ecuación 1).

CPFT = Dpq-DSqDLq-DSq×100 (1)

Donde: CPFT es el porcentaje acumulativo de partículas de partículas más pequeñas que D_p, D_p es el diámetro de la partícula, D_L es el diámetro de la partícula más grande en la distribución, DS es el diámetro de la partícula más pequeña en la distribución y q es una constante, designado por módulo de distribución de tamaño de partícula.

El valor del coeficiente de distribución utilizado en la optimización de la mezcla VD50 se determinó considerando la distribución granulométrica discreta y las proporciones de los materiales que componen la mezcla. Así, se obtuvo la curva de distribución granulométrica experimental de la mezcla y, aplicando el modelo de Alfred, se obtuvo la curva teórica. Mediante un proceso iterativo de ajuste de la curva teórica a la curva experimental, buscando obtener el máximo coeficiente de correlación entre ellas, se determinó el valor del coeficiente de distribución (q = 0,17; R² = 0,9913).

La composición de la mezcla optimizada se determinó mediante un proceso de optimización matemática, que utilizó como datos de entrada la distribución granulométrica discreta de los materiales constituyentes de la mezcla y el coeficiente de distribución determinado para el VD50. De forma iterativa, el programa calcula el diámetro de las partículas más pequeñas y más grandes presentes en la mezcla, proporcionando la curva de distribución granulométrica teórica del modelo de empaquetamiento adoptado (modelo de Alfred). Simultáneamente, se ajusta el contenido de cada material constituyente para obtener el máximo coeficiente de correlación entre las curvas teórica y experimental. Al final del proceso, la composición de cada material granular constituyente de la mezcla optimizada se da en términos de porcentaje, en masa.

Así, con la ayuda de un editor de hojas de cálculo, utilizando la herramienta solver, se determinó la proporción óptima de los materiales constituyentes de la mezcla optimizada, identificada como VD50E. Como puede verse en la Figura 2, el rango granulométrico entre la arena y el polvo de vidrio no está ocupado por ninguna partícula de los materiales granulares constituyentes iniciales. Por esta razón, con el fin de aumentar la eficiencia del empaque de la mezcla seleccionada, se incluyó el relleno (SM200) en la lista de materiales de la mezcla (Figura 3), generando una segunda mezcla optimizada basada en el concepto de empaque de partículas (VD50SM), aplicando el modelo de Alfred y el valor del coeficiente de distribución determinado.

Figura 2 Distribución granulométrica discreta de materiales sin SM200. 

Figura 3 Distribución granulométrica discreta de materiales con SM200. 

La Tabla 5 muestra la mezcla unitaria (en masa), el índice de consistencia y el consumo de cemento para las características estudiadas. La consistencia se midió siguiendo la NBR 13276 (^{ABNT, 2016}). Cabe señalar que el contenido de aditivo superplastificante se determinó con el fin de obtener una consistencia de (380±10) mm (consistencia fluida) para las mezclas REF y VD50, manteniendo el mismo contenido de superplastificante en la elaboración de las mezclas optimizadas, con el fin reducir las variables de proceso. El contenido de aditivo reductor de la contracción se adoptó en base a las recomendaciones del fabricante. La compatibilidad entre los aglutinantes y los aditivos se verificó mediante el ensayo de mini-slump (^{Kantro, 1980}).

Luego se moldearon manualmente cuerpos de prueba cilíndricos, con dimensiones de 50 mm x 100 mm, siguiendo un procedimiento de mezcla de materiales desarrollado durante la investigación y adecuado para cada una de las diferentes mezclas (Figura 4). En la producción de la mezcla VD50SM, el polvo de vidrio y el relleno se pesaron por separado y luego se empaquetaron en el mismo paquete y se homogeneizaron durante aproximadamente 2 minutos antes de agregarlos a la mezcla.

Figura 4 Procedimiento de mezcla de las dosificaciones, donde V1 y V2 representan, respectivamente, las velocidades baja y alta del mezclador. 

Luego del moldeado, los cuerpos de prueba fueron colocados en una cámara aclimatada, donde permanecieron por un tiempo aproximado de 48 horas, hasta su desmoldeo. Los cuerpos de prueba fueron luego sometidos a sus respectivos procedimientos de curado. Para realizar el curado térmico (CT), las muestras se colocaron en un recipiente apropiado lleno de agua, con el fin de garantizar que todos los cuerpos de prueba estuvieran completamente sumergidos. Este recipiente se colocó en un horno sin ventilación, que se calentó a (90±5)°C durante dos horas, lo que corresponde a una velocidad de calentamiento de aproximadamente 35°C/h. Luego de este período de calentamiento, las muestras permanecieron en el horno por 24 horas, momento en el cual fueron retiradas y llevadas a una sala aclimatada, permaneciendo en este ambiente por un período de 24 horas. Finalmente, las probetas se colocaron en un recipiente con agua saturada de cal hasta el envejecimiento del ensayo. Otro grupo de cuerpos de prueba fue sometido a curado por inmersión (CI) en agua saturada con cal.

Luego se verificó la resistencia mecánica de los cuerpos de prueba a través del ensayo de compresión axial, conforme a la NBR 5739 (^{ABNT, 2018}), a las edades de 7, 28 y 180 días, considerando 8 cuerpos de prueba por mezcla (4 para CT y 4 para CI). Además, se evaluó la absorción de agua por capilaridad, según NBR 9779 (^{ABNT, 2012}), a los 28 días de edad, considerando 6 ejemplares por mezcla (3 para CT y 3 para CI). Los resultados obtenidos se analizaron mediante Análisis de Varianza (ANOVA) y en los casos en que F > Fcrítica, indicando que existen diferencias estadísticas en el grupo, se utilizó la prueba de Tukey para verificar qué muestras eran diferentes al resto del grupo.

3.1 Resistencia a la compresión

En la Figura 5, se presentan gráficamente los resultados de resistencia a la compresión para las mezclas estudiadas. Los valores corresponden al promedio de los cuatro valores individuales obtenidos de los cuerpos de prueba ensayados a las edades de interés, es decir, a los 7, 28 y 180 días.

Figura 5 Resistencia a la compresión de los UHPC producidos. 

Comparando los diferentes tipos de curado, a los 7 días de edad, es posible observar que las muestras sometidas a CT alcanzaron valores de resistencia cerca de 2 veces superiores las muestras sometidas a IC, con excepción de la mezcla REF, que tuvo una resistencia alrededor de 1,6 veces superior. Esta ganancia de resistencia puede atribuirse principalmente a la aceleración de las reacciones de hidratación del cemento y de las reacciones puzolánicas de las adiciones minerales incorporadas, debido a la exposición a la temperatura de (90±5)°C en el curado térmico. Sin embargo, esta ganancia no es tan expresiva a edades más avanzadas (a los 180) días la relación CT/CI varió entre 0.97 y 1.17; lo que puede explicarse porque el curado térmico sólo anticipa la resistencia final del composite, teniendo poco impacto en la resistencia en edades posteriores, especialmente en las dosificaciones optimizadas a través del empaquetamiento de partículas. Un comportamiento similar fue observado por otros autores que evaluaron el desempeño de las mezclas UHPC bajo diferentes condiciones de curado. ^{Heinz et al. (2012}) analizaron el comportamiento mecánico de UHPC utilizando probetas cúbicas, sometidas a curado térmico, obteniendo valores de resistencia de 232,5 MPa, mientras que a los 7 días de edad se obtuvo un valor de 136,3 MPa cuando curado por inmersión (1,76 veces mayor); a los 28 días se obtuvieron resistencias de 232,8 MPa (CT) y 216,1 MPa (CI) (1,08 veces superior). ^{Sokolovicz (2020}) investigó el comportamiento de UHPC sometidas a curado térmico y obtenidas por empaquetamiento de partículas, obteniendo resistencias 1,25 veces superiores los 7 días y 1,13 a los 28 días, con muestras sometidas a curado por inmersión.

En la Figura 5 también se puede observar que hubo pérdida de resistencia entre los 7 y 28 días en las muestras sometidas a CT. Sin embargo, dicha pérdida no es significativa según el análisis estadístico ANOVA y la prueba de Tukey. ^{Melo (2000)} atribuyó esta pérdida de resistencia a los cambios generados en la microestructura del hormigón debido al proceso acelerado de hidratación del cemento. También es posible observar una recuperación de la resistencia a edades más avanzadas (180 días), lo que puede atribuirse a la actividad puzolánica del humo de sílice. Además, como verificaron Du y Tam (2015), las reacciones puzolánicas del polvo de vidrio son más lentas en comparación con el proceso de hidratación del cemento, hecho que también puede haber contribuido a la posterior recuperación de la resistencia de las muestras con la incorporación de este material fino.

En las muestras optimizadas a través del empaquetamiento de partículas, inicialmente no produjo hubo una ganancia de resistencia significativa en relación con las mezclas dosificadas tradicionalmente. A los 7 días de edad, las resistencias de las muestras de la mezcla VD50E y VD50SM son inferiores a las de referencia, sin embargo, son estadísticamente iguales a la resistencia de la mezcla VD50. Este hecho se explica por el menor consumo de cemento de las mezclas VD50, VD50E y VD50SM con relación a la mezcla de REF, perjudicando el comportamiento mecánico de estas mezclas a edades tempranas. A edades más avanzadas se observa un aumento significativo de la resistencia de las muestras optimizadas. ^{Lopes (2019}) también observó ganancias significativas de resistencia después de 28 días de edad en hormigones optimizados mediante empaquetamiento de partículas y las atribuyó al fortalecimiento de las zonas de transición por adiciones minerales. Esta justificación también puede aplicarse en este caso, ya que hubo un alto consumo de humo de sílice en las mezclas optimizadas. ^{Sokolovicz (2020}) evaluó el comportamiento mecánico de UHPC empacado y sometido a curado húmedo, obteniendo resistencias de 115.30 MPa, 138.60 MPa y 158.9 MPa, a los 7, 28 y 91 días, respectivamente. En este caso, se observa un desarrollo más uniforme de la resistencia en el tiempo, lo que puede explicarse por el hecho de que las muestras presentan un menor consumo de humo de sílice y porque no tienen la incorporación de polvo de vidrio, que tiene una actividad puzolánica más lenta, como se ha mencionado anteriormente. También se observa que la resistencia final obtenida por el autor se aproxima a la obtenida en este trabajo.

Cabe destacar que el desarrollo de la resistencia a la compresión del UHPC estudiado se produce debido a la hidratación del cemento y de la reacción puzolánica del humo de sílice y del polvo de vidrio. Dependiendo del tipo y contenido de adición mineral utilizada y el régimen de curado adoptado, puede producirse una ganancia significativa de resistencia a edades superiores a los 28 días (como se puede ver en la Figura 5 para la resistencia a los 180 días), hecho que debe tenerse en cuenta en el diseño de estructuras de hormigón.

3.2 Absorción de agua por capilaridad

En la Figura 6 se presentan gráficamente los resultados del ensayo de absorción de agua por capilaridad obtenidos para las dosificaciones producidas. Los valores corresponden al promedio de los tres valores individuales obtenidos de los cuerpos de prueba ensayados a la edad de 28 días.

Figura 6 Absorción de agua por capilaridad de los UHPC producidos. 

A partir de la Figura 6, es posible observar que los niveles más bajos de absorción de agua por capilaridad se obtuvieron en las muestras optimizadas mediante empaquetamiento de partículas, considerando el uso de SM200 (VD50SM). Este hecho puede explicarse por el efecto de relleno que proporciona el material, lo que permite obtener una microestructura más densa y homogénea, además de generar una estructura de poros desconectados, reduciendo la absorción de agua por parte del material (^{Tam et al, 2012}). Además, se observa que las muestras optimizadas (VD50E y VD50SM), en general, absorbieron menos agua que las dosificadas tradicionalmente, lo que puede explicarse tanto por el mejor llenado de los vacíos proporcionado por el empaque de partículas como por el alto consumo de humo de sílice, que además del efecto filler aporta una cantidad adicional de CSH generado por la reacción puzolánica, obstruyendo los poros presentes en el material (Tam et al, 2012). Este efecto también explica por qué, en general, las muestras sometidas a CT mostraron menor absorción de agua que las sometidas a IC, ya que este procedimiento de curado aumenta la cantidad de CSH a edades tempranas debido a la aceleración de las reacciones de hidratación del cemento.

Cabe destacar la gran dispersión de resultados observada para algunos UHPC estudiados, como es el caso de REF-CI y VD50-CI. Como los valores de absorción de agua por capilaridad obtenidos para estas mezclas son muy bajos (0,793 kg/m2 para REF-IC y 0,882 kg/m2 para VD50-CI), se aprecia una pequeña diferencia entre los valores obtenidos para los cuerpos de prueba de las muestras puede resultar en una desviación estándar considerable, como se observa en el presente estudio, correspondiente a coeficientes de variación de 10,4% y 26,0%, respectivamente).

Así, con base en los resultados obtenidos, se constató que el procedimiento de ensayo prescrito en la NBR 9779 (^{ABNT, 2012}) para determinar la absorción de agua por capilaridad en morteros y hormigones endurecidos no era adecuado para aplicación en UHPC, ya que, debido a la baja cantidad de poros presentes en la microestructura del hormigón, cuerpos de prueba no presentaron diferencias significativas de masa después de largos periodos en el horno o s de exposición al agua.

3.3 Análisis estadístico

Las tablas 6, 7, 8 a la 9, que se presentan a continuación, muestran los resultados de los análisis estadísticos realizados para los resultados de resistencia mecánica y absorción de agua por capilaridad de los UHPC producidos. Cabe destacar que Sí y No indican si existe o no una diferencia significativa.

De acuerdo con la Tabla 6, es posible observar que hubo una diferencia significativa en los valores de resistencia a la compresión (a los 7 días de edad) de las muestras sometidas a CT, en comparación con las muestras después de IC. La incorporación de polvo de vidrio proporcionó una disminución significativa en la resistencia mecánica de UHPC.

A los 28 días de edad (Tabla 7), se puede observar que las mezclas VD50-CT, VD50SM-CT y VD50SM-CI no presentaron diferencias significativas con relación a la mayoría de las ADCC estudiadas. Para la mezcla VD50SM, con la incorporación de humo de sílice, polvo de vidrio y relleno, el procedimiento de curado utilizado (CT o CI) no implicó diferencias significativas en cuanto a la resistencia mecánica. Las muestras con incorporación de polvo de vidrio y sometidas a CT no mostraron diferencias significativas con relación a la muestra de referencia tras el CT.

De acuerdo con la Tabla 8, es posible observar que hubo una diferencia significativa en los valores de resistencia a la compresión (a los 180 días de edad) de las muestras sometidas a CT, en comparación con las muestras después del CI en las mezclas REF y VD50. En los demás, el tipo de curado no interfirió significativamente en la resistencia. En las muestras sometidas a CT, la incorporación de polvo de vidrio no proporcionó una diferencia significativa en la resistencia a la compresión de los UHPC.

De acuerdo con la Tabla 9, es posible observar que no hubo diferencia significativa en los valores de absorción de agua de las muestras sometidas a CT, en comparación con las muestras después de CI, excepto en la muestra sin polvo de vidrio (REF). La incorporación de polvo de vidrio no aportó una diferencia significativa en la absorción de agua de los UHPC sometidos a CT (excepto la mezcla VD50). En cuanto a las mezclas en las que se busca un mejor empaquetamiento (VD50E y VD50SM), la disminución de los valores de absorción de agua por capilaridad fue significativa, en comparación con la mezcla VD50, independientemente del tipo de curado adoptado.